劉福龍 ，何曉聰，曾 凱 ，盧 毅

(昆明理工大學機電工程學院，昆明 650500)

隨著制造業(yè)及連接技術的發(fā)展，產(chǎn)生了結構粘接、自沖鉚接和壓印連接等新型連接技術，這些新技術可以有效解決傳統(tǒng)點焊存在的問題［1］.其中，壓印連接是一種廣泛用于汽車制造業(yè)的技術，它是利用一對配套的上模與下模，在專用的壓力設備上，上模在外力的作用下向下運動，迫使連接材料在下模模腔內發(fā)生變形，填充下模的環(huán)形凹槽，最終形成機械互鎖結構，從而達到連接的目的.壓印連接通過機械內鎖實現(xiàn)材料連接，不僅可以實現(xiàn)同種材料的連接，而且對于采用傳統(tǒng)點焊難以或根本無法實現(xiàn)的異種材料的連接也是有效的.壓印連接還可以實現(xiàn)多層、不同厚度板料的連接，允許中間有夾層材料(紡織物、塑料、薄膜、紙、絕緣材料等).汽車車身中的焊接變形問題也可以通過壓印連接得到很好的解決［2］.鑒于壓印技術有如此多的優(yōu)點，自其應用30多年來，國內外學者已對其進行了大量研究.

國內對壓印連接的研究起步較晚，主要側重于連接過程成型機理及工藝參數(shù)的優(yōu)化，對壓印接頭的疲勞性能也進行了初步探索.楊小寧等［3］和馮模盛等［4］采用試驗及有限元模擬相結合的方法研究了兩層板壓印接頭連接成型過程與機理.周云郊等［5］對壓印連接鋼鋁異種材料的可行性進行了實驗研究和仿真分析，并對鋼鋁異種材料的壓印模具幾何參數(shù)進行多目標優(yōu)化.楊慧艷等［6-7］采用相同的方法對三層板不同組合順序的成型性進行了研究;并對5052鋁合金單搭壓印接頭的疲勞性能進行了試驗研究.國外對壓印連接的研究進行的較早，所以研究地比較系統(tǒng):Xiaocong He［8-9］從工藝參數(shù)、動態(tài)工藝模擬、接頭強度、振動特性等方面綜述了壓印連接技術的發(fā)展狀況，并研究了變差系數(shù)法在預測壓印接頭強度方面的應用;Mucha［10］、De paula［11］和 Varis等［12］研究了工藝參數(shù)對壓印成型和接頭靜強度的影響;Carboni［13］和Kim對壓印接頭的疲勞性能進行了研究.

在以往的研究中，壓印接頭的力學性能研究主要集中在兩層板接頭，然而實際應用中，通常需要實現(xiàn)三層甚至多層板材的連接，例如沃爾沃的S80就采用了多層板材的連接［14］.因此有必要對三層及多層板壓印接頭的力學性能進行研究，本文針對實際連接過程中可能出現(xiàn)同種組合順序條件下板材配置方式不同的情況，通過試驗研究了不同配置方式下接頭的靜態(tài)力學性能及靜態(tài)力學性能最優(yōu)配置方式組的動態(tài)疲勞性能.

1 試驗

1.1 試件制備

試件所用材料為1.5 mm厚5052鋁合金與1.5 mm厚SPCC冷軋鋼板，其化學成分與力學性能見表1與表2所示.經(jīng)試驗發(fā)現(xiàn)，連接模具選用平模，上中下板順序為AA5052+SPCC+AA5052時接頭成型性最好，因此所有配置形式均按此組合順序進行連接.相同組合順序的三層板搭接共有3種配置形式，如圖1所示，其中:上板單獨在一邊為T-A組;上板與中板在同一邊為T-B組;上板與下板在同一邊為T-C組.連接設備均采用型號為RIVCLINCH 1106 P50的壓印設備，該設備連接時的額定沖壓壓力為0.6 MPa.由于每連接一個試件設備的沖壓壓力會下降，為保證各個試件的連接質量，每連接一個試件后均重新沖壓，保證所有試件均在額定沖壓壓力下進行連接.

表1 材料化學成分表(質量分數(shù)/%)

表2 材料室溫力學性能

圖1 試件搭接方式

1.2 靜態(tài)力學與動態(tài)疲勞試驗

靜態(tài)力學與動態(tài)疲勞試驗均在MTS-landmark100型電液伺服實驗機上進行.由于3組試件配置方式不同，在試驗過程中根據(jù)實際情況添加與試件等寬且長為30 mm的墊片，保證兩端夾持部分厚度一致，以使試驗過程中接頭處彎矩盡可能小，實際方式裝夾如圖2所示.靜態(tài)力學性能試驗時，設定拉伸速率為5 mm/min.動態(tài)疲勞試驗時，設定加載波形為正弦波，加載頻率f=10 Hz，應力比R=0.1;分別在靜強度90%、70%、60%、50%和40%的載荷水平下進行試驗;并參考焊接接頭疲勞試驗，當加載循環(huán)周次達到200萬次時認為接頭達到疲勞極限，試驗停止.

圖2 試件裝夾

2 結果分析

2.1 靜態(tài)力學試驗

2.1.1 失效模式分析

壓印接頭靜態(tài)失效模式有兩種:內鎖拉脫失效與頸部斷裂失效.內鎖拉脫失效主要是由于基板的強度較大，接頭上板在下板中鑲嵌量不夠充分，上板頸部強度大于上板在下板中的自鎖強度，接頭在拉伸-剪切載荷作用下，接頭的自鎖結構先失效，最終導致上下板分離而使接頭失效;頸部斷裂失效是接頭在受拉伸-剪切載荷的作用時，在接頭內鎖結構強度足夠大的情況下，隨著拉伸位移的增加，拉伸載荷逐漸增大，達到最大值時，上板在頸部厚度最小的位置在內鎖結構拉脫之前發(fā)生斷裂造成接頭失效.

三層板壓印接頭截面如圖3所示，其中:X為壓印接頭殘余底厚;tN1與tN2分別為上板與中板的頸部厚度;tU1與tU2分別為上板在中板與中板在下板中的鑲嵌量.接頭強度主要取決于tN1，tN2，tU1及tU2，這4個值也將決定接頭的失效模式.當tN1值因太小成為接頭最薄弱環(huán)節(jié)時，接頭將出現(xiàn)上板頸部斷裂失效;同理，當tN2值小到成為接頭最薄弱環(huán)節(jié)時，接頭將出現(xiàn)中板頸部斷裂失效;當tU1值小到成為接頭最薄弱環(huán)節(jié)時，接頭將出現(xiàn)上板內鎖拉脫失效;當tU2值小到成為最薄弱環(huán)節(jié)時，接頭將出現(xiàn)中板內鎖拉脫失效.實際接頭根據(jù)接頭不同配置形式，可能出現(xiàn)上述4種失效模式中兩種同時出現(xiàn)的情況，稱之為混合失效.本次試驗過程中，T-A型配置方式失效模式為上板頸部斷裂;T-B型配置方式失效模式為中板內鎖拉脫失效;T-C型配置方式失效模式為上板內鎖拉脫與中板內鎖拉脫的混合失效，如圖4所示.

圖3 三層板壓印接頭截面

2.1.2 靜強度分析

對T-A、T-B和T-C三種配置方式的三組試件進行拉伸-剪切試驗，分別測試12個試件，得到接頭靜強度值，各組根據(jù)拉依達準則剔除可疑數(shù)據(jù)，使用有效數(shù)據(jù)經(jīng)處理得到均值、方差及變異系數(shù)如表3所示.靜強度均值表明各種配置方式的接頭:T-A型靜強度最低，T-C型靜強度最高，T-C型靜強度為T-A型的5.7倍.選取拉伸峰值與靜強度均值最相近的試件的載荷-位移曲線進行分析，如圖5所示.結合接頭靜態(tài)失效模式可知，當接頭為頸部斷裂失效時(T-A)，接頭靜強度低且失效位移短，幾乎為瞬時斷裂;反之，當接頭為內鎖拉脫失效時(T-B)，接頭靜強度高且失效位移長;當接頭為混合失效時(T-C)，接頭靜強度最大，在失效時達到第一個峰值時上板發(fā)生內鎖拉脫失效，載荷迅速下降，之后慢慢回升出現(xiàn)第二個峰值，直到中板發(fā)生內鎖拉脫最終導致接頭失效.

圖4 靜拉伸失效模式

表3 接頭靜強度均值、方差及變差系數(shù)

圖5 載荷-位移曲線

2.2 疲勞試驗

2.2.1 失效模式分析

兩層板壓印接頭疲勞失效模式主要有兩種:頸部出現(xiàn)裂紋導致接頭斷裂失效(失效模式A)與下板出現(xiàn)裂紋導致接頭失效(失效模式B)，如圖6所示.頸部出現(xiàn)裂紋導致接頭失效主要是出現(xiàn)在加載應力水平較高時，斷裂方式與靜態(tài)斷裂失效相似，差異為疲勞斷裂可以明顯看到基板之間有微動磨損;下板出現(xiàn)裂紋導致接頭失效主要是出現(xiàn)在加載應力水平較低時，接頭頸部已不是連接結構的薄弱環(huán)節(jié)，失效部位出現(xiàn)在連接過程中基板應力集中部位.

根據(jù)三層板壓印接頭的結構可推測其失效模式有3中情況，第一種情況為上板或中板頸部出現(xiàn)裂紋導致接頭斷裂，第二種情況為下板出現(xiàn)裂紋導致接頭失效，第三種情況出現(xiàn)上述失效模式組合的混合失效.本文只對三種配置方式中靜態(tài)力學性能最優(yōu)的配置形式(T-C)進行疲勞試驗，通過試驗可知，T-C型配置方式的疲勞失效方式為上板先發(fā)生頸部斷裂(失效模式A)，之后下板出現(xiàn)裂紋(失效模式B)的混合失效，如圖7所示.

圖6 兩層板疲勞失效形式

圖7 T-C三層板型疲勞失效模式

2.2.2 疲勞強度分析

通過靜拉伸試驗得知T-C型接頭靜強度最高，采用與該組靜強度對應的5個應力水平進行試驗，每個應力水平測試兩個件，試驗結果載荷及循環(huán)周次均取對數(shù)后結果如表4所示，其中:上板頸部斷裂記為A，下板出現(xiàn)裂紋記為B，中板內鎖拉脫記為C，人為停止記為D.

為驗證疲勞數(shù)據(jù)的有效性，采用威布爾分布進行檢驗，威布爾分布是根據(jù)最弱環(huán)節(jié)模型或串聯(lián)模型得到的，適用于材料斷裂強度模型的分析.二參數(shù)威布爾分布的密度函數(shù)如式(1):

式(1)中α和β為威布爾分布的形狀參數(shù)和尺度參數(shù).由于疲勞測試試件數(shù)量少，采用傳統(tǒng)計算方法在確定威布爾參數(shù)時存在一定困難，因此通過引入變異系數(shù)對其進行求解，近似求得威布爾分布的兩個參數(shù)，近似求解公式如公式(2)與(3)所示［15］:

公式(3)中μ為均值，Γ(·)為伽瑪函數(shù).計算獲得的不同疲勞載荷水平下上下板的疲勞壽命的α和對應的β，如表5所示.將失效概率為63.2%的值定義為威布爾尺度參數(shù)，計算所得的β均大于各自的壽命均值，由此可見，各疲勞壽命均服從二參數(shù)威布爾分布，從而驗證了數(shù)據(jù)的可靠性.

表4 疲勞試驗結果

表5 疲勞壽命分析

由表4可知，當加載水平為90%時，接頭幾乎為瞬間拉斷;在低應力水平時，上板頸部疲勞性能仍然較差，當加載水平為40%時，疲勞循環(huán)最多只能達到15 965次，但是中板與下板連接可達到疲勞極限200萬次.

采用最小二乘法回歸模型在雙對數(shù)坐標下對測得的疲勞數(shù)據(jù)散點進行擬合，可得接頭F-N曲線，如圖8所示，圖中:A為上板頸部斷裂時的疲勞強度，B為下板出現(xiàn)裂紋時的疲勞強度;橫坐標為疲勞循環(huán)周次取對數(shù)，縱坐標為加載最大載荷取對數(shù).采用最小二乘法計算獲得F-N曲線方程如方程(1)與(2)所示，(1)為上板頸部斷裂的F-N曲線方程，(2)為下板出現(xiàn)疲勞裂紋的F-N曲線方程.通過F-N曲線方程，在已知最大加載載荷的情況下可預測接頭疲勞壽命.

圖8 F-N曲線

3 結 論

本文通過對同種排列順序條件下三種不同配置方式的三層板壓印接頭進行靜態(tài)力學性能試驗，并對其中靜態(tài)力學性能最優(yōu)的接頭配置方式組接頭進行疲勞試驗，得到如下結論:

1)三層板壓印接頭的靜態(tài)效模式為上板頸部斷裂失效、中板內鎖拉脫失效以及上板內鎖拉脫與中板內鎖拉脫同時發(fā)生的混合失效.

2)T-A型配置方式靜強度最低，T-C型配置方式靜強度最高，T-C型靜強度為T-A型的5.7倍.

3)T-C型配置方式的疲勞失效模式首先為上層板頸部斷裂，然后中板內鎖拉脫失效的混合失效，與靜拉伸失效不同點為疲勞失效基板之間有明顯的微動磨損痕跡.

4)三層板壓印接頭上板頸部疲勞性能較差.加載載荷為靜強度40%時，上板頸部疲勞循環(huán)最多為15 965次時發(fā)生斷裂失效，但是中板與下板連接疲勞循環(huán)可達到200萬次.

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