摘要：針對鑄造過程中出現(xiàn)縮孔、氣孔等缺陷，導(dǎo)致大載荷條件下應(yīng)力集中，產(chǎn)生局部高應(yīng)力應(yīng)變區(qū)引起局部屈服，從而降低零件服役壽命的問題，采用有限元簡化建模和試驗分析驗證相結(jié)合的辦法，系統(tǒng)地研究了A356鑄造鋁合金中孔洞與自由表面距離、孔間距、孔形貌，以及孔角度對應(yīng)力應(yīng)變集中程度的影響，建立了孔洞各缺陷特征對應(yīng)力應(yīng)變集中影響的關(guān)系，并通過試樣內(nèi)實際孔洞對所建立的關(guān)系進(jìn)行了驗證。

關(guān)鍵詞：A356鑄造鋁合金 孔洞缺陷 有限元計算 網(wǎng)格無關(guān)性 應(yīng)力集中

中圖分類號：TH142.2" " 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：B" " DOI： 10.19710/J.cnki.1003-8817.20240223

Effect of Porosity Defects on Stress Concentration in A356 Aluminum Casting

Chen Yuanlu1， Li Zhongyao1， Miao Yisheng2，3， Lang Yuling4， Kong Decai4，

Wang Junsheng1，2，3

（1. School of Mechanical Engineering， Beijing Institute of Technology， Beijing 100081; 2. School of Materials Science， Beijing Institute of Technology， Beijing 100081; 3. Advanced Research Institute of Multidisciplinary Science， Beijing Institute of Technology， Beijing 100081; 4. CITIC Dicastal Co.， Ltd.， Qinhuangdao 066010）

Abstract： In response to the occurrence of defects such as shrinkage and porosity during the casting process， which lead to stress concentration under high load conditions， produce local high stress-strain zones and local yielding， resulting in reducing the service life of the parts. By using a combination of finite element simplified modeling and experimental analysis verification， the effects of the distance between micropores and the free surface， the distance between the pores， the porosity morphology and the distribution angles on the stress concentration in A356 cast aluminum alloys are systematically studied. The relationship between the influence of each defect feature on the stress-strain concentration is established， and the established relationship is verified by actual pores in the sample.

Key words： A356 cast aluminum alloy， Porosity defects， FEM， Mesh independence， Stress concentration

1 前言

隨著汽車制造業(yè)的發(fā)展，汽車制造過程中輕量化材料應(yīng)用越來越受到認(rèn)可[1-2]，鋁合金由于其高比強(qiáng)度、易加工性和耐腐蝕的優(yōu)點廣泛用于汽車行業(yè)，其中A356鋁合金由于其優(yōu)異的力學(xué)性能、可有效減輕簧下質(zhì)量而廣泛用于汽車輪轂制造[3-5]。

鑄造過程中，由于不同位置金屬液的冷卻速度不同及金屬液冷卻過程中存在氣體析出等原因，材料內(nèi)部不可避免地出現(xiàn)縮孔、氣孔等孔洞缺陷，影響材料的力學(xué)性能[6-8]。因此，研究孔洞缺陷對材料力學(xué)性能的影響對提升產(chǎn)品的可靠性有一定的作用。

為了解決孔洞尺寸遠(yuǎn)小于大鍛件輪廓尺寸、現(xiàn)有數(shù)值模擬方法建模困難的問題，康冬[9]提出一種跨尺度的數(shù)值模擬模型，結(jié)合有限元二次開發(fā)建立了基于體胞法的孔洞演化分析方法并以此討論了鐓粗中孔洞缺陷的演化規(guī)律。李清等[10]研究了沖擊載荷下含孔洞缺陷材料的斷裂行為，發(fā)現(xiàn)試件邊裂紋處的應(yīng)力集中程度較內(nèi)部孔洞更為顯著。Nicoletto等[11] 研究了氣孔與縮孔對應(yīng)力集中的影響，發(fā)現(xiàn)形狀復(fù)雜的縮孔平均應(yīng)力集中系數(shù)高于形狀較為規(guī)則的氣孔。Okayasu等[12]通過試驗的方法分別研究了材料抗拉極限與缺陷在斷裂面所占面積分?jǐn)?shù)（The Defect Rate， DR）和缺陷排列角度之間的關(guān)系，發(fā)現(xiàn)材料抗拉極限與DR之間成線性相關(guān)，但斷裂應(yīng)變與DR成非線性關(guān)系。Paul等[13]在Okayasu的基礎(chǔ)上，提出擴(kuò)展EI-Haddad模型，構(gòu)建了拉伸延展性與材料缺陷尺寸之間的關(guān)系，并建立了有限元模型，預(yù)測了含缺陷材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線、抗拉強(qiáng)度等拉伸性能。

以上研究探究了孔洞演化規(guī)律以及孔隙率對材料力學(xué)性能的影響，但對于孔洞形貌、孔洞位置、孔洞間距離對材料載荷的擾動還鮮有研究。針對A356鋁合金試樣進(jìn)行計算機(jī)斷層掃描（X-CT）獲取試樣內(nèi)部的孔洞缺陷信息，對試樣進(jìn)行單軸拉伸試驗獲取材料的力學(xué)性能。先通過理想簡化孔洞模型建立孔洞缺陷各特征對應(yīng)力集中的影響模型，然后通過在試樣中提取的實際孔洞形貌驗證模型。

2 試驗與仿真

2.1 試驗

依據(jù)GB/T 228.1—2021《金屬材料 拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》對兩端有M6螺紋的圓柱形試樣進(jìn)行拉伸試驗，試樣尺寸如圖1所示。以1 mm/min的拉伸速率在室溫下對試樣進(jìn)行試驗。試驗材料為A356鋁合金，除主要元素鋁外，各成分質(zhì)量分?jǐn)?shù)如下： Si為7%， Mg為0.32%，其他lt;0.1%。

拉伸試驗前、后對試樣進(jìn)行X-CT掃描。采用的設(shè)備為蔡司Xradia 520 Versa，在加速電壓為70 kV、功率為6 W、分辨率為4 μm的條件下掃描1 001張切片數(shù)據(jù)。采用AVIZO軟件對數(shù)據(jù)進(jìn)行處理：先采用中值濾波過濾噪點，提高結(jié)果可靠性，再通過不同結(jié)構(gòu)的灰度值差異利用閾值分割提取孔洞切片數(shù)據(jù)，然后通過三維重構(gòu)獲得孔洞的三維具體特征，最后分析孔洞具體信息，如孔洞體積、長度、表面積和圓度等。根據(jù)EI Haddad的研究，較小的孔洞缺陷對疲勞性能影響較小，孔洞尺寸越大，對疲勞性能的影響也越大[14]，故忽略小于100 μm的孔洞，僅分析尺寸最大的孔洞對應(yīng)力應(yīng)變集中程度的影響。

2.2 仿真

仿真分為2部分，分別為簡化理想孔洞建立各特征與應(yīng)力集中的關(guān)系，以及將包含實際孔洞信息的X-CT切片數(shù)據(jù)重構(gòu)三維模型導(dǎo)入有限元軟件進(jìn)行仿真，以驗證理想簡化孔洞所建立的關(guān)系模型。

實際試樣中，孔洞位置和形狀復(fù)雜多樣，試驗研究較為困難。有限元軟件能夠很好地進(jìn)行含孔洞試樣的力學(xué)模擬，成本低且效率高。故采用有限元模擬的方法分別研究孔洞位置、形貌、間距和角度對應(yīng)力應(yīng)變集中程度的影響，通過ABAQUS軟件進(jìn)行建模和仿真?？紤]到建模過程中，不規(guī)則孔洞劃分的網(wǎng)格質(zhì)量較差，為降低建模難度并提高計算精度，將孔洞形狀簡化成球形或橢球形?；谠嚇拥膶ΨQ性，采用半模型施加對稱邊界條件進(jìn)行仿真以提高計算效率。為了與X-CT重構(gòu)的含孔洞缺陷信息的三維模型相對應(yīng)，簡化理想孔洞模型基體采用和X-CT掃描段相同尺寸的圓柱體進(jìn)行建模，如圖2所示。所建立的有限元模型設(shè)置的載荷和邊界條件均為模型上端面施加100 MPa的拉應(yīng)力，在軸切面和下端面施加對稱邊界條件。網(wǎng)格采用二階四面體單元（C3D10）。

3 結(jié)果與討論

3.1 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

在有限元模型中，網(wǎng)格的劃分與計算精度、計算效率密切相關(guān)[15-17]。在合理的劃分方案下，網(wǎng)格劃分越細(xì)致，其計算結(jié)果的準(zhǔn)確性越高，但所需的時間成本將大幅增加。網(wǎng)格細(xì)致到一定程度后，隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加，計算結(jié)果將會趨近于某極限值，此時繼續(xù)細(xì)化網(wǎng)格將大幅增加計算時間，對于計算精度卻沒有明顯提高，故需要確定個最合適的網(wǎng)格尺寸。

為確定最優(yōu)網(wǎng)格尺寸，設(shè)置7組不同的網(wǎng)格尺寸進(jìn)行仿真，劃分結(jié)果如圖3所示。

不同大小的網(wǎng)格對分析結(jié)果的影響不同，網(wǎng)格無關(guān)性驗證應(yīng)在相同位置提取不同網(wǎng)格模型分析結(jié)果的應(yīng)力進(jìn)行比較。本文取典型位置節(jié)點A的應(yīng)力計算結(jié)果進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，如圖4所示?？梢妼τ诖四Ｐ停诰W(wǎng)格達(dá)到1×105個左右時，網(wǎng)格數(shù)量對計算精度的影響已經(jīng)開始減緩。在網(wǎng)格數(shù)量為166 038個時，A點處應(yīng)力為190.1 MPa，與最細(xì)網(wǎng)格665 545個網(wǎng)格單元的誤差為3.16%，此誤差已經(jīng)可以接受，因此后續(xù)仿真采用16×104個網(wǎng)格作為網(wǎng)格劃分標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行仿真計算。

3.2 孔洞與自由表面距離對應(yīng)力應(yīng)變的影響

對于孔洞型缺陷對應(yīng)力應(yīng)變的影響，Gao等[18]采用應(yīng)力應(yīng)變平均因子Kg作為同時考慮應(yīng)力應(yīng)變集中的無量綱數(shù)，用來描述應(yīng)力應(yīng)變的集中程度。此參數(shù)用來表述微小裂紋擴(kuò)展中局部應(yīng)力應(yīng)變變化具有較高的準(zhǔn)確性，故采用Kg作為量化表征參數(shù)進(jìn)行描述孔洞對應(yīng)力應(yīng)變的影響：

[Kg=kσkε] （1）

式中：[kσ=σmax/σ∞]為應(yīng)力集中系數(shù)；[kε=εmax/ε∞]為應(yīng)變集中系數(shù)；[σmax]為孔洞局部最大應(yīng)力；[εmax]為孔洞局部最大應(yīng)變；[σ∞]和[ε∞]為無窮遠(yuǎn)處的應(yīng)力和應(yīng)變，用于描述無孔洞缺陷時材料的受力狀態(tài)。

現(xiàn)有文獻(xiàn)表明，靠近表面的大孔洞將會誘導(dǎo)產(chǎn)生微小裂紋，從而大幅降低零件服役性能[19-20]。研究孔洞與自由表面間距的影響主要是為了研究孔洞對材料的力學(xué)性能產(chǎn)生影響時與表面的最小距離。由于孔洞的大小不一，為系統(tǒng)研究孔洞與自由表面之間距離的影響，本文將取孔洞與自由表面間的最小距離與孔洞直徑的比值（s/D）作為自變量，以Kg作為因變量。孔洞位置如圖5所示。

s/D作為自變量分別取15組不同值，如表1所示。如圖6a所示，s/D取負(fù)值代表孔洞與自由表面相交，即在基體表面出現(xiàn)空腔的情況，且s/D值越小，孔洞在基體表面的凹坑深度越??；如圖6b所示，取正值則代表孔洞位于自由表面之下，且s/D越大，說明孔洞位置越深，孔洞與自由表面間厚度越大。計算結(jié)果如圖7所示。

由圖7可知，在孔洞埋在試樣內(nèi)部且與自由表面距離越小時，孔洞所帶來的應(yīng)力應(yīng)變影響越顯著，且隨著孔洞與自由表面距離的增大，孔洞帶來的應(yīng)力應(yīng)變影響先是迅速降低，而后趨于平緩。在孔洞遠(yuǎn)離表面一定距離（s/Dgt;0.6）時，應(yīng)力應(yīng)變集中程度趨于平衡，即此時孔洞位置繼續(xù)向內(nèi)部移動不會對零件的載荷產(chǎn)生明顯的擾動，從而不會對零件的服役性能產(chǎn)生明顯的影響。由于孔洞與自由表面之間的距離很小時，孔洞與自由表面間的網(wǎng)格層數(shù)過小，此時會導(dǎo)致計算結(jié)果失真，故對s/D取值±0.1之內(nèi)的情況不予考慮。對于s/D取負(fù)值，即孔洞與自由表面相交時，孔洞對應(yīng)力應(yīng)變的影響與孔洞深埋在試樣內(nèi)部的情況相類似，隨著s/D值越來越小，應(yīng)力應(yīng)變集中程度先迅速下降，而后趨于平緩，直至孔洞完全脫離試樣后，無應(yīng)力應(yīng)變集中，Kg最終取值為1。對模型分析結(jié)果數(shù)據(jù)進(jìn)行散點擬合，得到應(yīng)力應(yīng)變平均因子Kg與孔洞與自由表面相對位置的關(guān)系：

[Kg=1.8ex0.3+1.69 （x≤-0.1）0.7e-x0.7+2.02 （x≥0.1）] （2）

如圖8所示為節(jié)選的部分孔洞位置仿真結(jié)果應(yīng)力應(yīng)變分布情況。

3.3 孔洞間距對應(yīng)力應(yīng)變的影響

除了孔洞與自由表面間距會對材料的載荷產(chǎn)生影響，兩孔洞間距大小也會對材料載荷情況產(chǎn)生影響[21]，故孔洞間距也是需關(guān)心的變量。本文將孔洞進(jìn)行周向陣列，外圈的圓孔按照正六邊形頂點的位置分布，如圖9所示，以此確保所有孔洞之間距離相等。

以2個孔洞的球心間距與孔洞直徑的比值（a/d）作為自變量進(jìn)行表征，設(shè)置了6組取值，如表2所示。計算結(jié)果如圖10所示，應(yīng)力應(yīng)變分布情況如圖11所示，根據(jù)計算結(jié)果進(jìn)行擬合建立了Kg與兩孔洞間距的關(guān)系函數(shù)：

[y=47 677.7e-x0.1+2.04 x≥1.2" " " " " " "（3）]

可見在a/d取值越小時，Kg越大，并且隨著a/d的增大，Kg減小的速度逐漸減小。在a/dgt;1.5時，孔洞間距帶來的影響已經(jīng)趨近于平衡，可見此時孔洞間距不是影響零件載荷變化的顯著因素，在此孔洞間距下，多個孔洞之間產(chǎn)生的應(yīng)力集中已經(jīng)不再相互耦合，應(yīng)力集中的大小只與單個孔洞的特征有關(guān)。

3.4 孔洞形貌對應(yīng)力應(yīng)變的影響

主要考慮3種不同形貌對應(yīng)力應(yīng)變集中程度的影響。3個形貌孔洞分別為球形、圓盤形、子彈形，如圖12所示。

引入三軸尺寸來定義3種形貌，設(shè)短半軸、中長半軸、長半軸分別為a、b、c，其中球形孔代表a=b=c；圓盤形孔代表alt;b=c；子彈形孔代表a=blt;c。

球形孔直徑分別取為0.05 mm、0.1 mm、0.15 mm、0.2 mm、0.25 mm、0.3 mm、0.35 mm、0.4 mm、0.45 mm、0.5 mm；圓盤形孔固定取值b=c=0.5 mm，a按0.05 mm的梯度由0.5 mm降至0.05 mm；子彈形孔固定取值c=0.5 mm，a與b同步按0.05 mm的梯度由0.5 mm降至0.05 mm，即所有長徑比（a/c）設(shè)置按0.1間 隔，從1取到0.1。

計算結(jié)果如圖13所示，發(fā)現(xiàn)當(dāng)孔洞為球形時，隨著孔徑的增大，應(yīng)力應(yīng)變集中程度并沒有明顯的波動，同時，當(dāng)孔洞為固定長軸c，同步增大a和b的子彈形孔洞時，應(yīng)力應(yīng)變集中程度依然波動不明顯。然而，當(dāng)孔洞為固定中長軸b和長軸c的圓盤形孔洞時，應(yīng)力應(yīng)變集中隨著a/c比值減小迅速上升，即圓盤形孔越薄，孔洞所引起的應(yīng)力應(yīng)變集中越劇烈。

3.5 孔洞角度對應(yīng)力應(yīng)變的影響

簡化為球形孔洞不能滿足對試樣實際載荷情況數(shù)值計算的需求，因此對于試樣上不同的孔洞，需要根據(jù)實際情況將其簡化為不同孔洞。除了球形孔洞沒有角度差異外，圓盤形孔洞和子彈形孔洞都具有方向性。

以a/c=b/c=1/2的子彈形孔洞為例研究孔洞方向性變化對應(yīng)力應(yīng)變集中程度的影響，設(shè)置孔洞長軸與載荷方向垂直面夾角分別成0°、30°、45°、60°、90°來分析角度變化帶來的影響，角度朝向定義如圖14所示。計算結(jié)果如圖15所示，根據(jù)計算結(jié)果進(jìn)行擬合建立應(yīng)力應(yīng)變集中因子和孔洞長軸與載荷方向垂直面夾角的關(guān)系函數(shù)：

[y=2.37-0.01x （0°≤x≤90°）] （4）

由圖15可知，應(yīng)力應(yīng)變集中程度隨長軸與載荷方向垂直面夾角的增大而減小，并且成線性關(guān)系。對此可以用與載荷垂直方向上裂紋的尖銳程度解釋，當(dāng)長軸與載荷方向垂直時，長軸兩端點間距離與平行于載荷方向上兩端點間距離的比值最大，即可認(rèn)為此時孔洞在垂直于載荷方向上的孔隙尖銳程度最大，故此時會引起最大程度的應(yīng)力集中，誘使了微小裂紋的產(chǎn)生。如圖16所示為部分計算結(jié)果的應(yīng)力應(yīng)變場。

4 對比驗證

在以上模型分析的基礎(chǔ)上，本文對實際試樣中的孔洞進(jìn)行有限元分析，獲取含孔洞試樣的應(yīng)力應(yīng)變分布，對所建立模型進(jìn)行驗證。同時，為驗證仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性，采用數(shù)字圖像相關(guān) （Digital Image Correlation， DIC） 方法對試樣在實際拉伸過程中的應(yīng)變進(jìn)行表征，獲取試樣局部應(yīng)變并與有限元結(jié)果中應(yīng)變場進(jìn)行對比，了解與分析仿真和試驗結(jié)果之間的誤差。本文所報道的DIC結(jié)果均為拉伸過程中載荷為100 MPa時刻的應(yīng)變場分布，紅色框為試樣進(jìn)行XCT掃描區(qū)域。

4.1 靠近自由表面大孔洞

選取邊界大孔洞模型，孔洞形狀和位置如圖17所示。孔洞的當(dāng)量直徑為107.8 μm，體積為[6.56×105 μm3]，該孔洞最長方向的尺寸為250.8 μm，垂直該方向的最大尺寸為90.1 μm?？锥磁c自由表面的最小距離為210 μm，即s/d=210/107.8=1.95。將含有該孔洞缺陷三維實體模型導(dǎo)入有限元軟件建模分析。在上端面施加100 MPa拉應(yīng)力，在下端面施加對稱邊界條件。為了驗證仿真結(jié)果，在試樣中找到該孔洞的實際位置O進(jìn)行了DIC試驗，見圖18c。

有限元計算結(jié)果如圖18a和圖18b所示，根據(jù)應(yīng)力應(yīng)變結(jié)果，按式（1）計算，Kg=2.03。按簡化后建立的理想孔洞模型進(jìn)行計算，Kg的計算結(jié)果為2.06，二者之間的誤差小于2%，證明了簡化后的理想孔洞模型可以用于預(yù)測孔洞與自由表面之間距離的應(yīng)力應(yīng)變集中關(guān)系。DIC試驗結(jié)果如圖18c所示，可見實際試樣在100 MPa的載荷下，孔洞的局部應(yīng)變?yōu)?.4%左右，與仿真結(jié)果接近，驗證有限元結(jié)果的可靠性。

4.2 水平方向大孔洞

選取了孔洞朝向為垂直載荷方向的大孔洞，孔洞形貌和位置如圖19所示?？锥吹漠?dāng)量直徑為215.5 μm，體積為5.24×106 μm3，該孔洞最長方向的尺寸為690.6 μm，垂直該方向的最大尺寸為314.2 μm。邊界條件和載荷設(shè)置與4.1節(jié)部分一致。同4.1節(jié)，為驗證仿真結(jié)果，在試樣中找到該孔洞的實際位置P進(jìn)行了DIC試驗，如圖20c所示。

有限元計算結(jié)果如圖20所示，孔洞附近局部應(yīng)力最大值為205.8 MPa，局部應(yīng)變最大值為0.569%。在均質(zhì)區(qū)域（遠(yuǎn)離孔洞所在的部位），應(yīng)力為100 MPa，應(yīng)變?yōu)?.139%。由圖20c可知，實際試樣在孔洞位置（P點）的應(yīng)變在0.6%～0.7%之間，與試驗結(jié)果的0.569%存在一定的誤差，但處于可接受的范圍。根據(jù)式（1）進(jìn)行計算，可以得到Kg=2.90。這與理想孔洞簡化模型式（4）的計算結(jié)果的誤差值為22%，產(chǎn)生誤差的原因主要有：理想孔洞簡化模型在建模時只考慮了單一長徑比的情況，對于大小不同的孔洞計算結(jié)果可能存在偏差；實際孔洞形狀各異，存在曲率過大的部位會加劇應(yīng)力集中，但對于復(fù)雜形狀，在建模過程中需要進(jìn)行簡化，故實際結(jié)果與模型計算結(jié)果之間存在誤差。但對于此模型的計算精度已經(jīng)接近80%，故認(rèn)為對于本算例建立的模型能夠適用本文所研究情況。

4.1節(jié)與4.2節(jié)的計算結(jié)果進(jìn)行比較可以佐證3.6節(jié)中所建立的孔洞角度對應(yīng)力應(yīng)變集中程度影響的模型。在孔洞長軸在載荷方向的垂直面上時，孔洞產(chǎn)生的應(yīng)力應(yīng)變集中程度最大。孔洞長軸與載荷方向平行時，孔洞的應(yīng)力應(yīng)變集中取得最小值。由此驗證了3.5節(jié)中所建立模型的正確性。

5 結(jié)束語

本文通過拉伸試驗前對試樣進(jìn)行計算機(jī)斷層掃描，由拉伸試驗得到材料的基本物性參數(shù)，然后簡化孔洞建立理想孔洞的應(yīng)力集中模型，最后通過斷層掃描的真實孔洞信息對所建立的理想孔洞模型進(jìn)行驗證，得到了以下結(jié)論：

a.孔洞在與自由表面相切時引起的應(yīng)力集中最為顯著，隨著孔洞與自由表面間距離的增大先迅速下降，后緩慢變化，直到達(dá)到平衡值。當(dāng)孔洞與自由表面間材料厚度大于孔洞當(dāng)量直徑一半時，孔洞對應(yīng)力應(yīng)變集中程度的影響達(dá)到穩(wěn)定值，此時即可認(rèn)為該孔洞位置遠(yuǎn)離降低產(chǎn)品服役性能的敏感區(qū)域。

b.應(yīng)力集中程度與孔洞間距成負(fù)相關(guān)關(guān)系，當(dāng)球形孔洞質(zhì)心之間的距離逐漸增至超過1.5倍直徑后，多孔洞之間對應(yīng)力應(yīng)變的耦合關(guān)系減小，直至解耦。

c.孔洞長軸在載荷垂直面上時，圓盤形孔洞應(yīng)力集中程度最大，且圓盤形孔洞越扁（a/c越?。?，應(yīng)力集中越明顯。

d.應(yīng)力集中程度與孔洞長軸與載荷方向的角度有關(guān)，在長軸處于載荷垂直面時，孔洞產(chǎn)生應(yīng)力集中程度最大，當(dāng)長軸方向與載荷方向重合時，孔洞產(chǎn)生的應(yīng)力應(yīng)變集中程度最小。

致謝

感謝華北理工大學(xué)冶金與能源學(xué)院張明山老師對本文應(yīng)力集中試驗表征提供的支持與幫助。

參考文獻(xiàn)：

[1] 陳志俊. 金屬材料在汽車輕量化中的應(yīng)用與發(fā)展[J]. 中國金屬通報， 2021（3）： 9-10.

[2] 李振江， 任潔. 淺談輕質(zhì)材料在新能源汽車輕量化中的應(yīng)用與發(fā)展[J]. 汽車文摘， 2021（8）： 15-18.

[3] 蔣建平， 蔣晶. 淺析汽車安全新技術(shù)與道路交通安全[J]. 綠色科技， 2013（11）： 213-215.

[4] 張世琪， 吳國瑞， 黃金， 等. 淺析汽車輕量化鋁合金輪轂的生產(chǎn)工藝[J]. 內(nèi)燃機(jī)與配件， 2022（24）： 76-78.

[5] KONG D C， SUN D Z， YANG B C， et al. Characterization and Modeling of Damage Behavior of a Casting Aluminum Wheel Considering Inhomogeneity of Microstructure and Microdefects[J]. Engineering Failure Analysis， 2023， 145.

[6] ZERBST U， MADIA M， KLINGER C， et al. Defects as a Root Cause of Fatigue Failure of Metallic Components. I： Basic Aspects[J]. Engineering Failure Analysis， 2019， 97： 777-792.

[7] ZERBST U， MADIA M， KLINGER C， et al. Defects as a Root Cause of Fatigue Failure of Metallic Components. II： Non-metallic Inclusions[J]. Engineering Failure Analysis， 2019， 98： 228-239.

[8] ZERBST U， MADIA M， KLINGER C， et al. Defects as a Root Cause of Fatigue Failure of Metallic Components. III： Cavities， Dents， Corrosion Pits， Scratches[J]. Engineering Failure Analysis， 2019， 97： 759-776.

[9] 康冬. 大鍛件孔洞缺陷演化過程的跨尺度數(shù)值模擬方法研究[D]. 秦皇島： 燕山大學(xué)， 2015.

[10] 李清， 郭洋， 韓通， 等. 沖擊載荷作用下含孔洞缺陷介質(zhì)斷裂行為研究[J]. 中國礦業(yè)， 2016， 25（8）： 126-129.

[11] NICOLETTO G， KONE?Ná R， FINTOVA S. Characterization of Microshrinkage Casting Defects of Al–Si Alloys by X-Ray Computed Tomography and Metallography[J]. International Journal of Fatigue， 2012， 41： 39-46.

[12] OKAYASU M， SAKAI H. The Effects of Defects on Tensile Properties of Cast ADC12 Aluminum Alloy[J]. Metallurgical and Materials Transactions A， 2015， 46（11）： 5418-5430.

[13] PAUL S K. A Physics-Based Defect Tolerant Design Approach to Predict the Tensile Performance of Aluminium Alloys with a Defect[J]. Theoretical and Applied Fracture Mechanics， 2023， 127.

[14] EL HADDAD M H， SMITH K N， TOPPER T H. Fatigue Crack Propagation of Short Cracks[J]. Journal of Engineering Materials and Technology， 1979， 101（1）： 42-46.

[15] 黃山， 徐偉， 張喻捷， 等. 基于Ansys Workbench的往復(fù)吊廂吊桿網(wǎng)格無關(guān)性分析[J]. 起重運輸機(jī)械， 2022， （1）： 62-66.

[16] 楊林家， 方舒楊. 基于FLUENT的彎曲方管網(wǎng)格無關(guān)性驗證[J]. 北部灣大學(xué)學(xué)報， 2023， 38（2）： 63-69.

[17] 張波， 蘇宗帥， 王寶新， 等. 無人潛航器電池艙結(jié)構(gòu)設(shè)計與仿真分析[J]. 艦船科學(xué)技術(shù)， 2023， 45（13）： 76-79.

[18] LI P， LEE P D， MAIJER D M. Quantification of the Interaction within Defect Populations on Fatigue Behavior in an Aluminum Alloy[J]. Acta Materialia， 2009， 57（12）： 3539-3548.

[19] GAO Y X， YI J Z， LEE P D， et al. The Effect of Porosity on the Fatigue Life of Cast Aluminium-Silicon Alloys[J]. Fatigue amp; Fracture of Engineering Materials amp; Structures， 2004， 27（7）： 559-570.

[20] LE V-D， SAINTIER N， MOREL F， et al. Investigation of the Effect of Porosity on the High Cycle Fatigue Behaviour of Cast Al-Si Alloy by X-Ray Micro-Tomography[J]. International Journal of Fatigue， 2018， 106： 24-37.

[21] 吳海峰， 許莎， 嚴(yán)穎清， 等. 孔洞型缺陷對鑄造鋁合金應(yīng)力分布影響的研究[J]. 農(nóng)業(yè)裝備與車輛工程， 2023， 61（11）： 146-173.