李奇涵 徐傳偉 高 嵩 韓小亨 趙慶明 谷東偉 馬風(fēng)雷

1.長春工業(yè)大學(xué)機電工程學(xué)院，長春，1300122.長春施米特自動化技術(shù)有限公司，長春，130000

0 引言

高強鋼和鋁合金均已成為汽車輕量化的理想材料之一[1-2]。鋁合金具有比強度高、耐腐蝕、質(zhì)量小及加工成形性能好等優(yōu)點，而雙相高強鋼具有低屈服、高抗拉、高疲勞及高延伸率等優(yōu)勢，兩者均以良好的塑性加工性能廣泛應(yīng)用于車身設(shè)計與制造中。為實現(xiàn)車身結(jié)構(gòu)件性能的差異化控制，高強鋼與鋁合金的構(gòu)件常常搭配組合使用，以滿足安全系數(shù)和乘員艙結(jié)構(gòu)強度的車身設(shè)計需求。例如上汽某車型就將鋼鋁混合車身應(yīng)用于天窗骨架及車門的設(shè)計制造中。然而，由于鋼、鋁的物理化學(xué)性質(zhì)差異較大，如何實現(xiàn)高強鋼與鋁合金構(gòu)件的無損連接成為車身制造領(lǐng)域的研究熱點。傳統(tǒng)加工鋼-鋁異質(zhì)類連接件一般采用點焊[3]和普通有鉚釘連接[4]，點焊產(chǎn)生的接頭強度高，但會破壞金屬表面鍍層，產(chǎn)生低強度的金屬化合物；普通有鉚釘連接所產(chǎn)生的接頭動靜態(tài)強度良好，但在成形過程中鉚釘損傷材料，能耗與投資費用高。上述技術(shù)均無法實現(xiàn)高強鋼與鋁合金的高效、高質(zhì)量的無損連接。

目前圍繞高強鋼與鋁合金的連接問題，LEE等[5]開發(fā)了一種針對鋼、鋁連接的壓孔新工藝，通過試驗與有限元分析，證實了異質(zhì)材料連接的可行性。MARCIO等[6]研究了不同鋼-鋁連接接頭幾何形狀和工藝參數(shù)對其質(zhì)量的影響，試驗與仿真結(jié)果基本一致。GE等[7]針對DX51D+Z鋼和5182-O鋁合金的接頭，分析了加載速率對節(jié)點整體力-位移響應(yīng)和破壞模式的影響。沈永飛等[8]利用試驗方法研究了鋁合金與靜音鋼無鉚釘連接接頭成形機理，結(jié)合斷面形貌與力位移曲線，得到了最優(yōu)壓入深度參數(shù)。SEBASTIAN等[9]研究了剪切鉚接機理并成功連接多種異質(zhì)材料的連接組合。JIANG等[10]研究了電磁鉚接，對三種異質(zhì)材料連接組合的接頭進行了斷面觀測、剪切試驗和破壞分析，為這些CFRP/Al結(jié)構(gòu)在汽車上的應(yīng)用提供指導(dǎo)。JIANG等[11]在此基礎(chǔ)上，結(jié)合試驗與數(shù)值模擬對電磁鉚接做了進一步研究，發(fā)現(xiàn)碳纖維布與鋁板具有良好的連接性能，加載速度對接頭性能有很大影響。劉鑫[12]針對5052鋁板和HC420LA高強鋼板的預(yù)制孔式無鉚釘連接工藝，深入研究其連接成形機理、模具參數(shù)影響規(guī)律、模具結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計，提高了接頭的綜合質(zhì)量。陳超等[13-14]提出了整形工藝，并進行了相關(guān)十字拉伸和剪切拉伸的試驗，以測定其接頭強度，隨后他們進行了修復(fù)接頭試驗[15]，發(fā)現(xiàn)修復(fù)后的接頭具有更高的抗剪強度。綜上所述，壓孔工藝對鋼鋁進行連接，需要預(yù)先打孔，僅局限于上鋁下鋼，且上鋼下鋁的搭接形式研究較少。

為實現(xiàn)高強鋼與鋁合金異質(zhì)材料的無損連接，本文基于無鉚成形連接技術(shù)，針對異質(zhì)金屬材料性能差異較大的問題，對無鉚接頭進行了設(shè)計，采用針對異質(zhì)金屬無鉚連接的工藝及裝備，成功實現(xiàn)了異質(zhì)材料HC340/590DP雙相高強鋼與6061-T6鋁合金的無鉚連接，并成功應(yīng)用于上汽某車型天窗鋼-鋁骨架結(jié)構(gòu)中，解決了汽車天窗鋼-鋁骨架焊接工藝復(fù)雜、可靠性差、能源消耗大和自動化程度低等問題。

1 鋼-鋁異質(zhì)材料無鉚連接工藝

無鉚成形連接[16]是一種利用沖壓設(shè)備和模具，將兩個或多個薄板施加一個瞬間高強擠壓，使板間產(chǎn)生軸向鎖緊，形成圓形接頭的冷擠壓成形工藝。該技術(shù)具有無需輔助材料、工藝過程簡單、清潔環(huán)保、表面無損傷、接頭比強度高等優(yōu)點。然而，目前的研究主要集中在同種材料的連接中，對性能差異較大的異質(zhì)材料的連接機理和工藝研究較少。

1.1 材料性能及差異

針對廣泛應(yīng)用于車身結(jié)構(gòu)的HC340/590DP雙相高強鋼和6061-T6鋁合金材料，采用單向拉伸試驗來測定材料的力學(xué)性能，試樣采用國家標(biāo)準(zhǔn)，如圖1a所示，試驗設(shè)備選用WDW-100E微機控制電子萬能試驗機(最大拉力100 kN，最大行程600 mm)。根據(jù)鋼-鋁無鉚連接的實際成形速率，應(yīng)變速率為0.05 s-1，得到材料的力學(xué)性能見表1。

表1 材料的力學(xué)性能

根據(jù)拉伸試驗分別計算得到鋼、鋁材料的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖1b所示。兩種材料具有較大的性能差異，高強鋼的彈性模量約為鋁合金的3倍，屈服強度約為鋁合金的2倍，抗拉強度約為鋁合金的3倍。在相同的受力條件下，鋁合金首先進入塑性狀態(tài)，由于鋁合金是體心立方結(jié)構(gòu)，滑移系較多，協(xié)調(diào)變形能力較好，使得鋁合金具有較好的延展性，從而實現(xiàn)在鋁合金不發(fā)生斷裂的情況下與高強鋼同步變形。這為兩種異質(zhì)材料的連接建立了基礎(chǔ)。

(a)標(biāo)準(zhǔn)拉伸件

1.2 異質(zhì)材料無鉚連接工藝原理

當(dāng)兩種材料發(fā)生同步壓鉚變形時，應(yīng)充分考慮異質(zhì)材料在屈服強度上的性能差異。其成形過程如圖2所示，無鉚成形連接所需的工具主要包括凸模、凹模、壓邊圈、上板材和下板材。

(a)準(zhǔn)備階段 (b)前期成形階段

當(dāng)凸模開始下壓時，屈服強度低的材料最先發(fā)生變形。采用上鋁下鋼的連接方式時，鋼、鋁同步彈性變形，然后鋁合金屈服，向兩側(cè)流動減薄，當(dāng)達(dá)到一定變形程度的平衡后，鋁合金不再發(fā)生變形，此過程中高強鋼仍屬彈性變形，下鋼板接觸凹模底部時，外部載荷力全部施加在高強鋼上，使其發(fā)生塑性變形，高強鋼在底部應(yīng)保證其充分徑向流動，從而產(chǎn)生互鎖。

采用上鋼下鋁的連接方式時，鋼、鋁同步彈性變形，由于鋼未達(dá)到屈服強度，且其彈性模量大，所以鋁合金在鋼塑性變形前都處于彈性變形狀態(tài)，當(dāng)高強鋼屈服后，鋁合金同步進入塑性狀態(tài)，隨著高強鋼進一步拉深變形，鋁合金底部與凹模接觸，鋼、鋁材料同步向兩側(cè)流動，底部變薄，受凸模圓角及側(cè)壁的壓力，形成互鎖。

通過對兩種搭接形式變形過程的分析可以看出，凸模在行進過程中應(yīng)盡量減少上層材料流動，凹模應(yīng)保證底層材料充分流動，當(dāng)進入底部填充階段時再通過擠壓形成互鎖。頸部厚度tN、自鎖值tU、底部厚度d是本工藝的重要尺寸參數(shù)，如圖3所示。

圖3 接頭的重要尺寸參數(shù)

1.3 無鉚連接試驗及設(shè)備

針對上鋁下鋼和上鋼下鋁兩種連接方式進行試驗研究，UA-LS表示連接方式為上鋁下鋼，US-LA表示連接方式為上鋼下鋁，其中A代表鋁合金材料，S表示高強鋼材料，鋼、鋁試樣的厚度均為1.2 mm，本次試驗在沖壓時所產(chǎn)生的最大沖力為成形力，范圍為30～50 kN，沖壓速度約2 mm/s。

考慮異質(zhì)合金不同搭接形式下材料變形及流動特征，設(shè)計凸凹模結(jié)構(gòu)如圖4所示，目前常用的無鉚釘鉚接圓點直徑范圍為4～12 mm，本文所選的鉚接圓點直徑約8.4 mm。通常無鉚釘鉚接的模具間隙為板料總厚度的30%～60%，選用的板料總厚度為2.4 mm，因此，模具間隙應(yīng)取0.72～1.44 mm，但間隙過小也會使凸模與凹模之間的壓應(yīng)力變大，影響模具壽命。為了減小摩擦的影響，選用凸模半徑為2.6 mm，凹模半徑為4.2 mm，模具間隙為1.6 mm，在正常范圍內(nèi)[17]。凸模的圓角半徑及拔模角結(jié)構(gòu)減緩了材料的流動，改善了頸部區(qū)域的回彈；凹模的深度、凹槽尺寸等結(jié)構(gòu)促進了材料的流動。

圖4 無鉚連接試驗設(shè)備及模具

2 成形接頭的結(jié)果分析

首先，在模具尺寸不變的情況下，研究成形力對無鉚接頭尺寸參數(shù)的影響規(guī)律。UA-LS、US-LA接頭截面經(jīng)過砂紙與拋光機處理后置于金相顯微鏡下觀察，其中，頸部、底部區(qū)域部分放大，如圖5所示。US-LA接頭頸部、底部區(qū)域的間隙較小，連接效果較好；而UA-LS接頭的頸部、底部區(qū)域間隙相對較大。

(a)UA-LS接頭

分別采用30 kN、40 kN、50 kN的成形力進行無鉚連接試驗，觀察接頭在不同成形力下的尺寸參數(shù)變化趨勢，如圖6所示?？梢钥闯鯱A-LS接頭的變化趨勢，隨著成形力的增大，tN一直增大，tU先增大后減小。成形力為50 kN時，d增大的主要原因是成形力較大時上鋁板減薄嚴(yán)重，回彈較大，導(dǎo)致上板與下板存在空隙，其均值為0.127 mm，產(chǎn)生成形誤差，如圖7a所示。US-LA接頭的尺寸參數(shù)變化趨勢與UA-LS接頭有所差異，如圖6所示，隨著成形力的增大，tN先減小后增大，tU一直增大。上鋼板在成形力為50 kN時減薄量少，回彈較小，底部區(qū)域的空隙均值為0.024 mm，比UA-LS接頭的空隙縮小了81%，如圖7b所示。

圖6 不同成形力下接頭的尺寸變化

(a)UA-LS接頭

綜上所述，UA-LS接頭的平均頸部厚度為0.389 mm，平均自鎖值為0.247 mm；US-LA接頭的平均頸部厚度為0.334 mm，平均自鎖值為0.378 mm，US-LA接頭的平均頸部厚度比UA-LS接頭的平均頸部厚度小14%。雖然頸部厚度越大，接頭抗剪強度越高，但這也取決于受力板材，US-LA接頭的受力板材為鋼，成形后的頸部厚度得到擠壓強化，可能會彌補頸部厚度小的缺陷；US-LA接頭的整體自鎖效果優(yōu)于UA-LS接頭，平均自鎖值提高了53%。因此，選擇適當(dāng)?shù)某尚瘟痛罱臃绞接欣谛纬闪己玫臒o鉚接頭尺寸。

3 鋼-鋁異質(zhì)材料無鉚連接性能

采用十字拉伸與剪切拉伸試驗測定接頭強度。十字拉伸試驗主要是對成形后的接頭進行軸向拉伸，直至失效；剪切拉伸試驗主要是對成形后的接頭進行徑向拉伸。試樣尺寸如圖8所示，采用不同拉伸速度(2 mm/min、3 mm/min、20 mm/min)對兩種接頭進行剪切，測定剪切力的變化；隨后研究質(zhì)量較好的接頭的十字拉伸，測定拉伸力的變化。試驗設(shè)備選用WDW-100E微機控制電子萬能試驗機，設(shè)計的十字拉伸夾具如圖9a所示，剪切拉伸夾具如圖9b所示。

(a)單向搭接

(a)十字拉伸 (b)剪切拉伸

3.1 抗剪強度及能量吸收

強度和能量吸收值是評價接頭質(zhì)量的重要參數(shù)，決定了無鉚連接結(jié)構(gòu)件在車身上的安全系數(shù)。為了確保試驗的準(zhǔn)確性，分別對3個相同的接頭進行剪切拉伸試驗，數(shù)據(jù)取平均值。UA-LS和US-LA接頭不同成形力Ff下的剪切力-位移曲線見圖10。

圖10 不同成形力下無鉚接頭的力-位移曲線

UA-LS接頭的最大剪切力隨著成形力的增大而減小，成形力為30 kN時抗剪強度最大，其值為1720 N，而US-LA接頭的最大剪切力隨著成形力的增大，先增大后減小，成形力為40 kN時抗剪強度最大，其值為2760 kN。根據(jù)剪切力-位移曲線，計算出接頭在剪切過程中所吸收的能量，其中，單剪切會存在二次彎曲現(xiàn)象，本次不包括二次彎曲所產(chǎn)生的能量，如圖11所示。在不同成形力下，UA-LS和US-LA接頭的能量吸收值均有所波動，其中，UA-LS接頭在成形力為30 kN時能量吸收值最多，其值為1.24 J；US-LA接頭在成形力為40 kN時能量吸收值最多，其值為2.61 J，見表2。綜上所述，以上US-LA接頭滿足該類制件連接標(biāo)準(zhǔn)抗拉強度大于1700 N的要求，而UA-LS接頭僅部分滿足此要求。UA-LS接頭的最大抗剪強度提高了1.18%；US-LA接頭的連接效果較好，強度提高了62.35%。

圖11 不同成形力下無鉚接頭的能量吸收值

表2 接頭的抗剪強度及能量吸收值

針對高強度US-LA接頭，對成形力為40 kN時的接頭依次進行不同剪切速度的拉伸試驗，結(jié)果如圖12和圖13所示，可以看出接頭強度隨著剪切速度的增大而略有減小，剪切速度vs=2 mm/min時接頭強度最高，接頭的能量吸收情況也最好，隨著速度的增大，能量吸收值有所減小，說明接頭在承受較高的沖擊速度時不穩(wěn)定，但仍能保持在一個較高的水平。綜上所述，US-LA接頭搭接形式更加符合汽車車身制造的結(jié)構(gòu)性的需求。

圖12 成形力為40 kN時US-LA接頭在不同剪切速度下的力-位移曲線

圖13 成形力為40 kN時US-LA接頭在不同拉伸速度下的能量吸收值

3.2 抗拉強度及能量吸收

分別對30 kN、40 kN、50 kN成形力的接頭依次進行十字拉伸試驗，測定其抗拉強度，如圖14所示，可以看出，成形力為40 kN的US-LA接頭和成形力為50 kN的UA-LS接頭的拉伸強度最高，其值分別為1575 N和1275 N，兩種接頭均滿足該類制件連接標(biāo)準(zhǔn)抗拉強度大于700 N的要求。相比以上標(biāo)準(zhǔn)，UA-LS接頭的最大抗拉強度提高了82.14%，US-LA接頭的連接效果更好，強度提高了125%。根據(jù)拉伸力-位移曲線，得到不同成形力下接頭在整個拉伸過程中所吸收的能量，如圖15所示?？梢钥闯?，接頭的能量吸收值均波動較小，成形力為40 kN時US-LA接頭能量吸收值最大，其值為13.39 J；成形力為50 kN時UA-LS接頭能量吸收值最大，其值為10.35 J。

圖14 不同成形力下接頭的十字拉伸力-位移曲線

圖15 不同成形力下接頭十字拉伸過程的能量吸收值

4 失效模式

無鉚接頭的失效模式主要可分為底部剝離失效和頸部斷裂失效兩種。底部剝離失效主要是由于無鉚接頭形成的自鎖值太小，板料在承受外力時兩塊板料之間發(fā)生拉脫。頸部斷裂失效主要是由于頸厚值太小，板料在承受外力時發(fā)生頸部斷裂。本次強度測定試驗結(jié)果如圖16所示，可以看出徑向拉伸時UA-LS、US-LA接頭主要發(fā)生頸部斷裂失效，而軸向拉伸時US-LA接頭主要發(fā)生底部剝離失效。

(a)剪切拉伸結(jié)果 (b)十字拉伸結(jié)果

5 結(jié)論

(1)分析了上鋁下鋼(UA-LS)與上鋼下鋁(US-LA)接頭不同搭接形式下的截面尺寸，US-LA接頭的搭接成形質(zhì)量和連接質(zhì)量整體優(yōu)于UA-LS搭接，自鎖值提高了53%；成形力為50 kN時，US-LA接頭的底部區(qū)域回彈較小，比UA-LS接頭的空隙縮小了81%。

(2)剪切、十字拉伸試驗結(jié)果表明，US-LA接頭的連接效果較好，相比該類制件的標(biāo)準(zhǔn)，最大抗拉剪強度分別提高了62.35%和125%。

(3)US-LA接頭在剪切拉伸時的主要失效模式主要為頸部斷裂，十字拉伸時的主要失效模式為底部剝離。