張小輝，許光群，聶 利，賀 旺，楊嘉勤，曹 強(qiáng)，鄭樹民，王燕禮

(1.國營蕪湖機(jī)械廠，安徽蕪湖241000;2.陸軍步兵學(xué)院，南昌330100)

孔擠壓是航空業(yè)廣泛應(yīng)用的孔結(jié)構(gòu)抗疲勞強(qiáng)化技術(shù)，工程中常用的有開縫襯套擠壓和直接芯棒擠壓兩種技術(shù)［1］.開縫襯套擠壓(Split Sleeve Cold Expansion，SsCX)技術(shù)是在孔壁和芯棒間預(yù)置一個沿軸向有開縫的襯套，當(dāng)芯棒擠過襯套時，襯套發(fā)生彈性變形并沿周向張開，擠壓孔壁材料發(fā)生彈塑性變形，取走芯棒和襯套后，最終在孔壁引入殘余壓應(yīng)力，改善連接孔在外載荷作用下的局部應(yīng)力分布狀態(tài)，達(dá)到提高連接孔疲勞強(qiáng)度和抗應(yīng)力腐蝕性能目的.直接芯棒擠壓(Cold Expansion，CX)則不使用襯套，孔壁和芯棒是直接接觸擠壓.因為開縫襯套擠壓時芯棒工作段直徑比孔初始直徑要小，這使得該工藝可實現(xiàn)單邊操作，工程中用起來方便快捷，同時有效降低連接孔背后空間區(qū)域?qū)讛D壓的應(yīng)用限制，在航空業(yè)中得到廣泛應(yīng)用.相對于直接芯棒擠壓，關(guān)于開縫襯套擠壓的優(yōu)/劣勢和使用注意事項有很多說法.多數(shù)學(xué)者認(rèn)可芯棒與孔壁不直接接觸摩擦的特征可避免孔壁軸向劃傷，以及襯套內(nèi)壁預(yù)制的固體潤滑膜，可大幅降低擠壓芯棒和襯套內(nèi)壁之間的摩擦系數(shù)，減小軸向拉拔力，從而有助于實現(xiàn)孔的高干涉量擠壓，提高強(qiáng)化效果和強(qiáng)化穩(wěn)定性［2］;有部分學(xué)者認(rèn)為使用襯套可有效抑制材料向擠出端的軸向流動，進(jìn)而保證孔壁材料的徑向擴(kuò)脹，從而極大提高孔擠壓強(qiáng)化效果［3］;以上改善都助于孔疲勞強(qiáng)度的提高.也有學(xué)者［4］認(rèn)為開縫襯套擠壓后遺留在孔壁的軸向凸脊根部容易產(chǎn)生微裂紋，可能還存在殘余拉應(yīng)力，這對疲勞不利，需要后期鉸削消除凸脊;受開縫影響，一些學(xué)者［5］提出最好擠壓前將襯套開縫和構(gòu)件外載荷方向?qū)R放置，保證軸向凸脊與孔疲勞危險區(qū)域呈90°，但West Coast Industry(WCI)建議只需在孔結(jié)構(gòu)承受低周疲勞(LCF)時，開縫放置才要遠(yuǎn)離最高應(yīng)力區(qū)域;WCI還提出當(dāng)孔結(jié)構(gòu)不用于裝配時，開縫襯套擠壓強(qiáng)化不需要做鉸孔處理等.

眾所周知，在孔壁引入殘余壓應(yīng)力是開縫襯套擠壓工藝提高連接孔疲勞強(qiáng)度的關(guān)鍵因素.由于襯套開縫在擠壓過程中呈周向張開狀態(tài)，開縫處襯套材料的不連續(xù)造成其對應(yīng)孔壁區(qū)域材料的約束狀態(tài)與其它位置不同，這勢必會導(dǎo)致該區(qū)域殘余應(yīng)力和塑性變形量與其它區(qū)域的不同.這也是前文提到的襯套放置要求等考慮所在.因此，了解把握襯套使用對殘余應(yīng)力、以及開縫對孔壁凸脊區(qū)域殘余應(yīng)力的影響，對深入理解開縫襯套擠壓強(qiáng)化機(jī)理和制定擠壓強(qiáng)化工藝都非常有意義.因為襯套開縫極小，實際擠壓后遺留下的軸向凸脊幾何尺寸有限，且常用的X射線衍射應(yīng)力測量法(XRD法)測定的是表面一定深度范圍內(nèi)某一圓柱體體積內(nèi)的應(yīng)力平均值［6］，為提高測試精度其圓柱體直徑(光斑直徑)通常大于1 mm，這就難以抓住軸向凸脊附近的殘余應(yīng)力變化梯度，且X射線無法直接照射到小孔表面，孔壁表面曲率較大，采用實驗法研究上述應(yīng)力分布特征異常困難.

文獻(xiàn)［7］建立1/2三維有限元模型模擬了開縫襯套擠壓工藝，僅指出襯套開縫處殘余應(yīng)力較對應(yīng)襯套非開縫處變化更加劇烈，但沒做進(jìn)一步詳細(xì)地分析.為此，本文基于有限單元法，采用商用有限元軟件ANSYS計算模擬了開縫襯套擠壓和直接芯棒擠壓兩種不同工藝，對比研究了不同工藝引入的孔壁殘余應(yīng)力分布特征、材料軸向流動特征、以及襯套開縫對應(yīng)孔壁區(qū)域殘余應(yīng)力分布特征等.該研究對制定開縫襯套擠壓強(qiáng)化工藝和應(yīng)用開縫襯套擠壓技術(shù)具有理論指導(dǎo)價值.

1 有限元模型建立

1.1 模型幾何尺寸及材料屬性

本文研究了10 mm厚7B04－T651航空鋁合金Φ8.1 mm初孔的擠壓強(qiáng)化，其力學(xué)參數(shù)為:屈服強(qiáng)度 480 MPa，彈性模量 71 GPa，硬化模量71 MPa，泊松比0.33.由于芯棒剛度遠(yuǎn)大于孔材料，擠壓中僅發(fā)生微量彈性變形，故計算時作為剛體考慮.開縫襯套采用高強(qiáng)度不銹鋼制作，襯套壁厚0.32 mm，擠壓過程中襯套是純彈性變形，材料彈性模量取210 GPa.孔結(jié)構(gòu)和開縫襯套擠壓用芯棒的有限元模型按圖1幾何尺寸建立，為保證直接芯棒擠壓和開縫襯套擠壓的干涉量一致，直接擠壓芯棒工作段直徑為Φ8.54 mm.

圖1 模型幾何尺寸Fig.1 Model size(a)Holed structure;(b)SSCX mandrel

1.2 有限元模型

開縫襯套在擠壓過程中周向張開，開縫處襯套材料不連續(xù)導(dǎo)致整個模型不再具有軸對稱特征，故開縫襯套擠壓和直接芯棒擠壓兩種不同工藝均建立了全尺寸有限元模型.

在有限元模型中，將擠壓芯棒材料考慮為剛體，開縫襯套材料設(shè)為純彈性體，鋁合金設(shè)為彈塑性材料，采用雙線性隨動強(qiáng)化模型描述鋁合金材料的彈塑性本構(gòu)關(guān)系;選用SOLID185八節(jié)點六面體單元對孔結(jié)構(gòu)和襯套進(jìn)行單元劃分，使用TARGE170和CONTA173接觸單元建立接觸.采用增廣拉格朗日乘子法計算接觸問題，在單元高斯積分點上檢查接觸狀態(tài).孔壁和擠壓芯棒、孔壁和開縫襯套、襯套和孔壁之間的摩擦系數(shù)設(shè)為0.1［8－9］.

有限元計算結(jié)果的精確度與網(wǎng)格密度緊密相關(guān)，為得到收斂解，對網(wǎng)格不斷細(xì)化并進(jìn)行計算，當(dāng)兩種不同密度網(wǎng)格模型的計算最大應(yīng)力差值小于1%時，認(rèn)為此時的網(wǎng)格密度達(dá)到了計算精度的要求;同時，為抓住孔壁鄰近區(qū)域和擠入/擠出端殘余應(yīng)力的變化梯度，采用漸變網(wǎng)格劃分技術(shù)對這些重點區(qū)域進(jìn)行了網(wǎng)格細(xì)化，劃分完網(wǎng)格后的有限元模型如圖2所示.

圖2 有限元模型Fig.2 FEM model(a)SSCX;(b)CX

1.3 邊界條件

在孔結(jié)構(gòu)對稱面施加對稱位移約束，即孔結(jié)構(gòu)XY對稱面內(nèi)所有節(jié)點施加Z方向0位移約束，孔結(jié)構(gòu)YZ對稱面內(nèi)所有節(jié)點施加X方向0位移約束，孔結(jié)構(gòu)長軸方向兩端面內(nèi)所有節(jié)點施加Y方向0位移約束.擠出端r=5～9 mm環(huán)形范圍內(nèi)所有節(jié)點施加Y方向0位移約束，模擬擠壓過程中擠出端的墊板作用.

1.4 計算步驟

計算分為兩步:①模擬擠壓過程;②模擬去除擠出端墊板過程.

2 有限元模型驗證

受鋁合金軋制織構(gòu)影響，采用XRD法測定軋制7B04－T651鋁合金板材加工的擠壓強(qiáng)化孔邊殘余應(yīng)力難度很大.為驗證開縫襯套擠壓有限元模型，采用XRD法測定了開縫襯套擠壓強(qiáng)化TA15鈦合金孔結(jié)構(gòu)的孔邊殘余應(yīng)力，TA15孔結(jié)構(gòu)、襯套、擠壓芯棒與7B04－T651孔結(jié)構(gòu)的幾何尺寸完全相同.有限元仿真中鈦合金使用材料性能參數(shù)如下:屈服強(qiáng)度 915 MPa，彈性模量116 GPa，硬化模量 116 MPa，泊松比 0.33.XRD測定與有限元計算結(jié)果對比如圖3所示.

圖3XRD法和FEM法確定TA15孔邊殘余應(yīng)力對照圖Fig.3 Residual stress gained by XRD and FEM for TA15 hole

圖3 表明，采用文中所述有限元模型計算所得擠壓強(qiáng)化孔邊殘余應(yīng)力與XRD法所得具有良好的分布趨勢吻合性，這表明有限元模型是正確的.需要注意的是，受XRD法測定誤差、有限元計算數(shù)值迭代誤差的影響，應(yīng)力值并不完全相同，這是可以理解的.

3 結(jié)果與分析

3.1 材料軸向流動特征

圖4是兩種工藝在相同干涉量下，孔壁材料的軸向流動特征.可以看到，開縫襯套擠壓后擠入端材料堆積高度為0.204 mm，略高于直接芯棒擠壓后擠入端材料堆積高度0.131 mm;開縫襯套擠壓后擠出端材料堆積高度為0.188 mm，遠(yuǎn)低于直接芯棒擠壓后擠出端材料堆積高度0.475 mm.這表明，使用襯套后由于孔壁和襯套間不存在相對運(yùn)動，有效降低了孔壁材料受軸向摩擦力的影響，在干涉作用下，根據(jù)材料體積不變理論，開縫襯套擠壓時在擠出端材料必然向孔自由端流動的趨勢更大，相反，直接芯棒擠壓過程時孔壁材料受軸向摩擦力作用和芯棒運(yùn)動方向影響，材料向擠出端流動的趨勢更大，造成開縫襯套擠壓后擠出端堆積高度較高;直接芯棒擠壓時材料不斷從擠入端向擠出端涌流，導(dǎo)致擠出端材料堆積嚴(yán)重.材料向兩端流出狀態(tài)的不同，意味著孔壁材料在周向方向的體積有所不同，從而造成擠壓時兩種工藝的實際擠壓量有區(qū)別，這會造成殘余應(yīng)力場的不同.開縫襯套擠壓時材料流動相對較少，意味著該工藝更能保證孔壁材料的周向擴(kuò)脹，實際擠壓量更大.另外，在飛機(jī)夾層孔結(jié)構(gòu)擠壓強(qiáng)化時，夾層面恰好為擠出端，使用開縫襯套擠壓可降低擠出端材料堆積，從而減小夾層間隙.

圖4 材料流動Fig.4 Material movement(a)SSCX;(b)CX

3.2 開縫對應(yīng)孔壁區(qū)域殘余應(yīng)力特征

圖5 是從擠入端向擠出端看，孔壁的殘余應(yīng)力分布云圖，其中，圖5(a)～(c)和圖5(d)～(f)分別是開縫襯套擠壓工藝和直接芯棒擠壓工藝的徑向、周向和軸向殘余應(yīng)力分量.對比直接芯棒擠壓工藝，可以看到，開縫襯套擠壓后，在襯套開縫對應(yīng)孔壁區(qū)域形成了一條明顯的軸向凸脊，見圖5(a)中箭頭指，且凸脊處的徑向、周向和軸向殘余應(yīng)力分量均存在突變，但是，對于最關(guān)心的周向殘余應(yīng)力，在凸脊處仍然是殘余壓應(yīng)力，如圖5(b)所示，而非文獻(xiàn)［4］中提到的可能為殘余拉應(yīng)力.

圖6(a)和(d)分別是開縫襯套擠壓工藝和直接芯棒擠壓工藝的擠入端周向應(yīng)力狀態(tài)，顯示在凸脊對應(yīng)孔端形成一個“心狀”殘余壓應(yīng)力區(qū)(見圖中箭頭所指)，該區(qū)殘余壓應(yīng)力明顯較擠入端同一半徑圓周上其它區(qū)域殘余壓應(yīng)力要大;圖6(b)和(e)分別是開縫襯套擠壓工藝和直接芯棒擠壓工藝的擠出端周向應(yīng)力狀態(tài)，顯示襯套開縫雖改變了擠出端周向應(yīng)力的對稱性特征，但因為孔擠壓工藝本身會在擠出端引入相對較大的殘余壓應(yīng)力，故僅從應(yīng)力值來看，襯套開縫的影響不明顯;圖6(c)和(f)分別是開縫襯套擠壓工藝和直接芯棒擠壓工藝的XY截面(即開縫襯套擠壓凸脊所在平面)周向殘余應(yīng)力狀態(tài)，可以看到，由于凸脊處孔壁材料彈塑性狀態(tài)與其它區(qū)域不同，凸脊對應(yīng)孔壁區(qū)域殘余壓應(yīng)力明顯較小，該區(qū)壓應(yīng)力峰值約為－470 MPa，較非開縫對應(yīng)區(qū)域應(yīng)力峰值－590 MPa降低了約120 MPa;而直接開縫擠壓在孔壁形成了軸對稱分布的殘余應(yīng)力.

圖5 徑向/周向/軸向殘余應(yīng)力云圖(從擠入端向擠出端看)Fig.5 Radial/hoop/axial residual stress contour(viewed from entrance surface to exit surface)

圖6 周向殘余應(yīng)力云圖Fig.6 Hoop residual stress contour

3.3 疲勞危險截面殘余應(yīng)力特征

為進(jìn)一步分析使用襯套對疲勞危險截面殘余應(yīng)力的影響，提取了擠入端(Entrance)、孔壁中間厚度(Middle)、擠出端(Exit)三個典型位置孔壁區(qū)域(0～8 mm)范圍內(nèi)三向殘余應(yīng)力值，其分布特征如圖7所示.圖7(a)顯示開縫襯套擠壓后，擠出端靠近孔壁區(qū)域徑向殘余應(yīng)力有所減小，中間位置壓應(yīng)力值和區(qū)域明顯增大，對擠入端沒有明顯影響.圖7(b)顯示開縫襯套擠壓對3個典型位置的周向殘余應(yīng)力影響顯著，將擠入端(孔擠壓強(qiáng)化連接孔的關(guān)鍵疲勞熱點)殘余應(yīng)力狀態(tài)由直接芯棒擠壓產(chǎn)生的拉應(yīng)力(約50 MPa)變?yōu)閴簯?yīng)力(約－15 MPa)，中間厚度殘余應(yīng)力區(qū)域由直接芯棒擠壓的3.7 mm增大至4.7 mm，擠出端殘余應(yīng)力由－210 MPa增大至－340 MPa且靠近孔壁0～1 mm范圍內(nèi)的殘余應(yīng)力整體增大，以上變化均有助于進(jìn)一步提高孔擠壓強(qiáng)化工藝的疲勞增益.圖7c顯示開縫襯套擠壓對擠入端和擠出端的軸向殘余應(yīng)力影響很小.這些變化均是因為使用開縫襯套后，避免了孔壁材料受軸向摩擦力作用和芯棒運(yùn)動方向影響，改變孔壁材料流動狀態(tài)，進(jìn)而影響了孔壁材料彈塑性變形狀態(tài)，最終引起了殘余應(yīng)力場的特征變化.

圖7 危險截面應(yīng)力分布特征Fig.7 Characteristic of residual stress distributed in fatigue dangerous section(a)Radial;(b)Hoop;(c)Axial

圖8 顯示，直接芯棒擠壓后孔壁周向殘余應(yīng)力峰值分別為－593和170 MPa，徑向殘余應(yīng)力峰值分別為－303和112 MPa，而開縫襯套擠壓后兩參數(shù)分別為－585和158 MPa及－333和95 MPa.這表明，使用開縫襯套并沒有起到提高孔壁殘余壓應(yīng)力峰值的作用，對于起到抗疲勞關(guān)鍵作用的周向殘余壓應(yīng)力還有所減小.分析認(rèn)為，這是因為在直接芯棒擠壓時，受材料向擠出端流動影響，導(dǎo)致在孔中間位置時，流動材料累積增大了該區(qū)域材料的實際擠壓量，所以應(yīng)力峰值更大;相反，使用開縫襯套緩解了材料向擠出端流動，導(dǎo)致實際擠壓量沒有增大，但保證了孔壁材料的周向擴(kuò)脹，從而增大了孔壁中間區(qū)域的殘余壓應(yīng)力區(qū)域，參考圖7(b)所示.

圖8 疲勞危險截面徑向/周向/軸向應(yīng)力云圖(從擠入端向擠出端看)Fig.8 Radial/Hoop/Axial residual stress contour distributed in fatigue dangerous section(viewed from entrance surface to exit surface)

4 結(jié)論

1)使用開縫襯套可有效降低孔壁材料軸向流動趨勢，減小擠出端材料堆積，這在夾層孔結(jié)構(gòu)擠壓時可降低夾層間隙.

2)開縫襯套擠壓不會增大孔壁殘余壓應(yīng)力峰值，但會增大殘余壓應(yīng)力區(qū)域，這對抗疲勞是有益的.

3)襯套開縫對應(yīng)孔壁區(qū)域殘余應(yīng)力存在突變，但沒有出現(xiàn)文獻(xiàn)中提到的可能出現(xiàn)的周向殘余拉應(yīng)力，而是殘余壓應(yīng)力.

4)襯套開縫對應(yīng)孔壁中間厚度位置的殘余壓應(yīng)力峰值較其它位置稍低，這意味著若擠壓時襯套開縫與孔疲勞危險截面平行放置的話，該殘余應(yīng)力特征會一定程度上削弱該區(qū)域的抗疲勞裂紋擴(kuò)展能力.

5)開縫襯套擠壓后，擠壓強(qiáng)化連接孔的關(guān)鍵疲勞熱點即擠入端殘余應(yīng)力由直接芯棒擠壓產(chǎn)生的拉應(yīng)力變?yōu)閴簯?yīng)力，中間厚度殘余應(yīng)力區(qū)域增大約1 mm，擠出端壓應(yīng)力提高約130 MPa且靠近孔壁0～1 mm區(qū)域內(nèi)的殘余壓應(yīng)力整體增大，這些變化均有助于進(jìn)一步提高孔擠壓疲勞增益.

6)開縫襯套擠壓后，為圓孔確保緊固件安裝要鉸孔消除軸向凸脊，鉸削可去除襯套“切割效應(yīng)”可能在凸脊根部產(chǎn)生的微裂紋，因此研究認(rèn)為在應(yīng)用開縫襯套擠壓時，襯套開縫即使不嚴(yán)格執(zhí)行與孔構(gòu)件疲勞危險截面呈90°放置的要求，也不會影響擠壓強(qiáng)化疲勞增益，這有助于進(jìn)一步降低該工藝的實際操作難度，提高工作效率.