摘 要：采用金相顯微鏡、電子背散射衍射、拉伸-剪切試驗(yàn)、剝離試驗(yàn)和模擬分析，對(duì)汽車(chē)車(chē)身鋁合金3層板的自沖鉚連接性能進(jìn)行了研究。結(jié)果表明，鉚接速度對(duì)3層5182鋁合金板材搭接頭的互鎖值和殘余底厚產(chǎn)生顯著影響，當(dāng)鉚接速度為270 mm·s-1時(shí)，接頭具有最大的互鎖值0.29 mm和最小的殘余底厚0.17 mm。選取互鎖值最大的試樣作為研究對(duì)象，在拉伸-剪切和剝離試驗(yàn)中，發(fā)現(xiàn)試樣的失效方式均為上層板從下層板中拉脫，其平均剪切峰值載荷可以達(dá)到3.05 kN，而平均剝離峰值載荷僅為0.67 kN，接頭的峰值剪切載荷遠(yuǎn)大于峰值剝離載荷。由于鉚接接頭的力學(xué)性能受接頭附近材料組織特征影響較大，對(duì)接頭進(jìn)行顯微組織和電子背散射衍射分析，可以看到上層板越靠近鉚釘附近區(qū)域的材料變形量越大，中間層板變形較為劇烈，上層板和中間層板晶粒均被拉長(zhǎng)變形，但中間層板形成了明顯的纖維狀組織，而底層板的塑性變形程度小于上層和中間層板，僅在靠近鉚釘處晶粒呈現(xiàn)明顯的變形組織特征，而其他區(qū)域的組織則為等軸晶粒。

 

關(guān)鍵詞：5182鋁合金；鉚接速度；塑性變形；力學(xué)性能

 

引言

 

汽車(chē)輕量化是設(shè)計(jì)、材料和先進(jìn)的加工成形技術(shù)集成，而大量使用輕質(zhì)高強(qiáng)度材料如鋁合金、碳纖維等已成為車(chē)身輕量化最重要的途徑[1-3]。鋁合金重量輕、比強(qiáng)度高、易加工、耐腐蝕性能好且具有較強(qiáng)的吸能性，是車(chē)身輕量化的理想材料，但鋁合金材料制備成本及使用成本高，目前汽車(chē)車(chē)身設(shè)計(jì)更多地選擇多材料混用以達(dá)到輕量化的目的，不同材料和幾何結(jié)構(gòu)的連接在汽車(chē)生產(chǎn)過(guò)程中是一個(gè)巨大挑戰(zhàn)。為了有效解決多材料混用車(chē)身的連接問(wèn)題，研究人員進(jìn)行了大量的試驗(yàn)研究，其中通過(guò)液壓缸或伺服電機(jī)提供動(dòng)力將空心或?qū)嵭你T釘壓入待鉚材料，待鉚材料發(fā)生塑性變形，鉚釘產(chǎn)生自鎖，從而形成穩(wěn)定連接技術(shù)[4]的自沖鉚接(Self-Piercing Riveting，SPR)效果較為顯著。與其他連接技術(shù)相比，SPR操作環(huán)境安全友好、無(wú)廢氣粉塵、低噪音、自動(dòng)化程度高且連接過(guò)程沒(méi)有熱量輸入，可以有效避免界面相的析出、接頭軟化等問(wèn)題，已被廣泛應(yīng)用于車(chē)身制造[5]。凱迪拉克CT6白車(chē)身用了357個(gè)SPR鉚接點(diǎn)，福特F150的SPR鉚點(diǎn)為2390個(gè)，新款?yuàn)W迪Q7的SPR鉚接點(diǎn)達(dá)到3030個(gè)。SPR因其良好的應(yīng)用前景，國(guó)內(nèi)外大量學(xué)者對(duì)其展開(kāi)研究。文獻(xiàn)[5]～文獻(xiàn)[8]系統(tǒng)研究了鋁合金、鈦合金以及高強(qiáng)度鋼等多種SPR接頭的連接機(jī)理、力學(xué)性能以及腐蝕性能等。莊蔚敏等[9-10]基于試驗(yàn)研究和有限元仿真分析，對(duì)多種鉚接接頭的失效模式展開(kāi)了研究。LI D等[11]通過(guò)研究鉚釘中心距板邊距離及鉚釘間距對(duì)自沖鉚接頭質(zhì)量和強(qiáng)度的影響，提出鉚接的最佳邊距。閆科穎[12]研究了SPR在多因素影響下的成形規(guī)律，確定了最佳參數(shù)組合，優(yōu)化了工藝性能。ZHAO L等[13]研究了工件厚度對(duì)SPR接頭疲勞性能的影響，發(fā)現(xiàn)疲勞失效位置隨著板材厚度的增加從上部工件轉(zhuǎn)移到下部工件。HUANG Z C等[14]測(cè)試了AA6061和DP590板材的SPR和SPR-A接頭置于中性鹽霧環(huán)境中經(jīng)過(guò)不同老化時(shí)間后的力學(xué)性能，隨著鹽霧時(shí)間的增加，兩種接頭的剪切性能和疲勞性能逐漸降低，但SPR-A自沖鉚接頭在剪切試驗(yàn)中不僅具有更高的最大破壞載荷，而且具有更大的能量吸收值。MORI K等[15]在不改變鉚釘力學(xué)性能的前提下對(duì)模具形狀進(jìn)行了優(yōu)化，發(fā)現(xiàn)連接強(qiáng)度不僅與鉚釘及板材有關(guān)，還與板料厚度和總厚度之比有關(guān)。HAQUE R[16]定量表征了SPR接頭的組織特征與力學(xué)性能以及失效模式之間的關(guān)系。

 

目前，針對(duì)汽車(chē)輕量化鋁合金外覆蓋件的自沖鉚研究較少，故本文以某汽車(chē)工程研究院自主開(kāi)發(fā)的5182鋁合金板材外覆蓋件為研究對(duì)象，采用自主開(kāi)發(fā)設(shè)計(jì)的自沖鉚技術(shù)實(shí)現(xiàn)連接，對(duì)不同鉚接工藝下3層板搭接的鉚接接頭的組織和力學(xué)性能進(jìn)行研究，進(jìn)而優(yōu)化鉚接工藝，提高鋁合金板材的鉚接質(zhì)量，為輕量化車(chē)身開(kāi)發(fā)設(shè)計(jì)提供技術(shù)支持。

 

1、試驗(yàn)材料與方法

 

試驗(yàn)材料為退火態(tài)5182鋁合金板材，表1所示為5182鋁合金的力學(xué)性能。鋁合金3層板的尺寸分別為為100 mm×40 mm×1.0 mm和100 mm×40 mm×1.5 mm兩種，3層板材的搭接方式如圖1所示，上層、中間層和下層鋁板的厚度分別為1.0、1.5和1.0 mm。

 

圖1 鉚接試樣幾何尺寸

Fig.1 Geometry sizes of SPR sample

 

表1 5182鋁合金的力學(xué)性能

Tab.1 Mechanical properties of 5182 aluminum alloy

 

鉚接試驗(yàn)在英國(guó)Henrob公司生產(chǎn)的RE250032XXBB自沖鉚接設(shè)備上進(jìn)行，鉚模型號(hào)為DK060200001，鉚釘型號(hào)為J30642A，1#、2#、3#和4#接頭的鉚接速度分別為250、260、270和280 mm·s-1。對(duì)不同鉚接速度下的接頭進(jìn)行顯微組織分析和力學(xué)性能測(cè)試，采用OLYMPUS GX51光學(xué)顯微鏡進(jìn)行顯微組織觀察，采用HITACHI SUI510掃描電子顯微鏡進(jìn)行電子顯微形貌和X射線能譜觀察，采用JEOL-7001F場(chǎng)發(fā)射電子顯微鏡進(jìn)行電子背散射衍射(Electron Backscattered Diffraction，EBSD)分析。室溫拉伸在MTS E45.305電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，拉伸速度為2 mm·min-1，夾持端長(zhǎng)度均為20 mm。對(duì)于單搭接剪切試樣，夾持端加入墊片，防止試驗(yàn)過(guò)程中產(chǎn)生扭矩；對(duì)于剝離試樣，不使用墊片。試驗(yàn)分為兩組，每組6個(gè)試樣。

 

2、仿真分析

 

采用Simufact.forming對(duì)鉚接過(guò)程進(jìn)行模擬分析，5182鋁合金材料卡片構(gòu)建采用修正后的Fields-Backofen本構(gòu)方程。為了提高計(jì)算效率，采用1/2簡(jiǎn)化模型，在鉚接過(guò)程中，壓邊圈、沖頭和凹模均設(shè)為剛體，經(jīng)仿真驗(yàn)證，設(shè)置沖頭的速度為5 m·s-1時(shí)，鉚接效果與實(shí)際270 mm·s-1的鉚接速度相當(dāng)，因此在仿真分析過(guò)程中設(shè)置沖頭速度為5 m·s-1，接觸條件設(shè)置為自動(dòng)接觸。壓邊圈施加一個(gè)彈簧力，彈簧力初始大小設(shè)置為2.5 kN，彈簧剛度為5000 N·m-1。金屬在塑性成形過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生摩擦力，由于金屬摩擦力不斷變化，仿真時(shí)把庫(kù)倫摩擦和剪切摩擦結(jié)合，兩種摩擦模型的參數(shù)分別設(shè)置為0.1和0.2。在模擬過(guò)程中，板材的網(wǎng)格發(fā)生了嚴(yán)重的扭曲變形，為了提高計(jì)算的穩(wěn)定性，對(duì)板材網(wǎng)格采用自適應(yīng)網(wǎng)格劃分技術(shù)，上板材的斷裂臨界值為0.1 mm。有限元模型如圖2a所示。

 

圖2 自沖鉚接有限元模型及其鉚接過(guò)程

(a) 夾緊 (b) 沖裁 (c) 擴(kuò)張 (d) 沖鉚

Fig.2 Finite element model and riveting process of SPR

(a) Clamp (b) Blanking (c) Expansion (d) Riveting

 

從自沖鉚接過(guò)程的有效塑性應(yīng)變圖可以看出，在第1階段(圖2b)，鉚釘在沖頭的作用下，刺穿上層板材，鉚釘腿外側(cè)板材的最大等效應(yīng)變?yōu)?.84；在第2階段(圖2c)，鉚釘刺穿上層板材，進(jìn)入中間層板材，中間層板材在鉚釘以及上下層板材的共同作用下，發(fā)生劇烈的塑性變形，最大等效應(yīng)變?yōu)?.74；在第3階段(圖2d)，鉚釘刺穿中間層板材，進(jìn)入下層板材并繼續(xù)擠壓中間層板材，從而形成有效自鎖，下層板材塑性變形較小，中間層板材的最大等效應(yīng)變達(dá)到12.62，鉚釘與板材的互鎖值為0.31 mm，殘余底厚為0.1 mm。

 

由于在實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程中，SPR鉚釘頂頭厚度略有不同，在相同的應(yīng)用場(chǎng)景下，對(duì)鉚接過(guò)程影響較小，因此采用標(biāo)準(zhǔn)模型進(jìn)行仿真分析，試驗(yàn)研究時(shí)進(jìn)行對(duì)標(biāo)和修訂。

 

3、試驗(yàn)結(jié)果與分析

 

自沖鉚的連接機(jī)制是在鉚釘壓入過(guò)程中使被連接板材和鉚釘發(fā)生塑性變形，形成互鎖從而實(shí)現(xiàn)連接。因此自沖鉚接頭的檢驗(yàn)一般采用剖面視覺(jué)檢驗(yàn)法，主要檢驗(yàn)接頭的鉚釘釘頭高度、互鎖值以及殘余底厚。圖3為不同鉚接速度下自沖鉚接頭的金相組織，從圖中可以看出，鉚接點(diǎn)呈軸對(duì)稱，鉚釘未出現(xiàn)明顯的裂紋，3層鋁板之間緊密結(jié)合，鉚釘頭部與上層鋁板之間未出現(xiàn)明顯間隙，鉚釘尾部未穿透底層鋁合金板材，并保持一定厚度，鋁板材填滿鉚釘?shù)目涨?，與仿真結(jié)果吻合。如圖3所示，隨著鉚接速度由250 mm·s-1增加到280 mm·s-1，鉚釘釘頭高度由0.14 mm降低到0 mm。然而，接頭的左側(cè)互鎖值和右側(cè)互鎖值隨著鉚接速度的增加呈現(xiàn)先增加后降低的趨勢(shì)，當(dāng)鉚接速度達(dá)到270 mm·s-1，接頭左側(cè)和右側(cè)的互鎖值達(dá)到最大，均為0.29 mm，當(dāng)鉚接速度進(jìn)一步增加至280 mm·s-1，接頭的互鎖值開(kāi)始降低，左側(cè)和右側(cè)的互鎖值均由0.29 mm降低至0.05和0.13mm。接頭殘余底厚則呈現(xiàn)先降低后增加的趨勢(shì)，當(dāng)鉚接速度增加至270 mm·s-1，殘余底厚降低至最小，為0.13 mm，鉚接速度進(jìn)一步增加至280 mm·s-1，殘余底厚則增加至0.17 mm。如圖2和圖3所示，鉚接速度為270 mm·s-1時(shí)，金相與仿真分析結(jié)果匹配性較好。

 

圖3 不同鉚接速度的自沖鉚接頭金相組織剖面

(a) 250 mm·s-1 (b) 260 mm·s-1 (c) 270 mm·s-1 (d) 280 mm·s-1

Fig.3 Cross-section of metallographic structure of SPR joints with different riveted speeds

 

鉚釘對(duì)待鉚板材的鉚接過(guò)程是鉚釘對(duì)板材的動(dòng)態(tài)加載過(guò)程。在動(dòng)態(tài)加載過(guò)程中，隨著加載速度的增加，材料的應(yīng)變速率增加，材料出現(xiàn)應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)[17-18]。因此，由于應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)，隨著鉚接速度的增加，待鉚板材的強(qiáng)度增加，鉚釘產(chǎn)生彎曲變形，接頭的互鎖值降低。自沖鉚接頭的互鎖值對(duì)鉚點(diǎn)的連接強(qiáng)度產(chǎn)生重要影響，因此選取互鎖值最大的3#試樣作為研究對(duì)象，對(duì)其力學(xué)性能和顯微組織進(jìn)一步分析。

 

圖4a和圖4c為3#試樣的拉伸-剪切試驗(yàn)和剝離試驗(yàn)的載荷-位移曲線，曲線大致分為彈性變形、塑性變形和快速失效3個(gè)變形階段。圖4b和圖4d所示為3#試樣的拉伸-剪切和剝離試樣的失效方式，剪切和剝離試樣的失效方式均為上層板從下層板中拉脫。在初始階段，鉚釘周?chē)牧咸幱趶椥詷O限范圍內(nèi)，載荷-位移成線性關(guān)系；繼續(xù)拉伸，載荷超過(guò)鉚釘周?chē)牧系膹椥詷O限，進(jìn)入塑性變形階段；最終鉚釘周?chē)牧系乃苄宰冃瘟砍^(guò)鉚釘與下層板材的互鎖值，互鎖結(jié)構(gòu)失效，鉚釘從下層板中被拉出，連接被破壞，載荷迅速減小，直至被完全分開(kāi)。3#試樣的平均剪切峰值載荷為3.05 kN，平均剝離峰值載荷為0.67 kN，剪切峰值載荷遠(yuǎn)大于剝離峰值載荷。因此，在車(chē)身連接設(shè)計(jì)過(guò)程中，SPR連接點(diǎn)的受力應(yīng)以拉伸剪切為主，減少連接點(diǎn)的拉伸剝離，從而提升整車(chē)的性能。

 

圖4 3#自沖鉚接頭的載荷-位移曲線及失效試樣

(a) 拉伸-剪切試驗(yàn)的載荷-位移曲線 (b) 拉伸-剪切試樣的失效方式 (c) 剝離試驗(yàn)的載荷-位移曲線 (d) 剝離試樣的失效方式

Fig.4 Load-displacement curves of 3# SPR joints and fracture samples

(a) Load-displacement curves of tensile-shear test (b) Fracture mode of tensile-shear sample (c) Load-displacement curves of peel test (d) Fracture mode of peel sample

 

力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果表明，鉚接接頭的力學(xué)性能取決于接頭附近材料的組織特征。采用顯微組織分析對(duì)接頭附近的組織進(jìn)行研究。沿接頭直徑方向截取試樣，試樣截面金相組織如圖5a所示，試樣截面不同區(qū)域金相組織如圖5b～圖5e所示。圖5b為板材未變形區(qū)域的組織，該板材為退火態(tài)板材，基本未發(fā)生變形。圖5c中左側(cè)深色部分為鉚釘，右側(cè)為上層板組織。上層板在鉚接過(guò)程中被鉚釘沖斷，越靠近鉚釘附近區(qū)域的材料變形量越大，顯微組織沿最大主變形方向被拉長(zhǎng)，沿著鉚釘向下流動(dòng)的趨勢(shì)明顯，靠近鉚釘區(qū)域形成明顯的纖維組織。鉚釘在沖頭壓力的作用下繼續(xù)向下運(yùn)動(dòng)，沖斷中間層板材。中間層板材在上板、鉚釘以及下板的共同作用下，發(fā)生劇烈變形。如圖5d所示，在靠近鉚釘區(qū)域出現(xiàn)了與鉚釘腿平行的纖維組織，且纖維組織的數(shù)量明顯大于上層板材變形區(qū)域。鉚釘沖斷中間層板材后繼續(xù)向下運(yùn)動(dòng)，在沖頭壓力和凹模的共同作用下，鉚釘腿部在下板內(nèi)變形張開(kāi)，形成互鎖，相較于上板和中間板材，下板靠近鉚釘區(qū)域的變形較小，未出現(xiàn)明顯的變形態(tài)組織，如圖5e所示。

 

圖5 3#自沖鉚接頭不同區(qū)域的金相組織

(a) 試樣截面 (b) b區(qū)域 (c) c區(qū)域 (d) d區(qū)域 (e) e區(qū)域

Fig.5 Metallographic microstructrue of different zones of 3# SPR joints

(a) Section of sample (b) Zone b (c)Zone c (d)Zone d (e)Zone e

 

為進(jìn)一步分析鉚接過(guò)程中鉚接接頭的顯微組織演變，對(duì)接頭剖面組織進(jìn)行EBSD分析，圖6a～圖6c分別為圖5a中b、c和d區(qū)域的取向分布圖和極圖。從取向分布圖中可以看出，在鉚接的過(guò)程中，上層和中間層板材在鉚釘?shù)淖饔孟?，發(fā)生了較大的塑性變形，晶粒被拉長(zhǎng)變形，中間層板材形成了明顯的纖維狀組織，而底層板材的塑性變形程度小于上層和中間層板材，靠近鉚釘處晶粒呈現(xiàn)明顯的變形組織特征，其他區(qū)域的組織則為等軸晶粒。對(duì)不同變形組織的晶界分析發(fā)現(xiàn)，上層和中間層板材的晶界主要為小角度晶界(<15°)，上層和中間層板材的小角度晶界百分比分別為87.9%和92.3%；底層板材的晶界為大角度晶界(≥15°)和小角度晶界的混合組織，大角度晶界的百分比為28.2%，小角度晶界的百分比為71.8%。小角度晶界主要由變形過(guò)程中亞組織如亞晶和位錯(cuò)胞等構(gòu)成[19]。因此，在鉚接過(guò)程中，中間層板材的塑性變形最大，上層板材次之，底層板材最小，其平均晶粒尺寸分別為32.4、26.7和20.3 μm。如圖6中的極圖所示，上層板材織構(gòu)的強(qiáng)度較低，且出現(xiàn)了Copper和Brass S等多種織構(gòu)；中間層板材的織構(gòu)強(qiáng)度增強(qiáng)，形成的織構(gòu)主要為Brass S織構(gòu)，還存在少量Copper織構(gòu)；底層板材的織構(gòu)強(qiáng)度最高，形成的織構(gòu)主要為Copper織構(gòu)。對(duì)于面心立方結(jié)構(gòu)，Brass S織構(gòu)主要是在剪切力作用下形成的，Copper織構(gòu)一般為軋制態(tài)織構(gòu)[20-22]。

 

圖6 3#自沖鉚接頭不同區(qū)域的EBSD圖

(a) b區(qū)域 (b)c區(qū)域 (c)d區(qū)域

Fig.6 EBSD diagrams of different zones of 3# SPR joints

(a)Zone b (b)Zone c (c)Zone d

 

因此，在鉚接過(guò)程中，中間層板材受到的剪切力最大，上層板次之，底層板材受到的剪切力最小。3層板鉚接過(guò)程中，中間層板材的塑性變形最大，下層板材的塑性變形最小。在3層板材自沖鉚接頭設(shè)計(jì)過(guò)程中，應(yīng)優(yōu)先將塑性較好的材料作為中間層材料。

 

4、結(jié)論

 

(1)3層板自沖鉚接接頭的互鎖值隨著鉚接速度的增加呈現(xiàn)先增加后降低的趨勢(shì)，當(dāng)鉚接速度為270 mm·s-1時(shí)，互鎖值達(dá)到最大，為0.29 mm，殘余厚度最小，為0.17 mm。

 

(2)采用拉伸-剪切試驗(yàn)和剝離試驗(yàn)對(duì)自沖鉚接頭的力學(xué)性能進(jìn)行了研究。自沖鉚接頭的剪切峰值載荷遠(yuǎn)大于剝離峰值載荷，接頭的剪切峰值載荷為3.05 kN，剝離峰值載荷為0.67 kN。在車(chē)身連接設(shè)計(jì)過(guò)程中，自沖鉚點(diǎn)的受力應(yīng)以拉伸剪切為主，需減少鉚接點(diǎn)的剝離載荷工況。

 

(3)顯微組織研究和模擬分析表明，在鉚接過(guò)程中，中間層板材的塑性變形受到的剪切力最大，上層板材次之，下層板材最小。因此，在3層板材自沖鉚接頭設(shè)計(jì)過(guò)程中，應(yīng)將塑性較好的材料作為中間層板材。

 

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來(lái)源：期刊：《塑性工程學(xué)報(bào)》 作者：王 琳1，胡光山2，3(1.蚌埠學(xué)院 機(jī)械與車(chē)輛工程學(xué)院，安徽 蚌埠 233030；2.浙江大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，浙江 杭州 314001；3. 眾泰汽車(chē)工程研究院，浙江 杭州 314001)