機(jī)械外文文獻(xiàn)翻譯-重疊定向?qū)︽V合金板料攪拌摩擦焊縫疲勞行為的影響【中文8980字】【PDF+中文WORD】

機(jī)械外文文獻(xiàn)翻譯-重疊定向?qū)︽V合金板料攪拌摩擦焊縫疲勞行為的影響【中文8980字】【PDF+中文WORD】,中文8980字,PDF+中文WORD,機(jī)械,外文,文獻(xiàn),翻譯,重疊,定向,鎂合金,板料,攪拌,摩擦,焊縫,疲勞,行為,影響,中文,8980,PDF,WORD 重疊定向?qū)︽V合金板料攪拌摩擦焊縫疲勞行為的影響 J.F.C. Moraes ，R.I. Rodriguez ，J.B. Jordon ，X. Su 美國阿拉巴馬大學(xué)機(jī)械工程系，AL 35401， 美國福特汽車公司，MI 48124， 文章歷史： 2016年9月22日收到 以修訂形式收到2017年1月23日2017年2月19日接受 2017年2月21日在線提供 關(guān)鍵詞： 疲勞 摩擦攪拌焊接鎂的斷裂 摘要 在這項工作中，我們調(diào)查了鎂合金AZ31摩擦攪拌線圈焊接時片材堆積方向?qū)ζ谛袨榈挠绊?。眾所周知，在摩擦攪拌焊接過程中，由于工具產(chǎn)生的材料的前進(jìn)和后退流動產(chǎn)生不對稱的焊接特征，導(dǎo)致各向同性的機(jī)械行為。如此，在2mm厚的片材上進(jìn)行搭接接頭的摩擦攪拌焊接，其中試樣的拉動方向相對于工具旋轉(zhuǎn)方向改變方向。隨后進(jìn)行實驗性疲勞測試以評估片層疊取向?qū)ρh(huán)行為的這種影響。疲勞結(jié)果表明，與前進(jìn)側(cè)相比，裝載在后退側(cè)上的搭接接頭表現(xiàn)出優(yōu)越的性能。驗后分析結(jié)合有限元分析結(jié)果表明，由推進(jìn)和后退材料流產(chǎn)生的接合表面的幾何形狀在很大程度上決定了這些摩擦攪拌線性焊接搭接接頭的破壞循環(huán)次數(shù)。 1.簡介 最近，為了滿足嚴(yán)格的燃料和溫室氣體排放標(biāo)準(zhǔn)，人們重新關(guān)注減少汽車行業(yè)的車輛重量。實現(xiàn)這一目標(biāo)的一種方式是通過使用具有增強(qiáng)的強(qiáng)度重量比的材料使設(shè)計輕量化[1]。例如，已知具有高強(qiáng)度重量比的Al和Mg合金等材料在白車身生產(chǎn)中的用途增加。事實上，采用輕質(zhì)材料，如鎂合金，可以在保持令人滿意的結(jié)構(gòu)性能的同時大幅度降低車輛重量。然而，傳統(tǒng)的焊接技術(shù)，如廣泛用于連接傳統(tǒng)金屬如鋼的電阻點焊（RSW），難以用于連接鎂合金[1,2]。這個困難主要是由于鎂合金的高導(dǎo)電和導(dǎo)熱性[3]特性，導(dǎo)致高電流，因此可能導(dǎo)致不良的焊接質(zhì)量。雖然存在許多替代連接技術(shù)，包括用于鎂合金的緊固件，但攪拌摩擦焊（FSW）非常適合用于鎂合金的連接[4]。 FSW是一種固態(tài)工藝，將溫度限制在材料熔點以下，因此大部分消除或顯著減少了諸如凝固，第二相形成，孔隙，脆化和開裂等問題[5]。此外，與熔焊相比，工藝溫度較低使得FSW接頭可以實現(xiàn)較低的變形和殘余應(yīng)力[5]。 在汽車制造中，重疊是常用的聯(lián)合配置。在作為FSW變型的摩擦攪拌線性焊接（FSLW）中，可以將兩個片材以重疊配置進(jìn)行組裝，如圖1所示。在該焊接配置中，旋轉(zhuǎn)工具被插入兩個當(dāng)工具沿著焊接段橫向移動時，工具肩部與頂部薄板接觸，并且當(dāng)工具縮回時完成搭接線性焊接[6]。由于材料流動和工具的行進(jìn)方向，在重疊焊接中產(chǎn)生了兩個獨(dú)特的焊接特征：前進(jìn)側(cè);和翻新的一面。前進(jìn)側(cè)（AS）是點速度更快（旋轉(zhuǎn)加平移）的工具側(cè)面，而后退側(cè)（RS）是銷速度更慢（旋轉(zhuǎn)減去平移）的工具側(cè)面 在FSLW中，AS的搭接面（接頭中的接觸面）通常保留在焊點的外部，并沿著焊點的邊界向上指向[7]。另一方面，RS曲線向上并終止于金塊。由于焊縫的AS側(cè)具有鉤狀形式，因此通常稱為鉤狀缺陷;然而，RS被稱為冷圈缺陷[7]。眾所周知，這些宏觀特征取決于刀具幾何形狀和焊接參數(shù)的組合。此外，還已經(jīng)確定這些特征影響焊接強(qiáng)度并降低接頭載荷能力和/或影響裂紋成核和傳播[8]。由于這些宏觀特征的形成取決于工具和待連接件之間的摩擦產(chǎn)生的熱量，以及FSW過程中的物料流動，F(xiàn)SLW的特性高度依賴于刀具幾何形狀[6-10]。例如，Yang等人[6]研究了不同的刀具幾何形狀和工藝條件及其對AZ31鎂合金摩擦攪拌搭接焊縫剪切強(qiáng)度的影響。他們研究的關(guān)鍵結(jié)果之一是，當(dāng)加載RS上的搭接接頭構(gòu)造的頂部片材與AS上的加載時，達(dá)到更高的拉伸載荷。 Yuan等人的類似研究。 [8]評估了不同工具設(shè)計和焊接變量對AZ31鎂合金FSLW搭接接頭剪切強(qiáng)度的影響。在他們的研究中，他們發(fā)現(xiàn)與具有相同工藝參數(shù)的AS相比，接頭的RS實現(xiàn)了更高的載荷。然而，他們沒有探索RS和AS配置對疲勞行為的影響。 圖1.摩擦攪拌搭接焊接的試件布局; （a）退回側(cè)，（b）前進(jìn)側(cè) 雖然已有少數(shù)研究集中在焊接參數(shù)對鎂合金FSLW靜態(tài)強(qiáng)度的影響，但據(jù)作者所知，片材堆積方向?qū)ζ谛阅艿挠绊懮形幢蛔C實。因此，本文的目的是通過實驗和數(shù)值方法來量化堆積取向?qū)νㄟ^FSLW連接的AZ31鎂合金疲勞特性的影響。 2.材料和實驗 對于這項研究，采用了商業(yè)級2mm厚的AZ31鎂合金板材，其包含標(biāo)稱化學(xué)成分為Mg-3.0wt％Al-1.0wt％Zn，基材屈服強(qiáng)度為250MPa，強(qiáng)度為342 MPa [11]。為了焊接目的，將片材切割成75mm寬度和約1500mm長度。這些板以重疊配置組裝并且以2000rpm的轉(zhuǎn)速和4.6mm s -1的行進(jìn)速度焊接。具有13mm直徑的凹形滾動臺肩，3.5mm長的三叉形螺紋銷， 4.7mm針尖直徑和6.0mm針根用于焊接剪切試樣。如圖1a和b所示，對于工具的相同行進(jìn)方向和旋轉(zhuǎn)，待加載焊縫的側(cè)面根據(jù)片材相對于拉動方向的定向來限定。兩套FSLW在重疊配置中創(chuàng)建。兩組試樣之間的唯一區(qū)別是重疊定向（即頂部和底部片材的方向，以便在頂部片材的自由邊緣上具有前進(jìn)或后退側(cè)）。圖2a顯示了試件的示意圖。焊接完成后，將FSLW搭接板切成30毫米寬，120毫米長的試件用于機(jī)械測試。圖2b顯示了面向RS和AS的試件的配置。 MTS伺服液壓載荷框架用于為每個片材堆垛配置執(zhí)行搭接剪切拉伸測試（準(zhǔn)靜態(tài)），以獲得由接頭進(jìn)行的代表性平均極限載荷。根據(jù)配置測試三個試樣，并且在拉伸測試期間以1mm min -1的致動器速度使用60mm的抓握距離。對于疲勞試驗，在載荷控制條件下，在載荷比R = 0.1的正弦波形下，使用具有2.2kN稱重傳感器的MTS伺服液壓載框架中的相同抓握距離對試樣進(jìn)行測試， 20赫茲。在準(zhǔn)靜態(tài)和疲勞測試中都使用墊片，以避免測試樣品上附加的彎矩和負(fù)載。 圖2.（a）摩擦攪拌線性焊接（FSLW）搭接剪切試樣的配置。 （b）加載配置示意圖：撤退側(cè)（RS）和前進(jìn)側(cè)（AS）。 尺寸以毫米為單位。 除了機(jī)械測試之外，本研究還進(jìn)行了焊縫微觀結(jié)構(gòu)分析和死后分析。機(jī)械未測試和測試的試樣平行于加載方向進(jìn)行切片，冷固定在環(huán)氧樹脂中，研磨并拋光。最后的拋光是在乙二醇漿液中用氧化鋁0.05μm的氯丁橡膠墊完成的。為了表征微觀結(jié)構(gòu)，使用由4.2g苦味酸，10ml乙酸，10ml H 2 O和70ml乙醇組成的溶液蝕刻安裝的試樣[12,13]。使用基于光學(xué)數(shù)字顯微鏡的Keyence VHX-1000來評估不同加載條件下焊縫特征的大小和形狀，有效片厚度和橫向裂紋擴(kuò)展。使用裝配有電子背散射衍射檢測器（EBSD）的JEOL 7000掃描電子顯微鏡（SEM）進(jìn)行FSLW試樣的微紋理特征。使用在乙醇中稀釋的H 3 PO 4（3：5比率）將所有樣品在3V下電拋光20秒。 EBSD分析使用20kV束電壓以0.9lm步進(jìn)行。使用來自牛津儀器的AZTEC軟件獲取微紋理數(shù)據(jù)，并使用HKL通道5包進(jìn)行后處理。 使用威爾遜硬度試驗機(jī)，在頂部和底部片材的橫截面上進(jìn)行顯微硬度測量，增量大約為0.5mm。施加100g的持續(xù)時間為5s的負(fù)載以獲得焊接熔核上的維氏硬度（HV）。對于裂紋成核和傳播分析，在Jeol 7000 SEM中檢查疲勞試驗片的斷裂表面。 3.結(jié)果與討論 3.1幾何特征 FSLW試件的代表性橫截面如圖3所示。如前所述，前進(jìn)側(cè)（AS）上的搭接表面通常表現(xiàn)出鉤的形狀并沿著熔核邊緣向上彎曲。在焊縫的另一側(cè)，退火側(cè)（RS）上的搭接面延伸穿過焊縫，朝向AS，這個特征通常稱為冷搭接特征[8]。這些不同的特征是在焊接之前在片材表面上捕獲的氧化物膜的結(jié)果。這些捕集的氧化膜特征取決于工具和工件材料之間的相對速度。由于刀具傾斜角度，旋轉(zhuǎn)刀具前面的材料被向上推動。在前端向上驅(qū)動的材料數(shù)量沿銷釘在旋轉(zhuǎn)方向[14-16]周圍流動，導(dǎo)致鉤特征向上指向（圖3b）。隨著這種材料流動在尾隨側(cè)減速，其積聚導(dǎo)致流離開工具銷[15]，從而導(dǎo)致向下指向的搭接特征，如圖3c所示。圖3d顯示了冷圈功能的峰值高度。 圖3.（a）重疊構(gòu)造中代表性的摩擦攪拌直線焊接（FSLW）的橫截面視圖，其中AS是前進(jìn)側(cè)，RS是后退側(cè)。 （b）AS的鉤掛特征的放大視圖，（c）攪拌器，（d）和RS中的冷搭接特征。 圖4.（a）摩擦攪拌線性焊接試樣橫截面的EBSD分析位置。 （b）BM（基材）和SZ（攪拌區(qū)）的反極圖。 （c）谷物尺寸分布圖。 3.2顯微組織和硬度 圖4顯示了EBSD測量結(jié)果的微觀結(jié)構(gòu)特征。具體而言，反極圖（IPF）說明了晶粒取向以及FSLW試樣的晶粒尺寸分布。圖4a顯示了EBSD測量的位置。對于基材（BM）和攪拌區(qū)（SZ），都可以在圖4b中觀察到強(qiáng)烈的結(jié)構(gòu)。這種強(qiáng)烈的質(zhì)感是由于BM板材的軋制過程和SZ工具引起的大剪切變形造成的。最后，圖4c顯示了BZ和SZ之間的晶粒尺寸分布比較，其中SZ的平均晶粒尺寸僅比BZ略微更細(xì)。 圖5顯示了FSLW聯(lián)軸器的代表性硬度分布。橫軸表示焊縫熔核中心到毫米的距離。垂直軸表示測得的維氏（HV）硬度值。如圖5所示，與SZ的外緣相比，焊核中心顯示出更高的硬度。如圖5所示，整個焊縫的硬度值顯著變化。然而，F(xiàn)SLW的硬度分布從焊縫中心向外呈現(xiàn)對稱性，表明AS和RS具有相似的硬度值。此外，在焊縫的AS和RS中引發(fā)疲勞裂紋的區(qū)域的硬度測量值沒有顯著差異。這將在本文后面討論。 圖5.代表性的摩擦攪拌線性焊接試樣的顯微硬度分布測量。 基材硬度：59.82±2.69HV。 3.3 剪切拉伸行為 進(jìn)行拉伸剪切拉伸試驗以評估AS和RS取向的接合強(qiáng)度，其中三種試樣在AS和RS取向都進(jìn)行了測試。值得注意的是，在對AZ31鎂合金接頭的類似研究中，Yuanetal。 [8]在報道中，與在相同焊接參數(shù)下生產(chǎn)的AS相比，RS取向獲得更高的搭接剪切強(qiáng)度。而在這項研究中，焊接參數(shù)與袁等人的工作略有不同。 [8]，這項研究中關(guān)節(jié)表現(xiàn)的力學(xué)行為的趨勢是相似的。事實上，在這項研究中，RS的平均極限載荷大約比AS方向大50％。在RS和AS試樣的準(zhǔn)靜態(tài)搭接剪切試驗下的典型載荷位移曲線如圖6所示。 圖6.翻新側(cè)（RS）和前進(jìn)側(cè)（AS）取向試樣的FSLW搭接剪切試驗的代表性載荷與位移曲線。 關(guān)于在拉伸載荷下試樣的斷裂行為，斷裂試樣的代表性橫截面示于圖7中。圖7a-c示出了斷裂AS試樣的光學(xué)橫截面圖，而圖7d-f示出了光學(xué)斷裂RS試樣的橫截面圖。圖7b和e中光學(xué)圖像的較暗區(qū)域顯示了由于在單調(diào)加載條件下的大規(guī)模變形而導(dǎo)致的孿生分布。圖7c和f詳細(xì)顯示了孿生密度的高放大率。 Yang等人報道了類似的結(jié)果。[6]，這種類型的失敗是由于變形局部化，由斷裂表面附近的機(jī)械雙胞胎表示。 3.4 疲勞行為 圖8顯示了RS和AS方向上FSLW搭接剪切試樣的疲勞試驗的實驗結(jié)果。在這個圖中，垂直軸代表應(yīng)用于接頭的載荷范圍，水平軸是相應(yīng)的失效周期數(shù)，我們將失效定義為接頭完全分離。情節(jié)中的箭頭表示失控?？梢杂^察到，在相同的循環(huán)載荷下，RS取向與AS取向相比表現(xiàn)出優(yōu)越的疲勞壽命。另外，圖8顯示了與AS定向相比RS的疲勞行為的幾乎線性偏移。這個結(jié)果表明與關(guān)節(jié)和疲勞行為的最終強(qiáng)度有很強(qiáng)的相關(guān)性，這將在本文后面討論。 關(guān)于疲勞載荷下試件的斷裂行為， 9和10顯示代表失敗試件的橫截面。為了澄清本研究的目的，我們將疲勞載荷分為低周疲勞（<10,000周期）和高周疲勞（> 10,000）的情況。 低循環(huán)疲勞狀態(tài)下失效試樣的橫截面示于圖9中。AS的低循環(huán)疲勞失效示于圖9a，其中失效發(fā)生在最大負(fù)荷2069N的503循環(huán)下。低如圖9d所示，RS的循環(huán)疲勞失效發(fā)生在2620次循環(huán)，最大負(fù)荷為2069N。在這兩種情況下，模式I直接通過攪拌區(qū)傳播并進(jìn)入頂層表面，如圖9b和e所示。此外，由于塑性的較低嚴(yán)重程度，與單調(diào)加載相比，觀察到的孿生較少，詳見圖9c和f。 高周疲勞失效示于圖10中，其中圖10a中所示AS的失效發(fā)生在最大負(fù)荷371N處的353,589次循環(huán)。圖10d示出了最大437,661次循環(huán)處最大失效載荷為570N。重要的是要注意，在較低的施加振幅下，裂紋通過SZ和TMAZ之間的邊界以兩種條件下的混合模式（I + II）行為傳播，并且沒有光學(xué)觀察到孿生的證據(jù)如圖10b和e所示。圖10c和f詳細(xì)顯示了多個裂紋擴(kuò)展方向。另外，觀察到在低周疲勞樣品中未觀察到的裂紋分支。這可能表明由于焊接過程而導(dǎo)致的相對較低的殘余應(yīng)力對疲勞壽命的行為沒有顯著影響，如圖8所示。 圖11和12顯示了AS和RS取向試樣的疲勞斷裂表面的SEM圖像。圖11a示出了AS，其中在最大負(fù)荷為580N的情況下發(fā)生在43668次循環(huán)處的失效。棘輪標(biāo)記表明在鉤尖的多個位置處開始裂紋，然后朝著頂部表面朝著由白色箭頭。通過分析接近鉤尖的區(qū)域（圖11d）的裂紋萌生和距鉤尖一定距離處的穩(wěn)定裂紋擴(kuò)展區(qū)域（圖11b）進(jìn)行了進(jìn)一步評估。還要注意的是，如圖11e所示，靠近鉤尖的區(qū)域的條紋間距較小，而在遠(yuǎn)離鉤尖的區(qū)域的條紋間距較大，如圖11c所示。這些結(jié)果與前面提出的裂紋萌生位置和裂紋擴(kuò)展方向一致。 圖7：加載在（a）前進(jìn)側(cè)，（d）后退側(cè)上的失敗的搭接剪切試樣。 （b）前進(jìn)側(cè)，（e）后退側(cè)。 詳細(xì)顯示機(jī)械纏繞的較高倍率圖像：（c）前進(jìn)側(cè)，（f）后退側(cè)。 圖8.載荷范圍與在載荷比率R = 0.1下測試的FSLW搭接剪切試樣的破壞循環(huán)次數(shù)的實驗結(jié)果。 圖9：加載在（a）前進(jìn)側(cè)（503次循環(huán)），（d）后退側(cè)（2620次循環(huán)）上的斷裂低周疲勞試樣的代表性橫截面圖。 通過攪拌區(qū)的裂紋生長路徑的放大視圖：（b）前進(jìn)側(cè)：（e）退回。 （c）前進(jìn)側(cè)，（f）后退側(cè)。 載荷比是R = 0.1。 圖10：加載在（a）前進(jìn)側(cè)（失效353,589次循環(huán)），（d）后退側(cè)（失效437,661次循環(huán)）上的斷裂高循環(huán)疲勞試樣的代表性橫截面圖。 在攪拌區(qū)和熱機(jī)械影響區(qū)之間生長的裂紋路徑的放大視圖：（b）前進(jìn)側(cè)：（e）后退側(cè)。 二次裂紋的高放大視圖：（c）前進(jìn)側(cè)，（f）后退側(cè)。 載荷比是R = 0.1。 （a） AS的代表性斷裂表面，其中發(fā)生破壞的次數(shù)為（4368次），（b）距離裂紋萌生位置較遠(yuǎn)的斷裂面，（c）較大的條紋間距，（d）裂紋附近的斷裂面 （e）和小條紋間距的例子。 （a）RS的典型斷裂面，在432,166個周期失效，（b）距裂紋萌生相對較遠(yuǎn)的斷裂面，（c）較大的條紋間距，（d）裂紋萌生附近的斷裂面，（e） 和小條紋間距。 在圖12a中，RS試件在最大負(fù)荷為570N時在432,166次循環(huán)中失效。裂紋成核和傳播與AS和RS相比非常類似，但棘輪標(biāo)記表明多個裂紋起始位置沿著RS。前面提到的裂紋朝向頂部片材的自由表面?zhèn)鞑?，并且由圖12a中的白色箭頭表示。圖12還顯示了接近接合表面（圖12d）并離其較遠(yuǎn)的區(qū)域的分析（圖12b）。與AS試樣相似，如圖12e所示，靠近搭接面的區(qū)域的條紋間距很小，而在圖12c中可以看到較大的條紋間距，因此支持所提出的裂紋萌生位置和裂紋擴(kuò)展方向為RS。 圖13.最大循環(huán)載荷的實驗結(jié)果，其由準(zhǔn)靜態(tài)拉伸結(jié)果獲得的平均峰值拉伸載荷相對于載荷比R = 0.1時試樣破壞的循環(huán)次數(shù)進(jìn)行歸一化。 由于FSLW試件的事后分析顯示出類似的故障特征，故障周期數(shù)的差異可能與宏功能的幾何結(jié)構(gòu)有關(guān)，即AS和RS功能。此外，正如本研究和其他地方所證實的，F(xiàn)SLW接頭的靜態(tài)強(qiáng)度也與這些宏觀特征相關(guān)。為了檢驗RS和AS方向的穩(wěn)態(tài)和疲勞強(qiáng)度可以相互關(guān)聯(lián)的假設(shè)，圖8所示的疲勞結(jié)果通過將施加的疲勞載荷歸一化為相應(yīng)的最終靜態(tài)如圖13所示，RS和AS方向的搭接剪切強(qiáng)度。因此，可以清楚地觀察到，圖13中AS和RS的歸一化曲線幾乎折疊成一條曲線（注意，由于在這些試件中沒有發(fā)生實際故障，所以沒有顯示出數(shù)據(jù)點）。這是重要的，因為它表明對于類似Mg合金的FSLW，與堆積方向有關(guān)的疲勞差異似乎與接頭的靜態(tài)搭接剪切強(qiáng)度直接相關(guān)。此外，這些歸一化結(jié)果還表明，在產(chǎn)品開發(fā)階段，如果兩者的靜態(tài)強(qiáng)度都已知，工程師只需對其中一個關(guān)節(jié)方向進(jìn)行疲勞測試。然而，需要進(jìn)行更多的不同焊接參數(shù)和附加材料的實驗來驗證這一假設(shè)。 4.疲勞模擬 為了進(jìn)一步檢驗AS和RS的疲勞行為差異與FSLW的幾何特征有關(guān)的假設(shè)，進(jìn)行了有限元計算。由于FSLW試件具有對稱平面，商業(yè)代碼FRANC2D被用于在平面應(yīng)變計算下使用線性彈性斷裂力學(xué)來計算AS和RS特征的應(yīng)力強(qiáng)度因子。 AZ31鎂合金的材料卡被定義為彈性和各向同性的，楊氏模量為45GPa，泊松比為0.35，厚度為30mm。使用DIRECT STIFF選項進(jìn)行分析，該選項使用直接消除（高斯消除）解算器執(zhí)行線性彈性應(yīng)力分析。首先，對于無預(yù)定裂紋的AS和RS配置，進(jìn)行FSLW試樣的單調(diào)搭接拉伸拉伸。元素被定義為第二階Q8四邊形元素，平均元素尺寸為0.2×0.2 mm。這些計算的結(jié)果顯示了疲勞載荷下應(yīng)力提升器位于搭接處的位置。接下來，在這些峰值應(yīng)力的位置處產(chǎn)生初始裂紋，以啟動裂紋生長。值得注意的是，由于觀察到的鉤掛和冷搭接特征，我們假設(shè)疲勞裂紋孵育階段是可忽略的。這種假設(shè)被廣泛接受用于焊接接頭，特別是在AZ31鎂合金[4,12]和不同的鎂鋁合金搭接接頭[17]的攪拌摩擦點焊上具有類似的疲勞工作。對于有限元計算，將恒定分布載荷作為牽引力來獲得疲勞曲線。初始裂紋被定義為非內(nèi)聚性的，具有從邊緣開始的正常無牽引裂紋表面，并且裂紋表面之間的接觸未被定義，因為它們不相互作用。初始裂紋長度在加載方向45°處設(shè)定為3.59×10 3 mm，裂紋尖端區(qū)域周圍有二階T6三角形單元。為了澄清目的，并且裂縫增長計算中使用的初始裂縫如圖14a所示，并且裂縫尖端的放大視圖如圖14b所示。 圖14.（a）推進(jìn)側(cè)試樣的初始裂紋的網(wǎng)格和（b）裂紋尖端的放大視圖。 （c）最終裂紋網(wǎng)格的總體視圖，以及（d）傳播裂紋的放大視圖。 使用FRANC2D解算器中包含的預(yù)定義裂縫擴(kuò)展和自動重新網(wǎng)格劃分功能，裂縫自動增長。使用此選項，裂紋會在最大的環(huán)向應(yīng)力方向上自動增長，并且不會由用戶確定預(yù)先定義的路徑。在這項研究中，裂紋擴(kuò)展不是每個周期計算的，而是裂紋長度以預(yù)定增量2.54×10 2 mm擴(kuò)展，這是FRANC2D允許的最小增量大小。在每個步驟中，新的裂紋延伸由2個單元創(chuàng)建，應(yīng)力強(qiáng)度計算為裂紋長度的函數(shù)。圖14c中顯示了隨著裂紋在AS取向樣品中生長時最終裂紋擴(kuò)展的例子，其中放大了圖14d所示最終裂紋的視圖。如圖14d所示，當(dāng)裂紋尖端接近自由表面時，模擬停止。使用最小裂縫擴(kuò)展，RS需要總共43個步驟，AS需要45個步驟。對于RS，初始裂紋和裂紋擴(kuò)展的嚙合類似于AS，但為了簡潔起見未示出。為了清楚起見，具有模擬邊界條件的總體搭接剪切試樣在AS定向的圖15a中示出，并且在RS定向的圖15d中示出。由于模型定義（2-D，平面應(yīng)變），所有節(jié)點都被限制在平面外方向（z軸）上。虛擬耦合的左端受到各個方向的限制。另一端在垂直方向（y軸）上受約束，并且在水平方向（x軸）上施加載荷。裂紋生長模擬后得到的變形網(wǎng)格如圖15b和e所示，其中結(jié)果分別與AS和RS構(gòu)型的實驗斷裂試樣的橫截面進(jìn)行視覺比較?？梢杂^察到，預(yù)測的裂紋路徑與斷裂的低周疲勞樣本明顯吻合。我們注意到，對于高周疲勞樣品，疲勞裂紋沿SZ和TMAZ界面延伸，如圖10所示。因此我們承認(rèn)，模擬結(jié)果沒有捕獲到這種混合模式的裂縫路徑。然而，我們注意到如圖10所示，在AS和RS中都觀察到了類似的混合模式斷裂，因此對疲勞計算有貢獻(xiàn)的任何錯誤都同樣適用于兩種取向。 一旦應(yīng)力強(qiáng)度因子被確定為裂紋擴(kuò)展的函數(shù)，巴黎模型被用于估計AS和RS堆疊取向的疲勞壽命，以便與實驗結(jié)果進(jìn)行比較。由于我們假設(shè)裂紋萌生階段可忽略不計，因此使用裂紋擴(kuò)展模型來預(yù)測FSLW搭接接頭的循環(huán)次數(shù)似乎是合理的。此外，一種簡單的巴黎式方法將有助于闡明AS和RS配置在疲勞中的下劃線關(guān)系，并且使用具有更多輸入變量的疲勞模型可能會更困難。巴黎法則公式如方程（1） 圖15.（a）初始有限元網(wǎng)格，帶有前進(jìn)側(cè)負(fù)載試件的邊界條件。 （b）裂紋擴(kuò)展后的變形網(wǎng)格和c）與前進(jìn)側(cè)的實驗觀察結(jié)果的比較。 （d）初始有限元網(wǎng)格，其邊界條件為退回側(cè)負(fù)載試樣。 （e）裂紋擴(kuò)展后的變形網(wǎng)格和（f）與退火側(cè)的實驗觀察結(jié)果的比較。 圖16.實驗疲勞結(jié)果與計算的AS和RS定向FSLW試樣的循環(huán)失敗次數(shù)的比較。 負(fù)載率R = 0.1。 由于在這項研究中，我們計算了與每個步驟的裂紋長度相對應(yīng)的應(yīng)力強(qiáng)度因子（即裂紋增量），可以通過重新排列等式來計算將裂紋擴(kuò)展到任何步驟所需的周期數(shù)。 （1）被納入以下內(nèi)容： 其中i是裂紋增量，K是應(yīng)力強(qiáng)度因子。圖16顯示了實驗結(jié)果和估計疲勞壽命之間的比較。（2），其中RS = i = 43，AS = i = 45。重要的是要注意，循環(huán)次數(shù)沒有為跳動負(fù)載計算，因為假定這些負(fù)載處于閾值狀態(tài)，其中疲勞裂紋有效地不傳播。但是，我們承認(rèn)這一假設(shè)可能過于寬泛和更加前衛(wèi)。 雖然我們觀察到實驗結(jié)果與假設(shè)模式I傳播的低周疲勞樣本的預(yù)測周期數(shù)之間的非常好的相關(guān)性，但在高周期狀態(tài)下，模式I的假設(shè)可能并不完全準(zhǔn)確。如前所述，如圖10所示，高循環(huán)疲勞狀態(tài)下的樣品似乎以混合模式（I + II）傳播，如圖9所示的低循環(huán)疲勞樣品清楚地模式I這似乎可能是由于裂紋走向阻力最小的路徑，這在高周疲勞的情況下是SZ和TMZ之間的邊界。由于在高周期狀態(tài)下的驅(qū)動力較低，所以疲勞裂紋遠(yuǎn)離優(yōu)選的模式I傳播的事實似乎是合理的。此外，這種較低的驅(qū)動力也導(dǎo)致多裂紋擴(kuò)展，這在圖10中觀察到。我們進(jìn)一步承認(rèn)，在疲勞計算中包括混合模式方法可能會提高高周疲勞預(yù)測和是未來工作的重點。 模型和實驗結(jié)果之間的另一個可能的誤差來源與使用BM疲勞裂紋擴(kuò)展材料特性有關(guān)。事實上，這是使用裂紋擴(kuò)展方法來攪拌摩擦焊接接頭的主要缺點之一，因為C和m參數(shù)通常是未知的。據(jù)我們所知，我們并不知道任何測量AZ31鎂合金的C和m值的文獻(xiàn)。因此，我們假設(shè)，和其他一樣，基材的C和m與攪拌區(qū)相似，并且可用于計算故障循環(huán)次數(shù)。但是，因為我們對此比較感興趣。 在AS和RS之間，從而測試焊縫的宏觀特征對機(jī)械性能有很大影響的假設(shè)，因此不使用FSW數(shù)據(jù)中的C和m值的任何誤差都可以同時應(yīng)用于兩個方向。 一般來說，疲勞計算與實驗結(jié)果相結(jié)合表明，F(xiàn)SLW試樣的疲勞壽命主要取決于與掛鉤和冷搭接特征相關(guān)的宏觀特征，而較少依賴于焊縫特征微觀結(jié)構(gòu)的變化。 5.結(jié)論 研究堆疊取向?qū)Z31鎂合金FSLW疲勞機(jī)理的影響。提供以下摘要： 1.對FSLW AZ31鎂合金進(jìn)行金相分析，目的是表征未經(jīng)測試的試樣的晶粒尺寸和紋理。 EBSD結(jié)果表明基材和攪拌區(qū)具有高質(zhì)地，而具有相似的顆粒形態(tài)。 2.進(jìn)行硬度測量以確定焊縫中的變化。硬度測量表明前進(jìn)側(cè)掛鉤和退縮側(cè)冷搭接特征具有類似的微觀結(jié)構(gòu)。 3.力學(xué)測試的結(jié)果顯示，后退側(cè)定向搭接接頭與前進(jìn)側(cè)（增加高于50％）和疲勞壽命（高達(dá)一個數(shù)量級）相比表現(xiàn)出優(yōu)越的靜態(tài)強(qiáng)度。通過搭接接頭的極限強(qiáng)度對實驗疲勞結(jié)果進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)化，使疲勞曲線崩潰。疲勞行為與極限強(qiáng)度的相關(guān)性表明，如果兩者的靜態(tài)強(qiáng)度都已知，則只需對其中一個方向進(jìn)行疲勞測試。 4.線彈性斷裂力學(xué)（LEFM）被用來預(yù)測前進(jìn)和后退側(cè)向搭接接頭的疲勞壽命。事實上，本文中使用的斷裂力學(xué)方法基本上是一個盲計算（不對參數(shù)進(jìn)行微調(diào)），這對于將兩個方向的循環(huán)次數(shù)與失效次數(shù)的差值關(guān)聯(lián)起來非常準(zhǔn)確。用于模擬搭接頭疲勞壽命的斷裂力學(xué)方法的結(jié)果表明，所觀察到的性能差異與摩擦攪拌線性焊接的前進(jìn)和后退側(cè)的幾何特征密切相關(guān) 致謝 作者希望認(rèn)識到美國汽車材料合作伙伴關(guān)系（USAMP）鎂前端研發(fā)項目，包括Joy Forsmark，Robert McCune，李永立，郭cha超和AK Khosrovaneh的有益討論。該材料基于美國國家能源技術(shù)實驗室能源部支持的工作，編號為DE-EE0005660。本報告是作為美國政府機(jī)構(gòu)資助的報告編寫的。美國政府或其任何代理機(jī)構(gòu)及其任何員工均未對所披露的任何信息，儀器，產(chǎn)品或過程的準(zhǔn)確性，完整性或?qū)嵱眯宰鞒鋈魏蚊魇净蚰镜谋ＷC，或承擔(dān)任何法律責(zé)任或義務(wù)或者表示其使用不會侵犯私人擁有的權(quán)利。此處提及的任何特定商業(yè)產(chǎn)品，工藝或服務(wù)（按商品名稱，商標(biāo)，制造商或其他方式）并不一定構(gòu)成或暗示其對美國政府或其任何機(jī)構(gòu)的認(rèn)可，推薦或青睞。作者在此表達(dá)的觀點和意見不一定表述或反映美國政府或其任何機(jī)構(gòu)的觀點和意見。此類支持不構(gòu)成能源部認(rèn)可的工作或本文表達(dá)的觀點。這項工作利用了由阿拉巴馬大學(xué)支持的中央分析機(jī)構(gòu)擁有和維護(hù)的資源。