冷擠壓強化對雙搭接結構疲勞性能影響研究

彭航, 秦劍波, 趙天嬌

(航空工業一飛院, 陜西 西安 710089)

現代飛機在結構設計中仍然大量采用鉚釘或者螺栓等緊固件進行連接裝配，在緊固件的開孔部位，由于結構幾何形狀突變以及載荷的集中傳遞，易形成應力集中部位。大量的理論以及實踐結果表明，處于循環載荷作用下的緊固件開孔位置極易產生疲勞裂紋，構成潛在的疲勞薄弱部位，因此提高緊固件開孔部位的疲勞性能具有非常重要的實際應用價值[1]。目前，常見的提高緊固件連接部位疲勞性能的方法是采用適當的工藝手段，在孔壁處形成一定的殘余壓應力，從而抵消一部分循環載荷作用下的拉應力，以改善孔壁的抗疲勞性能[2-4]?？桌鋽D壓強化是金屬結構一種有效的抗疲勞技術，在提升金屬結構疲勞壽命方面效果顯著，它通過直徑略大于孔徑的拉槍對孔壁進行擴張，使孔周產生塑性區和彈性區，彈性區作用于塑性區形成殘余壓應力，從而提高抗裂紋萌生以及擴展的能力。由于其具有簡潔有效的疲勞增益效果，在飛機結構連接件抗疲勞設計中有著非常廣泛的應用，國內外已有大量的文獻對冷擠壓強化工藝進行了相關理論以及試驗研究。

何志明等[5]基于300M鋼耳片研究了開縫襯套擠壓、鉸孔以及孔邊擠壓對耳片壽命的影響；王幸等[6]基于TC4板研究了冷擠壓強化對疲勞壽命的影響，重點研究了開縫襯套冷擠壓后鉸孔對孔邊殘余應力的影響，并進行了試驗驗證；葛恩德等[7]通過對TC4板孔擠壓前后的殘余應力場進行有限元模擬，探討了擠壓量對孔邊應力分布的影響，得到TC4板的最佳擠壓量為4%；曹增強等[8]針對小邊距孔的壓合襯套強化工藝進行研究，分析了不同干涉量對孔周的影響，通過施加循環外載，得到了最佳干涉量；霍魯斌等[9]通過TC4-DT鈦合金耳片建立了二次冷擠壓的數值建模方法并通過實驗進行了驗證；王洪達[10]以TC4鈦合金為研究對象，研究了不同擠壓量、初孔直徑以及孔邊距等參數對孔壁殘余應力的影響；Burlat等[11]在芯棒外增加了襯套，研究了不同的擠壓量以及外載荷歷史幅值對試驗件疲勞壽命的影響；Karabin等[12]基于7085-T7651航空鋁合金板研究了襯套幾何開口形狀對孔冷擠壓塑形應變的影響。

以上大部分文獻主要針對原件級結構開展冷擠壓工藝對孔周應力分布或者疲勞壽命的影響規律研究，而針對國產7A85自由鍛件材料制造的組件級結構未見相關研究，制約該材料在大型飛機主承力構件中的應用。本文基于國產7A85鋁合金鍛件雙搭接結構，通過有限元分析研究冷擠壓強化后孔周應力分布情況，確定出最佳干涉量，分析比較鉸孔前后的孔周應力分布，并對比普通制孔與冷擠壓強化2種工藝形式下試驗件在實際加載情況下孔周應力分布，最后通過試驗得到2種工藝下的95%置信度以及95%可靠度下試驗件的疲勞壽命以及試驗DFR值。

1 有限元分析

飛機機身框中常見的雙搭接板結構如圖1所示。結構左右對稱，總長805 mm，寬45 mm，2塊中板厚均為5 mm，兩側板厚均為3 mm，通過12個高鎖螺栓連接。螺栓直徑均為5 mm，間距為20 mm，排距為20 mm。

圖1 雙搭接結構(單位:mm)

1.1 結構疲勞薄弱部位確定

由于雙搭接結構左右對稱，在分析時僅考慮左側，初步確定結構疲勞薄弱部位為圖2中中板處細節I與上下側板處細節Ⅱ。

圖2 結構疲勞薄弱部位

根據雙搭接結構參數在ABAQUS中建立有限元模型如圖3所示，計算雙搭接結構中的釘傳載荷分配關系，確定結構疲勞薄弱部位。根據試驗件受力特點，將左側中板端部固定，右側中板端部施加平行于中板180 MPa的均布壓強載荷。通過彈簧元來模擬模型中的12個高鎖螺栓，單元類型設置為六面體八節點減縮積分單元，結構網格劃分以及螺栓編號見圖3。

圖3 雙搭接結構有限元模型

計算得到左側6個彈簧元的釘傳載荷，見表1?？傒d荷為6個彈簧元釘傳載荷之和,為40 500.6 N。

表1 釘傳載荷計算結果 N

細節Ⅰ處(對應圖3中螺栓1與螺栓4)釘傳載荷比

細節Ⅱ(對應圖3中螺栓3與螺栓6)處釘傳載荷比

細節Ⅰ處釘傳載荷比要大于細節Ⅱ處,且中板厚度要小于兩側板厚度之和。因此,確定細節I為雙搭接結構的疲勞薄弱部位。

1.2 冷擠壓最佳干涉量分析

選用雙搭接結構中板端釘孔(細節I)處在ABAQUS中建立三維有限元模型,包括中板、襯套以及擠壓芯棒,襯套分別與中板以及擠壓芯棒之間設置接觸,擠壓芯棒的直徑略大于孔徑。擠壓芯棒從上端擠入到下端擠出,以模擬拉槍對孔壁的擠壓擴張作用,冷擠壓有限元模型如圖4所示。

圖4 孔冷擠壓有限元模型

中板、襯套以及擠壓芯棒采用接觸分析中常用的六面體八節點減縮積分單元,將襯套以及中板端釘孔2倍直徑范圍內的模型進行局部細化,中板材料為7A85鋁合金,襯套材料為1Cr17Ni7不銹鋼,材料屬性見表2,應力應變曲線見圖5至6。芯棒在擠壓過程中襯套開縫處易形成凸脊,從而形成新的疲勞源,因此,通常將襯套開縫處布置于與加載方向平行一側,本文為簡化計算采用完整襯套進行分析。擠壓芯棒材料為W6Mo5Cr4V2合金鋼,入口與出口錐度為0.1,工作段直徑根據擠壓量進行調整。襯套與平板之間的摩擦因數設置為0.1,芯棒與襯套之間無摩擦。

表2 部件定義及材料屬性

圖5 7A85鋁合金真實應力應變曲線

圖6 1Cr17Ni7不銹鋼真實應力應變曲線

由于切向應力分量對于疲勞裂紋的形成起著非常重要的作用[13-14],殘余切向壓應力能夠抑制裂紋,而切向拉應力則會促進裂紋的形成,因此,分別選取6種(0.5%,1%,1.5%,2%,2.5%以及3%)不同干涉量,研究不同干涉量時孔壁的切向應力分布情況,圖7為1%干涉量下冷擠壓后孔周切向應力分布情況,上部為擠入端,下部為擠出端?？梢钥闯?在擠壓芯棒的作用下,孔壁及孔壁附近一定范圍內產生了切向壓應力,而在遠離孔壁的一定范圍內則形成了切向拉應力,而且在厚度方向(Z向)與徑向(X向)切向應力的分布均有所不相同。

圖7 冷擠壓后孔周切向應力分布

由于在0.5%干涉量下孔壁未能形成有效的塑形變形,因此圖8僅給出了6種(0.75%,1%,1.5%,2%,2.5%以及3%)不同干涉量擠壓后孔的切向殘余應力在擠入端(z=0 mm)、中間厚度(z=2.5 mm)以及擠出端(z=5 mm)3個不同厚度位置處沿徑向的分布情況。

由圖8a)可知,不同擠壓量下,切向殘余應力沿徑向呈現出先增加,再減小,然后再增加,到遠端處再減小為零的規律。最大切向殘余壓應力出現在孔壁處。其中,距孔壁0～1 mm范圍內,1%,2.5%以及2%干涉量下的切向殘余壓應力較大。

由圖8b)可知,中間厚度的最大切向殘余壓應力相比擠入端以及擠出端要大很多;最大切向殘余壓應力從0.75%～2%干涉量范圍內增加明顯,2%～3%干涉量范圍內最大切向殘余壓應力的增益不再明顯;中間厚度0.75%,1%以及1.5%擠壓量下切向殘余應力沿徑向呈現出先增大后減小的變化趨勢,最大切向殘余壓應力在孔邊處;2%,2.5%以及3%擠壓量下,切向殘余應力沿徑向呈現出先減小后增大,再減小的過程,最大切向殘余壓應力出現在距離孔邊0.1～0.4 mm范圍內。其中:距孔壁0～1 mm范圍內,3%,2.5%以及2%干涉量下切向殘余壓應力較大。

由圖8c)可知,擠出端殘余壓應力的影響范圍較擠入端以及中間厚度更大;0.75%、1%、1.5%以及2%干涉量下切向殘余應力沿徑向基本呈現出先增大后減小的變化趨勢,最大切向殘余壓應力在孔壁處;2.5%以及3%干涉量下切向殘余應力沿徑向基本呈現出先減小,再增加,后再減小的過程,最大殘余壓應力出現在0.4～1 mm的范圍內。其中,距孔壁0～1 mm范圍內1.5%,2%以及1%干涉量下切向殘余壓應力較大。

圖8 不同干涉量下切向應力沿徑向分布

由擠入端、中間厚度以及擠出端的切向殘余壓應力結果綜合分析可知:在芯棒從上至下的擠壓過程中,不同的擠壓量在孔的擠入端、中間厚度以及擠出端分別形成了不同分布狀態的切向殘余壓應力,總體上在中間部位形成的切向殘余壓應力最大即強化效果最好,擠出端次之,擠入端最小,所以擠入端往往成為結構的疲勞薄弱部位。在擠入端1%以及2.5%干涉量下孔周的切向殘余壓應力較大,且數值較為接近,同時考慮到1%干涉量下在中間厚度以及擠出端形成的殘余壓應力較小,因此本文將2.5%左右的干涉量作為最佳干涉量。

1.3 有限元模擬鉸孔的影響

孔冷擠壓過程中,由于孔邊沿軸向缺乏支撐,金屬塑型變形產生流動,從而形成材料堆積,產生表面凸起的不平現象。對于較厚的板擠入端和擠出端同時存在堆積形成如圖9所示的喇叭型。同時,加襯套擠壓后由于開縫襯套的縫隙在孔壁上形成了微小的凸脊,為達到裝配要求,需對孔壁進行終鉸。

圖9 冷擠壓后孔壁變形圖(變形放大10倍)

有限元模擬鉸孔時先對初孔進行冷擠壓強化,根據擠壓強化后孔邊的位移變化以及終孔尺寸確定出需要鉸削的范圍,將孔壁附近劃分為鉸削區以及非鉸削區,通過刪除鉸削區的單元以模擬鉸孔對孔邊應力分布的影響。

圖10給出了鉸孔前后擠入端、中間厚度以及擠出端三處孔壁沿徑向的切向應力分布情況。

圖10 鉸孔前后切向應力沿徑向分布

孔壁冷擠壓后鉸孔相當于釋放了原來孔壁處的殘余壓應力,使得孔邊切向殘余應力發生了重新分配。在圖10中可觀察到在不同厚度處呈現出不同的規律:擠入端鉸孔后的孔壁殘余壓應力明顯小于鉸孔前,而中間厚度以及擠出端鉸孔后孔壁的殘余壓應力大于鉸孔前;除孔壁外,擠入端、中間厚度以及擠出端的同一部位在鉸孔后孔周殘余壓應力沿徑向有一定的增加,對于疲勞壽命的增益有利。

由于孔壁表面在開縫襯套冷擠壓過程中不可避免的會存在凸脊以及部分表面損傷,因此開縫襯套冷擠壓后必須輕鉸一刀,以消除孔表面缺陷,而且適當的鉸削有利于除孔壁外孔周其他部位切向殘余壓應力的增加。但同時需控制鉸削量,以避免孔邊殘余壓應力特別是擠入端被過多的消除,這將不利于提高孔壁的抗疲勞品質。

1.4 加載有限元模擬分析

分別建立未冷擠壓強化以及2.5%干涉量冷擠壓強化后的雙搭接有限元模型,對比帶釘接觸加載峰值壓強載荷180 MPa下2套模型中間板細節Ⅰ孔邊應力分布情況。圖11和圖12分別為未冷擠壓強化以及冷擠壓強化峰值加載后孔邊切向應力分布情況。

圖11 未冷擠壓強化加載時切向應力分布

由圖11可知,未冷擠壓強化加載后其孔周最大切向應力位于與加載方向垂直的孔壁處,沿板厚度方向應力分布基本一致。

圖12 冷擠壓強化后加載時切向應力分布

由圖12可知:冷擠壓強化后由于孔周殘余壓應力的存在,在同樣的加載載荷下,孔周切向應力分布與未冷擠壓強化時有很大不同,芯棒擠入端切向拉應力最大、擠出端次之、中間厚度切向應力最小。

為精確對比冷擠壓強化對孔壁不同厚度處應力的影響,圖13給出了峰值加載后未冷擠壓強化以及冷擠壓強化2種工藝下孔壁切向應力沿厚度方向的變化規律。

圖13 加載后孔壁切向應力沿厚度方向分布

由圖13可知,未冷擠壓強化的孔壁,沿著厚度方向的切向應力值較為穩定,沿中間厚度上下對稱,在400～425 MPa間變化,變化范圍較小;而采用冷擠壓工藝后,孔壁切向拉應力相比未強化時有了明顯下降,且沿著厚度方向切向應力值的變化也非常顯著,其變化規律是:從擠入端沿著厚度方向先增加,在距擠入端0.25 mm左右達到284 MPa的最大值,然后再迅速減小,隨后的中間段變化較為平緩,接近擠出端時先減小,又迅速增加至180 MPa。

由以上分析可知,在同樣的載荷譜下,冷擠壓相比未冷擠壓時的最大切向應力有顯著降低,為冷擠壓后壽命增益提供理論分析基礎。

2 試驗結果及討論

2.1 試驗簡介

試驗件材料為7A85-T7452鋁合金自由鍛件。普通制孔包含鉆孔以及精密鉸孔2道工序,開縫襯套冷擠壓包括:①鉆孔后鉸孔以制作初孔;②采用FTI開縫襯套進行冷擠壓強化;③精密鉸孔去除開縫襯套冷擠壓后遺留下的凸脊。試驗在標準MTS機上進行,試驗件安裝及加載見圖14,試驗件列于表3,試驗載荷譜為等幅譜,應力比R為0.06,波形為正弦波,試驗頻率為5 Hz,試驗件疲勞峰值載荷為40.5 kN(對應雙搭接結構插入件等直段參考應力為180 MPa)。

圖14 試驗件安裝及加載

表3 試驗件匯總

2.2 試驗結果

圖15給出了試驗件的典型破壞情況。試驗件的失效模式均為疲勞斷裂,破壞機理為孔邊角裂紋疲勞擴展而斷裂,斷口所處位置基本都在孔的橫截面上。疲勞破壞部位均在中間板端部一排釘處,與有限元分析的疲勞薄弱部位相一致。

圖15 試驗件疲勞破壞形式

表4為普通制孔以及冷擠壓強化后2種不同工藝下試驗件的疲勞破壞循環次數。

表4 試驗件疲勞試驗破壞循環次數

2.3 可靠性壽命及試驗DFR值

具有95%置信度、95%可靠度疲勞壽命(雙95%疲勞壽命)按照(1)式計算[15-16]

(1)

式中:β為特征壽命;ST為試件系數;SC為置信系數;SR為可靠性系數。

所有n個試件全部破壞時

(2)

所有n個試件中r個破壞時

(3)

所有n個試件均未破壞

(4)

各式中,Ni表示壽命數據(即試驗測得的疲勞循環數據),對于鋁合金形狀參數α=4.0。

疲勞細節額定值DFR按照(5)式計算

DFR=

(5)

X=S(5-lgN95/95)

(6)

式中,σmo=310 MPa,S=2；σmo為應力幅值為零時的破壞應力/MPa;σmax為最大正應力/MPa;R為應力比;N95/95為可靠度、置信度均為95%疲勞壽命值;S為S-N曲線斜度參數。

試驗件采用等幅譜加載,參考文獻[16]中查得上述參數ST=1.3,SC=0.83,SR=2.1(每組試驗破壞件數為6件,每個試驗件含2個中板以及上下2個側板)。

表5列出了試驗件在雙95%疲勞壽命以及對應的試驗DFR值。

表5 試驗件雙95%疲勞壽命及試驗DFR值

由表5可知,冷擠壓強化后雙95%疲勞壽命提升了約49%,試驗DFR值提升了約9.8%。

3 結 論

1) 通過建立典型雙搭接結構有限元模型確定了試驗結構的疲勞薄弱部位,深入研究了開縫襯套冷擠壓在不同干涉量下對孔周殘余應力分布的影響,確定了最佳干涉量為2.5%。

2) 適當的鉸孔有利于除孔壁外孔周其他部位切向殘余壓應力的增加,但同時需控制鉸削量,以避免孔壁殘余壓應力被過多消除。

3) 對比分析了加載時冷作強化前后孔壁的切向應力分布規律,分析表明:冷擠壓相比未冷擠壓的切向拉應力有了明顯降低。

4) 基于國產7A85鋁合金自由鍛件試驗件,得到了雙搭接結構在普通制孔以及開縫襯套冷擠壓后的疲勞壽命以及試驗DFR值,結果表明:冷擠壓強化后在95%置信度以及95%可靠度下疲勞壽命提升了約49%,試驗DFR值提升了約9.8%。