含有裂纹的Al-Mg合金构件电磁热止裂

付宇明，王俊丽，郑丽娟，向 龙，张金森

(燕山大学 机械工程学院 结构损伤与修复研究所，秦皇岛066004)

在铝合金的凝固过程中施加脉冲电流是最近几年发展起来的非平衡电磁细化技术，具有细化晶粒、改善铝合金组织的作用[1−5]；利用电磁场的热效应来遏制金属构件裂纹的扩展是又一非常有发展前景的非平衡止裂技术，具有提高结构安全性和可靠性、遏制裂纹扩展的作用[6−9]。国内外电脉冲处理技术主要影响液态金属凝固过程组织和性能，但对于改善固态的铝合金材料组织和性能尚未开展研究。目前，电磁热止裂技术所研究的材料多是黑色金属，如45钢等，对于工程实践中含有裂纹的有色合金研究很少，特别是Al-Mg合金，对止裂后裂纹尖端微小区域的微观组织分析几乎没有涉及。

为了使这一具有明显优越性的技术应用于实际生产中，选择在航空航天及常规工业中应用比较广泛的Al-Mg合金试件，在DK7740线切割机上预制单边裂纹，并通过疲劳试验机预制疲劳裂纹。将自制的ZL−2型设备产生的瞬间超强脉冲电流作用于试件两端，当脉冲电流遇到裂纹、绕过单边裂纹尖端时，在裂纹尖端产生强烈的绕流效应，瞬间在裂纹尖端很小的范围内产生很大的电流和压缩热应力及较多的热量，裂纹尖端形成微小的焊口，裂纹尖端钝化，在不改变结构及不含裂纹部分原有组织和性能的情况下，能实现缺陷处裂纹止裂和裂纹尖端组织的超细化[10]。本文作者从实验、数值模拟及理论三方面研究电磁热止裂技术对铝镁合金这一特殊材料的止裂效果，为将此技术推广到有色金属构件裂纹止裂以提高其寿命奠定基础。

1 实验

1.1 试件制备

实验材料为加工态的Al-Mg合金，在DK7740线切割机上首先切割宽度为0.1 mm、长度为9 mm的裂缝，然后用疲劳试验机预制宽度约为0.01 mm、长度约为3 mm的单边裂纹试件8个，其尺寸及模型如图1所示。

图1 具有单边裂纹的Al-Mg合金试件Fig.1 Specimen of Al-Mg alloys with unilateral crack (mm):(a)Dimension figure; (b)Specimen figure

1.2 止裂实验方法

Al-Mg合金的止裂实验在自制的ZL−2型超强脉冲电流发生器上进行，脉冲电压的宽度为100 µs，作用时间约为15 µs，放电电压根据数值模拟结果确定。数值模拟结果表明，当脉冲电压达到4 kV时，可使图1试件裂纹尖端的温度达到1 200 ℃，超过了Al-Mg合金的熔点(625 ℃)，使裂纹尖端熔化形成焊口，从而达到止裂的目的。考虑到数值模拟结果存在误差，选取不同电压进行实验研究，分析不同电压对裂纹止裂效果的影响。

1.3 止裂效果及讨论

1.3.1 宏观形貌分析

通过对裂纹尖端钝化程度的比较及宏观形貌对比分析来考察不同电压对止裂效果的影响。电压为4 kV时，裂纹尖端无任何钝化愈合现象；电压为 4.5 kV时，裂纹尖端的愈合不明显；电压为5.5 kV时，裂纹尖端钝化，达到止裂目的；当电压达到6 kV时，试件从裂纹处开裂。实验中效果最佳的放电电压(5.5 kV)比数值模拟的(4 kV)高，这是因为在空气中Al-Mg合金试件表面可形成Al2O3·MgO尖晶的氧化膜，此氧化膜具有比Al-Mg合金更高的熔点。另一方面也说明了放电电压对止裂效果存在最优值或最优值区间，即放电电压过低时达不到止裂效果，放电电压过高时试件沿着裂纹处开裂，而并非电压越高越好。

图2所示为止裂前后裂纹尖端的宏观形貌。图2(a)所示为止裂前裂纹尖端形貌。可以看出，裂纹尖端的初始半径可以近似视为 0，是奇异点。图2(b)所示为放电电压为5.5 kV时裂纹尖端形貌。可以看出，裂纹尖端处形成焊口，裂纹尖端钝化，半径将增大 2～3个数量级，阻止了裂纹的扩展。

1.3.2 微观组织分析

以氢氟酸(1.15 g/mL、2 mL)、盐酸(1.19 g/mL、3 mL)、硝酸(1.40 g/mL、5 mL)、水190 mL的混合液作为侵蚀剂对止裂后 Al-Mg合金侵蚀以显示其晶粒组织。图3所示为止裂前后裂纹尖端附近材料的显微组织。未经脉冲放电的组织为具有较强方向性的枝状晶成形组织，且分布不均匀，如图3(a)所示。而经过5.5 kV脉冲电压放电处理后，裂纹尖端处的组织虽仍为枝状晶组织，但方向性明显减弱，枝晶变得更加短小、零乱，合金组织明显均匀化，如图3(b)所示。同时，可以看出，裂纹尖端附近的组织比周围基体组织明显细化，这是由于脉冲放电瞬间裂纹尖端温度迅速升高，其后裂纹尖端处组织在极大的热压应力作用下快速冷却的结晶过程，抑制了晶粒的形核和长大。细化的晶粒一方面有利于晶粒承受晶界拉应力时晶粒位置的调整，避免开裂；另一方面能增加合金中晶界的数量，使低熔点相更均匀地分布于合金中，从而改善合金的热裂倾向[11]，达到止裂的目的。

图2 止裂前后裂纹尖端宏观形貌Fig.2 Macro morphologies of crack tip before (a)and after (b)crack arrest

2 电磁热止裂数值模拟

2.1 数值模拟方法

利用Ansys有限元软件，采用热−电−结构单向顺序耦合分析方法，选择solid69单元，先进行热−电耦合分析，求得温度场及温度梯度场，再进行热−结构耦合分析。利用Ansys软件的参数化程序语言APDL功能将热−电耦合过程中节点温度作为体载荷施加到结构应力分析中，并且设定沿裂纹方向的所有节点的位移自由度为 0，进而求得热应力场。划分网格时，裂纹尖端采用奇异单元，先对一纵切面划分，然后对体进行扫略划分。常温下Al-Mg合金的物性参数如表1所列。

图3 止裂前后裂纹尖端附近材料的显微组织Fig.3 Microstructures of material at crack tip: (a)Before crack arrest; (b)After crack arrest

表1 Al-Mg合金的物性参数Table 1 Physical parameters of Al-Mg alloys

2.2 数值模拟结果与讨论

2.2.1 电流密度场和温度场

向含有单边裂纹的Al-Mg合金试件两端通入均匀强脉冲电流时，均匀的电流场被试件中的裂纹阻隔，裂纹尖端产生强烈的绕流现象，电流密度场在裂纹尖端处具有奇异性，电流密度场矢量图如图4所示。

电流密度在裂纹尖端的强烈绕流现象使裂纹尖端微小区域内产生足够大的电流和较多的热量，该处的温度达到甚至超过材料的熔化温度而形成焊点，裂纹尖端明显钝化，达到止裂目的。其温度场分布如图5所示。

图4 Al-Mg合金试样电流密度矢量图Fig.4 Current density vectors of Al-Mg alloy specimen:(a)Current density overall profile; (b)Partial enlarged drawing of current density near crack tip

图5 脉冲放电瞬间裂纹尖端的温度场云图Fig.5 Temperature contour bands around crack tip after pulse discharge: (a)Temperature field overall profile; (b)Partial enlarged drawing of temperature field near crack tip

2.2.2 热应力场

利用Ansys软件的参数化程序语言APDL功能将图5中热−电耦合过程中节点温度作为体载荷施加到结构应力分析中，得到试件放电瞬间热应力场分布。图6(a)所示为x方向热应力分布，y和z方向热应力分布与x方向的相似，这里不再给出。图6(b)所示为裂纹尖端附近热应力等值面局部放大图。从图6(b)中可以看出，围绕裂纹尖端形成了一层层的等值压缩热应力，镶嵌在裂纹尖端外围，对裂纹尖端起到“夹紧”作用，阻止了裂纹扩展。

图6 放电后裂纹尖端附近的热应力场Fig.6 Thermal stress field near crack tip after discharge:(a)Thermal stress distribution in x direction; (b)Partial enlarged drawing of thermal stress contour surface crack tip

3 电热止裂前后应力强度因子分析

3.1 电热应力强度因子的求解

通过上述实验和数值模拟均可证明电磁热止裂技术对Al-Mg合金止裂的可行性，为了更进一步说明其止裂效果，利用热源功率计算公式和复变函数理论求解止裂前后应力强度因子，从另一角度证明此技术的有效性。

图7所示为在受拉伸应力及电流密度为J0时单边裂纹的载荷板模型。当试件只通入电流密度为J0的电流时，在裂纹尖端产生热源功率密度为Q的点热源，Q的表达式为[12]

式中：σt为电导率；h为薄板的厚度；a为裂纹长度。

当根据复变函数共形映射将图7转化为图8时，Q的表达式变为

图7 施加外载荷的含单边裂纹载流薄板模型Fig.7 Model of current-carrying plate with unilateral crack under action of loading

图8 图7的共形映射图Fig.8 Conformal map of Fig.7

由文献[13]可知，长度为AB=L的裂纹，在裂纹尖端A点作用有一热量为q的点热源产生的应力强度因子可表达为

式中：λ为导热系数；αt为线膨胀系数；E为弹性模量。

将式(2)和(4)代入式(3)即可得单边裂纹通电瞬间产生电热应力强度因子Kq为

3.2 综合应力强度因子的求解及分析

对于图7所示模型，若只用强度为σ的外力拉伸试件时所产生的应力强度因子Kσ为

式中：σ为拉伸应力。

综合应力强度因子(KI)是电热应力强度因子和拉伸应力强度因子的叠加。其值为

应力强度因子是表征裂纹尖端附近应力场强度的一个有效参数，可作为判断裂纹是否进入失稳状态的一个指标。从式(5)可以看出，电热应力强度因子的符号为负，在一定程度上削弱外载荷产生的应力强度因子，使电磁热止裂后综合应力强度因子的数值有所下降，与裂纹失稳扩展的临界值(KIC)差距增大，这也就保证了裂纹失稳扩展几率大大减小。同时，也说明电热应力强度因子可以遏制裂纹的扩展[14−15]。

4 结论

1)电磁热止裂技术对 Al-Mg合金这一特殊材料具有良好的止裂效果，放电电压对止裂效果存在最优值，放电后裂纹尖端处的组织明显细化且均匀化，使低熔点相更均匀地分布在合金中，从而改善裂纹尖端开裂倾向，达到止裂的目的。

2)数值模拟与实验得到相互验证。模拟结果表面：Al-Mg合金放电瞬间围绕裂纹尖端形成一层层等值压缩应力，对裂纹尖端有“夹紧”作用，能抑制裂纹的扩展。

3)根据复变函数从理论上推导了电热应力强度因子，其符号为负，削弱了外载荷产生的应力强度因子，使综合应力强度因子与裂纹失稳扩展的临界值(KIC)差距增大，这也证明了电磁热裂纹止裂技术的有效性。

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