何冠中 樓銘 馬運(yùn)五 李永兵

1．上海交通大學(xué)機(jī)械系統(tǒng)與振動國家重點實驗室，上海，2002402．上海交通大學(xué)上海市復(fù)雜薄板結(jié)構(gòu)數(shù)字化制造重點實驗室，上海，200240

0 引言

為應(yīng)對日益嚴(yán)峻的能源危機(jī)和環(huán)境污染的挑戰(zhàn)，節(jié)能減排已成為現(xiàn)代汽車工業(yè)的必然要求。車身輕量化作為節(jié)能減排的有效手段，越發(fā)得到各大汽車企業(yè)的重視[1]。鋁合金因其比強(qiáng)度高、密度低、耐腐蝕性強(qiáng)等優(yōu)點，已替代部分鋼材被越來越多地應(yīng)用于車身制造。綜合考慮車身制造成本和減重效果，鋁鋼混用已經(jīng)成為輕量化車身發(fā)展的必然趨勢[2-3]。電阻點焊作為車身裝配的傳統(tǒng)點連接工藝，憑借其接頭強(qiáng)度高、能耗低、效率高等優(yōu)點，被廣泛應(yīng)用于傳統(tǒng)鋼制車身焊裝。然而，鋁合金等輕質(zhì)材料的應(yīng)用對傳統(tǒng)點連接技術(shù)提出了巨大挑戰(zhàn)，由于鋁和鋼之間的熱物理屬性差異較大且熔焊時易形成硬脆的金屬間化合物，傳統(tǒng)電阻點焊工藝難以實現(xiàn)鋁鋼等異種金屬材料的有效連接[4]。自沖鉚接作為一種高效的冷成形工藝，以其無熱效應(yīng)、能耗低、易于自動化生產(chǎn)等特點，成為當(dāng)前全鋁和鋁鋼混合車身的主要連接技術(shù)[5]。但是由于鉚釘硬度和設(shè)備噸位的限制，當(dāng)連接一些如先進(jìn)高強(qiáng)鋼/超高強(qiáng)鋼等高強(qiáng)度、高硬度材料時，自沖鉚接過程中鉚釘腿部易發(fā)生嚴(yán)重墩粗，從而無法獲得有效的機(jī)械互鎖。

鑒于上述問題，MESCHUT等[6]提出了一種“電阻單元焊(resistance element welding，REW)”方法以實現(xiàn)鋁合金與鋼之間的可靠連接。電阻單元焊是一種利用輔助單元實現(xiàn)異種板材連接的技術(shù)，其典型流程如下：首先根據(jù)鋁板厚度及待焊鋼板材質(zhì)選擇具有合適尺寸及材質(zhì)的鉚釘；然后將鋁板的待連接區(qū)域放置于落料模上，利用沖頭將鉚釘預(yù)置在鋁板內(nèi)；之后將點焊電極對準(zhǔn)鋁板上預(yù)置的鉚釘，對其與下層鋼板施焊；最后在鉚釘?shù)撞颗c鋼板之間形成焊核，并把鋁板“鎖”在鉚釘與下層鋼板之間。該方法充分利用鉚接和點焊的特點，巧妙地將異種金屬連接問題轉(zhuǎn)化為同種金屬焊接問題。因此，理論上該方法可被應(yīng)用于連接各類異種材料匹配，具有廣泛的適用性。

作為一項新型異種材料連接技術(shù)，電阻單元焊目前國內(nèi)外公開的相關(guān)研究內(nèi)容還較少。MESCHUT等[7]在超高強(qiáng)鋼與鋁合金的幾種創(chuàng)新連接工藝比較中，發(fā)現(xiàn)電阻單元焊在加膠后連接鋁合金和硼鋼時，能獲得比自沖鉚接和熱熔自攻絲鉚接等異種金屬連接工藝更強(qiáng)的拉剪強(qiáng)度。凌展翔等[8-9]針對鋁合金和硼鋼這一匹配，將其與傳統(tǒng)電阻點焊工藝相比較，并從電阻單元焊的接頭力學(xué)性能、拉剪試驗斷口形貌、微觀組織及接頭硬度分布規(guī)律等多角度展開系統(tǒng)研究。

國內(nèi)外現(xiàn)有研究均是針對電阻單元焊工藝的焊接過程和接頭整體性能而展開的，缺乏對其沖裁階段的研究。近年來，已有許多學(xué)者對普通沖裁與精密沖裁的斷裂過程機(jī)理進(jìn)行了研究，并針對不同的金屬提出了相應(yīng)的斷裂模型[10-14]。然而，由于電阻單元焊沖裁階段獲得的接頭特征對后續(xù)焊接階段熱變形與焊后殘余應(yīng)力分布等特性有重要影響，因此不僅要關(guān)心其沖裁過程中鉚釘和落料模幾何形貌對沖裁力和斷口的影響，更要關(guān)心沖裁結(jié)束后鉚釘與上層鋁板間的接觸狀態(tài)。為此，本研究擬通過有限元仿真的方法研究鉚釘、落料模形貌對電阻單元焊沖裁過程以及沖裁后接頭質(zhì)量的影響規(guī)律，為電阻單元焊工藝的鉚釘與模具設(shè)計提供借鑒。

1 模型建立

模型建立與求解過程如下：首先在AutoCAD軟件中建立鉚釘和模具的幾何模型，將其導(dǎo)入HYPERMESH中劃分有限元網(wǎng)格并生成可導(dǎo)入LS-DYNA的k文件。然后在LS-PREPOST中編輯相應(yīng)關(guān)鍵字，最后提交LS-DYNA求解器進(jìn)行求解計算。計算結(jié)束后，在LS-PREPOST中查看并分析結(jié)果。

1.1 幾何建模與網(wǎng)格剖分

沖裁設(shè)備由沖頭、壓邊圈、落料模組成，工作時沖頭將驅(qū)動鋼制鉚釘向下沖裁被壓緊在壓邊圈和落料模中的鋁板?？紤]到本模型中各部件均為軸對稱狀態(tài)，為提高計算效率，將其簡化為二維軸對稱模型開展仿真研究，如圖1a所示。鉚釘、鋁合金板、壓邊圈和落料模等的關(guān)鍵幾何尺寸如圖1b所示，其中鉚釘腿部半徑為2 mm，鋁合金板厚度為1.4 mm。本文分別選取五個重要變量，即鉚釘腿部末端傾斜角度α、鉚釘頭部傾斜角度β、落料模凸臺高度h、落料模凸臺寬度l以及鉚釘腿部和落料模之間的間隙g來研究上述形貌特征對沖裁結(jié)果的影響。

三維示意圖 二維簡化模型(a)結(jié)構(gòu)示意圖

(b)模型關(guān)鍵幾何尺寸圖1 電阻單元焊鉚釘沖裁結(jié)構(gòu)示意圖與幾何尺寸Fig.1 Geometrical model of REW punching set-up and key dimensions

本模型各個部件均定義為二維實體單元，網(wǎng)格劃分如圖2所示。鉚釘網(wǎng)格尺寸為0.15 mm。為同時保證仿真精度和計算效率，鋁板主體網(wǎng)格尺寸設(shè)定為0.14 mm，而將鋁板斷裂處(長為1.2 mm)的網(wǎng)格尺寸設(shè)定為0.05 mm。整個仿真模型網(wǎng)格數(shù)量為3 528，節(jié)點數(shù)為3 823。

圖2 電阻單元焊沖裁過程有限元仿真模型與網(wǎng)格剖分Fig.2 FE model of REW punching process and mesh strategy

1.2 材料特性與斷裂準(zhǔn)則

本研究所用鋼制鉚釘通過多沖程冷鐓工藝獲得，其母材為CA340。由于鉚釘在冷鐓成形制造過程中存在加工硬化等現(xiàn)象，所以實際鉚釘?shù)膹?qiáng)度要高于母材。考慮到鉚釘幾何形貌不規(guī)則，難以通過標(biāo)準(zhǔn)材料力學(xué)試驗手段獲取其力學(xué)性能參數(shù)，為此本文通過測量鉚釘與母材的硬度比例關(guān)系來反推鉚釘實際的屈服強(qiáng)度和拉伸強(qiáng)度[15-16]。維氏硬度計測得鉚釘和原始母材平均硬度分別為281.2 HV和213.6 HV，按此硬度比例關(guān)系對母材的屈服強(qiáng)度和拉伸強(qiáng)度進(jìn)行比例縮放，得到最終鉚釘?shù)那?qiáng)度和拉伸強(qiáng)度分別為500 MPa和592 MPa。表1所示為仿真模型中所用的鋁合金5182和鋼制鉚釘?shù)牟牧蠈傩浴?/p>

表1 鋁板與鉚釘?shù)牟牧蠈傩訲ab.1 Material properties of aluminum and rivet

為模擬鋁板在沖裁過程中的裂紋擴(kuò)展過程，需設(shè)置材料的失效斷裂條件。研究表明，鋁合金沖裁模具的間隙小于板厚的6%時，材料剪切面上的光亮帶比例減小，剪切斷裂帶增大, 可以認(rèn)為是純剪[17]。本試驗中鋁板厚度t=1.4 mm，鉚釘腿部外徑與落料模內(nèi)徑相差0.1 mm，即兩部件間隙為0.05 mm，小于板厚的6%，滿足純剪切的判斷條件，故本文采用剪切應(yīng)變γ=0.6作為失效模式判據(jù)。

1.3 求解條件設(shè)置

本仿真模型中沖頭、壓邊圈、落料模設(shè)為剛體，鋁板和鋼制鉚釘設(shè)為變形體。模型中各部件的接觸均設(shè)置為二維網(wǎng)格自動面對面接觸，其LS-DYNA關(guān)鍵字為“AUTOMATIC_2D_SURFACE_TO_SURFACE”。摩擦問題采用庫侖模型描述，取摩擦因數(shù)為0.2。由于模型具有二維軸對稱特性，所以約束仿真過程中鉚釘和板料對稱軸上的單元節(jié)點的徑向位移不變，即約束其位置X=0。沖裁過程中，落料模的位置固定，壓邊圈和沖頭只允許在Y方向移動，設(shè)置壓邊圈的壓邊力為1 000 N，在沖頭上施加勻速向下的位移載荷，速度為150 mm/s。為保證鉚釘頭部底面能與壓邊圈作用下的鋁板上表面平齊，鉚釘行程應(yīng)比鉚釘腿部長度與落料模凸臺高度之和稍大，因此取鉚釘行程為2.08 mm。設(shè)置求解時間約為0.015 s，求解時間步為0.000 1 s。

1.4 沖裁過程分析

本研究以釘腿角度α和釘頭角度β均為0°、落料模凸臺高度h=0.3 mm、寬l=0.4 mm、間隙g=0.05 mm這一組合作為基準(zhǔn)，其沖裁過程如圖3所示，相應(yīng)沖頭對鉚釘?shù)臎_裁力隨行程的變化規(guī)律如圖4所示。首先鋁板在壓邊圈和落料模的共同作用下預(yù)壓緊，沖頭帶動鉚釘持續(xù)下壓，鋁板受力發(fā)生剪切變形，該階段沖裁力逐漸增大。當(dāng)沖裁力到達(dá)最大(B點)時，裂紋產(chǎn)生并逐漸擴(kuò)展，直至鋁板完全斷裂，該階段沖裁力逐漸減小至C點。廢料下落后，鉚釘繼續(xù)下行直至鉚釘頭部下表面與鋁板上表面平行，由于鉚釘失去了鋁板的支反力，CD段沖裁力幾乎為零。當(dāng)鉚釘頭部接觸鋁板斷口之后，鉚接力從D點迅速增至最大點E點，此時鋁材在落料模凸臺和鉚釘頭部的共同擠壓下徑向流動壓緊鉚釘腿部側(cè)面，直至沖裁完成。

(a)初始狀態(tài) (b)裂紋產(chǎn)生 (c)鋁板斷裂

(d)釘頭/鋁板接觸 (e)沖裁完成圖3 有限元仿真得到的沖裁過程Fig.3 Simulated geometry evolution of REW punching process

圖4 仿真得到的沖裁力與鉚釘行程的關(guān)系Fig.4 Simulated punching force-rivet displacement curve

1.5 接頭形貌對比

本研究通過對比試驗與仿真的幾何形貌對仿真模型的準(zhǔn)確性進(jìn)行驗證。鉚釘嵌入鋁板后的接頭斷面金相與仿真結(jié)果對比如圖5所示。從鉚釘

圖5 有限元仿真結(jié)果與試驗的接頭斷面對比Fig.5 Comparison of the cross-section profiles between simulation and physical test

腿部半徑、鉚釘與鋁板縱向接觸長度和凸臺壓痕寬度三個關(guān)鍵位置的對比可以看出，基于有限元仿真模型獲得的沖裁接頭與實際金相幾何形貌總體符合，二者之間的誤差在可接受范圍內(nèi)，本模型的準(zhǔn)確性得以驗證。

1.6 應(yīng)力分布分析

沖裁后接頭內(nèi)部的von Mises應(yīng)力分布如圖6a所示。由于沖裁時鉚釘頭部同時受沖頭和鋁板的擠壓作用，故接頭應(yīng)力主要集中分布于鉚釘頭部和腿部與鋁板接觸區(qū)域。同時，鋁板在鉚釘頭部和落料模凸臺的擠壓下向內(nèi)側(cè)流動，沿徑向壓緊鉚釘腿部側(cè)面，形成緊實而穩(wěn)定的接頭，其中鋁板沿X方向梯度分布的壓應(yīng)力如圖6b所示。

2 鉚釘與模具形貌對沖裁的影響規(guī)律

本研究從兩個方面評價電阻單元焊預(yù)置鉚釘?shù)慕宇^質(zhì)量，一方面是沖裁過程中的最大沖裁力要盡量小以保護(hù)設(shè)備，另一方面是鋁板對鉚釘腿部的徑向壓應(yīng)力要盡量大，以保證二者之間具有良好的接觸狀態(tài)?；谝陨显u價原則，為充分研究各部分形貌對沖裁質(zhì)量的影響規(guī)律，選取如圖1c所示的五個主要形貌尺寸(α、β、h、l、g)開展研究。在此基礎(chǔ)上，分別對每個變量改變兩個不同參數(shù)進(jìn)行有限元仿真，提取仿真過程中的最大沖裁力(即圖4中E點值)和最終時刻鋁材對鉚釘?shù)钠骄鶋簯?yīng)力(即圖6b中鋁板斷口最左側(cè)網(wǎng)格的X-stress平均值)，制成表2。

(a)鉚釘和鋁板的von Mises應(yīng)力云圖

(b)鋁板X-stress應(yīng)力云圖圖6 仿真得到的沖裁結(jié)果應(yīng)力云圖Fig.6 Simulated Von Mises stress and X-stress distributions of the final joint

2.1 鉚釘腿部形貌

由于電阻單元焊涉及沖裁后鉚釘和鋼板的點焊過程，因此鉚釘腿部末端形貌對后續(xù)焊接具有不可忽視的影響。相對于平底，傾斜式腿部末端更有利于鋼制鉚釘和下層鋼板形成較好的局部接觸，增大電流密度，從而獲得更佳的焊接質(zhì)量。結(jié)合表2數(shù)據(jù)，對比基準(zhǔn)型、釘腿一(傾斜5°)和釘腿二(傾斜10°)三者仿真得到的沖裁力-位移曲線如圖7所示?？梢钥吹?，在鋁板斷裂階段，底部傾斜角對最大沖裁力大小并無顯著影響，而最大沖載力對應(yīng)的斷裂位移有所延長，且底部傾斜越大，最大沖裁力出現(xiàn)時的位移越大。同時，三種條件下最終壓緊階段的最大沖裁力和鋁板對鉚釘?shù)膹较蚱骄鶋簯?yīng)力并無較大差別，顯然鉚釘腿部末端傾斜角度對沖裁接頭成形的質(zhì)量影響不大。因此，后續(xù)可以僅從優(yōu)化接頭焊接質(zhì)量的角度來設(shè)計適當(dāng)?shù)你T釘腿部末端傾斜角度。

表2 有限元仿真幾何參數(shù)及結(jié)果

圖7 釘腿底部傾斜角對沖裁力-位移曲線的影響Fig.7 Effect of rivet shank shape on the punching force-displacement curve

2.2 鉚釘頭部形貌

鉚釘頭部形貌是影響沖裁后鋁板對鉚釘壓應(yīng)力的重要因素，設(shè)計下傾式的鉚釘頭部可以更好地幫助板材向內(nèi)擠壓鉚釘腿部，以形成接觸狀態(tài)良好的接頭。結(jié)合表2，對比基準(zhǔn)型、釘頭一(傾斜5°)和釘頭二(傾斜10°)三者仿真得到的最大沖裁力和鋁材對鉚釘腿部的徑向平均壓應(yīng)力如圖8所示。釘頭下傾角越大，最大沖裁力和徑向平均壓應(yīng)力均越大。因此，在設(shè)備沖裁力允許的情況下，增加釘頭下傾角可以顯著提高鋁板對鉚釘?shù)臄D壓力，獲得更加緊實的預(yù)置接頭。

圖8 釘頭下傾角度對最大沖裁力和平均壓應(yīng)力的影響Fig.8 Effect of rivet head shape on the maximumpunching force and average compressive stress

2.3 落料模凸臺形貌

圖9 落料模凸臺寬度對最大沖裁力和平均壓應(yīng)力的影響Fig.9 Effect of boss width on the maximum punchingforce and average compressive stress

落料模凸臺是幫助鉚釘徑向擠壓板材以制成互鎖的重要部件。在基準(zhǔn)凸臺寬度0.4 mm的基礎(chǔ)上，結(jié)合表2分別改變凸臺寬度為0.2 mm和0.6 mm，通過計算得到有限元仿真結(jié)果如圖9所示。從圖9中可以看到，凸臺寬度越大，鋁材受擠壓變形的區(qū)域越大，進(jìn)而導(dǎo)致最大沖裁力和鋁材對鉚釘腿部的平均壓應(yīng)力越大。同時，凸臺寬度從0.4 mm增大到0.6 mm時的平均徑向壓應(yīng)力增幅相對其從0.2 mm增大到0.4 mm時減小，說明隨著凸臺寬度增大，平均壓應(yīng)力和最大沖裁力逐漸增大且趨于平緩，即其增大作用的邊際效用減小。這是由于板材受擠壓部分離接觸面越來越遠(yuǎn)，傳遞給斷口接觸一側(cè)擠壓效果減弱。此外，過大的凸臺寬度留下的沖裁接頭大空隙，不利于后續(xù)焊接過程中形成良好的接頭質(zhì)量。本研究中綜合考慮沖裁接頭緊實度與后續(xù)焊接質(zhì)量，認(rèn)為落料模凸臺寬度為0.4 mm較為合適。

在基準(zhǔn)凸臺高度為0.3 mm基礎(chǔ)上，按表2分別變換凸臺高度為0.2 mm和0.4 mm進(jìn)行仿真計算，結(jié)果如圖10所示。凸臺高度的增大相當(dāng)于增大了近鉚釘一側(cè)鋁材的形變，致使最大沖裁力和徑向平均壓應(yīng)力顯著增大。然而，在增大平均壓應(yīng)力的同時，凸臺高度并非越高越好，主要原因是凸臺高度增大將導(dǎo)致鋁材與鉚釘腿部的實際接觸面積減小，因此鋁材對鉚釘腿部的整體徑向壓力曲線一定呈先增大后減小的趨勢，其必然存在一個最大值點。計算得到三類凸臺的整體徑向擠壓力如表3所示，發(fā)現(xiàn)高凸臺模型中的徑向擠壓力相對基準(zhǔn)型的徑向擠壓力變化不大。所以，實際應(yīng)用中需要找到平均壓應(yīng)力與接觸面積間的平衡點以獲取較大的整體徑向擠壓力。

圖10 落料模凸臺高度對最大沖裁力和平均壓應(yīng)力的影響Fig.10 Effect of boss height on the maximum punching force and average compressive stress

平均壓應(yīng)力(MPa)縱向接觸高度(mm)徑向接觸面積(mm2)徑向擠壓力(kN)低凸臺650.81.215.19.8基準(zhǔn)810.01.113.811.2高凸臺898.71.012.611.3

2.4 鉚釘與落料模間隙

鉚釘腿部與落料模間隙是決定材料剪切斷裂過程的重要參數(shù)?；鶞?zhǔn)型間隙為0.05 mm，結(jié)合表2改變間隙為0.02 mm和0.08 mm得到仿真結(jié)果如圖11所示。由于間隙尺寸相對于整個鉚釘和凸臺尺寸來說小一個數(shù)量級，因此它對壓緊過程中最大沖裁力的影響較小，可以忽略。此外，雖然落料模與鉚釘之間更小的間隙可以略微提升鋁材對鉚釘?shù)膹较蚱骄鶋簯?yīng)力,然而，間隙大小的選擇事實上存在一定約束條件，如需考慮模具實際制造精度、模具與鉚釘?shù)某叽绻钆浜弦约斑^小間隙可能導(dǎo)致沖裁后落料下落困難等問題。

圖11 鉚釘與落料模間隙對最大沖裁力和平均壓應(yīng)力的影響Fig.11 Effect of gap between rivet and die on the maximum punching force and average compressive stress

3 結(jié)論

本研究針對電阻單元焊沖裁過程，利用有限元仿真分析手段，研究了鉚釘頭部形貌、鉚釘腿部形貌、落料模凸臺寬度、凸臺高度以及鉚釘與落料模間隙五個特征尺寸對沖裁過程及沖裁接頭質(zhì)量的影響規(guī)律，為鉚釘及模具形貌優(yōu)化提供了借鑒。主要結(jié)論如下：

(1)鉚釘腿部末端傾斜角增大可以延長沖裁斷裂過程的位移，但對沖裁接頭質(zhì)量無明顯影響。

(2)適當(dāng)增大鉚釘頭部下傾角度可有效增大鋁材對鉚釘?shù)膹较驂壕o程度。

(3)增大落料模凸臺高度的同時也減小了鋁材與鉚釘?shù)慕佑|面積，這種情況下鋁材對鉚釘?shù)恼w徑向擠壓力呈先增大后減小的趨勢。

(4)增大落料模凸臺寬度可增大鋁材對鉚釘?shù)膹较驂簯?yīng)力，但其寬度延伸越長對鋁材與鉚釘接觸處的壓應(yīng)力提升效果越小。

(5)減小落料模與鉚釘腿部間隙可以小幅增大鋁材對鉚釘?shù)膹较驍D壓作用，但是過小的間隙設(shè)計會增大鉚釘和模具制造難度，并易引發(fā)沖裁時落料困難等問題。

參考文獻(xiàn)：

[1] 李永兵, 馬運(yùn)五, 樓銘,等. 輕量化多材料汽車車身連接技術(shù)進(jìn)展[J]. 機(jī)械工程學(xué)報,2016,52(24):1-23.

LI Yongbing, MA Yunwu, LOU Ming, et al. Advances in Welding and Joining Processes of Multi-material Lightweight Car Body[J]. Journal of Mechanical Engineering,2016,52(24):1-23

[2] CHEN N, WANG H P, CARLSON B E, et al. Fracture Mechanisms of Al/Steel Resistance Spot Welds in Lap Shear Test[J]. Journal of Materials Processing Technology,2017,243:357-354.

[3] 龍江啟, 蘭鳳崇, 陳吉清. 車身輕量化與鋼鋁一體化結(jié)構(gòu)新技術(shù)的研究進(jìn)展[J]. 機(jī)械工程學(xué)報,2008,44(6):27-35.

LONG Jiangqi, LAN Fengchong, CHEN Jiqing. New Technology of Lightweight and Steel-aluminum Hybrid Structure Car Body[J]. Journal of Mechanical Engineering,2008,44(6):27-35.

[4] 崇玉良, 孔諒, 宋政,等. 高強(qiáng)鋼與鋁合金電阻點焊性能[J]. 焊接學(xué)報,2013,34(9):71-74.

CHONG Yuliang, Kong Liang, SONG Zheng, et al. Properties of Resistance Spot Weld between High Strength Steel and Aluminum alloy[J]. Transactions of the China Welding Institution,2013,34(9):71-74.

[5] 金鑫, 李永兵, 樓銘,等. 基于正交試驗的鋁合金--高強(qiáng)鋼異種金屬自沖鉚接工藝優(yōu)化[J]. 汽車工程學(xué)報,2011,1(3):185-191.

JIN Xin, LI Yongbing, LOU Ming, et al. Process Optimization of Self-piercing Riveting Aluminum to High Strength Steel Using DOE Method[J]. Chinese Journal of Automotive Engineering,2011,1(4):185-191.

[6] MESCHUT G, HAHN O, JANZEN V, et al. Innovative Joining Technologies for Multi-material Structures[J]. Welding in the World Le Soudage Dans Le Monde,2014,58(1):1-11.

[7] MESCHUT G, JANZEN V, OLFERMANN T. Innovative and Highly Productive Joining Technologies for Multi-material Lightweight Car Body Structures[J]. Journal of materials Engineering and Performance,2014,23(5):1515-1523.

[8] 凌展翔, 羅震, 馮悅嶠,等. 硼鋼與鋁合金的新型電阻單元焊技術(shù)[J]. 焊接學(xué)報,2016,37(7):109-113.

LING Zhanxiang, LUO Zhen, FENG Yueqiao, et al. Novel Resistance Element Welding of Al Alloy to Boron Steel[J]. Transactions of the China Welding Institution,2016,37(7):109-113.

[9] LING Z, LI Y, LUO Z, et al. Resistance Element Welding of 6061 Aluminum Alloy to Uncoated 22MnMoB Boron Steel[J]. Materials & Manufacturing Processes,2016,31(16):2174-2180.

[10] GOIJAERTS A M, GOVAERT L E, BAAIJENS F P T. Evaluation of Ductile Fracture Models for Different Metals in Blanking[J]. Journal of Materials Processing Tech.,2001,110(3):312-323.

[11] HAMBLI R. Comparison between Lemaitre and Gurson Damage Models in Crack Growth Simulation during Blanking Process[J]. International Journal of Mechanical Sciences,2001,43(12):2769-2790.

[12] CHEN Z H, TANG C Y, LEE T C. An Investigation of Tearing Failure in Fine-blanking Process Using Coupled Thermo-mechanical Method[J]. International Journal of Machine Tools & Manufacture,2004,44(2/3):155-165.

[13] WIERZBICKI T, BAO Y, LEE Y W, et al. Calibration and Evaluation of Seven Fracture Models[J]. International Journal of Mechanical Sciences,2005,47(4/5):719-743.

[14] TENG X, WIERZBICKI T. Evaluation of Six Fracture Models in High Velocity Perforation[J]. Engineering Fracture Mechanics,2006,73(12):1653-1678.

[15] TAYLOR M D, CHOI K S, SUN X, et al. Correlations between Nanoindentation Hardness and Macroscopic Mechanical Properties in DP980 Steels[J]. Materials Science & Engineering A,2014,597(5):431-439.

[16] ZHU H, ZHU Q, KOSASIH B, et al. Investigation on Mechanical Properties of High Speed Steel Roll Material by Nanoindentation[J]. Materials Research Innovations,2013,17(S2):35-39.

[17] 李碩本. 沖壓工藝學(xué)[M]. 北京: 機(jī)械工業(yè)出版社, 1982.

LI Shuoben. Stamping Technology[M]. Beijing: China Machine Press, 1982.