田杰斌，羅原，吳昊，張賽，任鵬飛，李金柱，孟憲明

中國(guó)汽車技術(shù)研究中心有限公司汽車工程研究院 天津 300300

1 序言

車身輕量化對(duì)于新能源車和傳統(tǒng)燃油車都有舉足輕重的影響，對(duì)節(jié)能減排的效果直接而顯著。車身材料輕量化是實(shí)現(xiàn)整車輕量化的重要途徑，而在輕量化材料中，鋁合金材料綜合性價(jià)比要高于鋼、塑料和復(fù)合材料等，因此鋼-鋁混合/全鋁車身是目前公認(rèn)的實(shí)現(xiàn)汽車輕量化設(shè)計(jì)的有效可行途徑[1]。然而，鋁合金材料應(yīng)用面臨的一個(gè)重要技術(shù)難點(diǎn)就是車身碰撞過程中的連接失效問題[2]。由于鋁合金存在熱導(dǎo)率高、焊接性差的特點(diǎn)，在車身連接時(shí)大量采用自沖鉚接（SPR）、流鉆鉚接（FDS）、膠接、膠鉚等機(jī)械連接工藝[3]。為了保證汽車在碰撞過程中的安全性，需要對(duì)鋼-鋁混合車身中材料的連接結(jié)構(gòu)在碰撞過程中的斷裂失效行為進(jìn)行分析預(yù)測(cè)，這正是國(guó)內(nèi)眾多汽車生產(chǎn)廠家亟需解決的關(guān)鍵技術(shù)。

在國(guó)外，SPR技術(shù)已廣泛應(yīng)用于奧迪、寶馬、捷豹、沃爾沃、通用、福特和菲亞特克萊斯勒等公司鋁合金車身的制造，其接頭疲勞強(qiáng)度可達(dá)電阻點(diǎn)焊的2倍；膠接工藝已經(jīng)被BMW i3碳纖維跑車采用，但是該工藝目前尚不成熟；膠鉚技術(shù)則被捷豹 Jaguar XJ、BMW5、BMW7車身普遍使用[4]。與國(guó)外相比，國(guó)內(nèi)鋼-鋁混合車身及其相關(guān)的材料連接技術(shù)研究起步較晚，目前僅有少數(shù)企業(yè)采用鋼-鋁混合車身，例如蔚來(lái)汽車、北汽新能源、奇瑞新能源等，其連接工藝主要為SPR技術(shù)。同時(shí)，國(guó)內(nèi)在車用鋼-鋁材料連接技術(shù)領(lǐng)域的研究也不夠深入，尚不具備完整的性能開發(fā)資源及正向開發(fā)技術(shù)[4-8]。

綜上所述，本文針對(duì)車用鋼-鋁板材連接工藝及仿真分析展開深入研究，對(duì)于不同材料組合的多種連接工藝的接頭性能進(jìn)行了精準(zhǔn)化力學(xué)性能測(cè)試及仿真分析，通過部件動(dòng)態(tài)沖擊試驗(yàn)和基于Ls-Dyna有限元分析軟件的仿真分析，驗(yàn)證了所開發(fā)接頭仿真分析卡片的準(zhǔn)確性。研究結(jié)果以及接頭卡片開發(fā)方案對(duì)整車輕量化研發(fā)以及碰撞安全仿真結(jié)果精度的提升具有重要參考意義。

2 母材動(dòng)態(tài)力學(xué)性能表征

材料參數(shù)設(shè)置對(duì)汽車碰撞分析結(jié)果有著重要影響。材料參數(shù)設(shè)置越接近實(shí)際材料的真實(shí)特性，仿真結(jié)果準(zhǔn)確性越高。為獲得鋼-鋁接頭母材在高速碰撞工況下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，根據(jù)整車碰撞工況一般所涉及到的應(yīng)變率為0.001～500/s，結(jié)合GB/T 30069.2—2016《金屬材料 高應(yīng)變速率拉伸試驗(yàn) 第2部分：液壓伺服型與其他類型試驗(yàn)系統(tǒng)》、GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》及大型動(dòng)態(tài)材料試驗(yàn)機(jī)ZWICK/ROLLE HTM16020的相應(yīng)規(guī)定和要求，并考慮車身結(jié)構(gòu)用材情況，設(shè)計(jì)了測(cè)試矩陣，見表1。

表1 母材力學(xué)性能測(cè)試矩陣

按照表1所示試驗(yàn)矩陣，對(duì)三種典型鋼-鋁接頭母材進(jìn)行室溫下的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能測(cè)試，拉伸試樣尺寸如圖1所示。

圖1 拉伸試樣尺寸

為了獲得能夠應(yīng)用于仿真分析的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線，截取材料從屈服點(diǎn)處到抗拉點(diǎn)處的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線，并使用Swift- Hockett-Sherby本構(gòu)方程對(duì)同種材料的多個(gè)應(yīng)變率曲線進(jìn)行統(tǒng)一擬合外推到1的應(yīng) 變[9，10]，最終獲得伸長(zhǎng)率為100%的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線組，擬合外推結(jié)果應(yīng)保證所有應(yīng)變率曲線不發(fā)生交叉。

Swift- Hockett-Sherby本構(gòu)方程為

式中σT——真實(shí)應(yīng)力（MPa）；

εpl——塑性應(yīng)變；

C、α、εD、m、σsat、σi、a、p——待標(biāo)定系數(shù)。

為了提升材料曲線的數(shù)據(jù)精度，更好地滿足工程實(shí)際應(yīng)用，通過建立材料動(dòng)態(tài)拉伸試樣仿真分析模型（見圖2），與試驗(yàn)曲線進(jìn)行標(biāo)定分析，對(duì)所有應(yīng)變率下的曲線組進(jìn)行標(biāo)定修正。

圖2 材料高速拉伸試樣仿真分析模型

仿真過程中，輸入擬合外推后獲得的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線組，輸出力與位移曲線。通過對(duì)擬合后的曲線組進(jìn)行微調(diào)，使得仿真分析輸出的力與位移曲線和試驗(yàn)的力與位移曲線重合度較高，至此，輸出微調(diào)后的曲線組。仿真標(biāo)定后的母材真實(shí)應(yīng)力-塑性應(yīng)變曲線如圖3～圖5所示。

圖3 6082鋁合金真實(shí)應(yīng)力-塑性應(yīng)變曲線

圖4 6451鋁合金真實(shí)應(yīng)力-塑性應(yīng)變曲線

圖5 DP590鋼真實(shí)應(yīng)力-塑性應(yīng)變曲線

3 接頭動(dòng)態(tài)力學(xué)性能測(cè)試分析

3.1 接頭動(dòng)態(tài)力學(xué)性能測(cè)試

連接接頭是連接金屬板材的重要組成，車輛碰撞中隨著部件結(jié)構(gòu)的變形，連接接頭受到的并不是單一載荷的作用，而是一種復(fù)合載荷?；谳d荷的接頭失效判斷，需要把單個(gè)接頭的復(fù)合受力模式分解為拉伸力、剪切力、剝離彎矩、平面扭轉(zhuǎn)等，而選用不同的試驗(yàn)方法可分別獲得不同的載荷參數(shù)。因此，本文通過設(shè)計(jì)并進(jìn)行搭接試驗(yàn)與對(duì)接試驗(yàn)，分別用于評(píng)估接頭的剪切失效強(qiáng)度和最大剝離彎矩。搭接與對(duì)接接頭的試樣尺寸如圖6所示。

圖6 搭接與對(duì)接接頭的試樣尺寸

結(jié)合鋼-鋁一體化混合車身的連接工藝，采用正交試驗(yàn)的方法設(shè)計(jì)試驗(yàn)矩陣，即選取6082和6451、6082和DP590兩種典型的材料組合，分別使用FDS、SPR和膠鉚連接工藝對(duì)板材進(jìn)行連接，并通過搭接以及對(duì)接兩種試樣測(cè)量接頭強(qiáng)度，進(jìn)行鋼-鋁異性材料連接接頭力學(xué)性能分析。為了更準(zhǔn)確地反映實(shí)際碰撞中接頭承受的破壞形式，采用大型動(dòng)態(tài)材料試驗(yàn)機(jī)ZWICK/ROLLE HTM16020（見圖7）進(jìn)行試驗(yàn)，加載速度為3m/s。每組試驗(yàn)采用3個(gè)相同試件，最終接頭失效載荷取3個(gè)相同試件最大載荷的平均值。

圖7 大型動(dòng)態(tài)材料試驗(yàn)機(jī)

3.2 接頭動(dòng)態(tài)力學(xué)性能測(cè)試結(jié)果分析

接頭力學(xué)性能測(cè)試矩陣及其失效載荷見表2，各試驗(yàn)工況載荷-位移曲線如圖8所示。對(duì)比表2中數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)，對(duì)于同一牌號(hào)組合且使用相同連接工藝的接頭，其拉剪工況下的最大失效載荷要遠(yuǎn)大于剝離工況下的失效載荷，說明同一接頭的剪切強(qiáng)度遠(yuǎn)高于其剝離強(qiáng)度。

圖8 各試驗(yàn)工況載荷-位移曲線

表2 接頭力學(xué)性能測(cè)試矩陣及其失效載荷

通過對(duì)比各接頭動(dòng)態(tài)試驗(yàn)錄像以及試驗(yàn)后接頭照片可知，對(duì)于承受剝離彎矩的對(duì)接接頭，在上下層板料拉伸過程中，板料從折彎處被拉直后，鉚接接頭開始承受剝離彎矩并直到鉚釘腿部斷裂或者母材撕裂，鉚釘從母材中被拔出，上下板料分離。而對(duì)于承受拉剪載荷的搭接接頭，在拉伸過程中原來(lái)的l形試件被拉伸成L形，然后板料停止變形，鉚釘開始出現(xiàn)變形直到鉚釘腿部剪切斷裂，鉚釘腿部隨著板料一起被拔出，最終上下板料分離。6082+DP590 SPR接頭試驗(yàn)前后照片對(duì)比如圖9所示。不同工況下各試驗(yàn)失效載荷對(duì)比如圖10所示。

圖9 6082+ DP590 SPR接頭試驗(yàn)前后照片對(duì)比

圖10 不同工況下各試驗(yàn)失效載荷對(duì)比

通過對(duì)表2和圖8中的數(shù)據(jù)對(duì)比分析可知，粘膠可以提升FDS接頭和SPR接頭的最大剝離彎矩和剪切失效強(qiáng)度，但是對(duì)于最大剝離彎矩的影響較小，幾乎可以忽略不計(jì)；而對(duì)于剪切失效強(qiáng)度的提升非常顯著。通過加膠粘接，6082+6451的FDS接頭、6082+DP590的FDS接頭和SPR接頭的剪切失效強(qiáng)度分別提升了23.53%、33.59%和102.57%。因此，在實(shí)際工程應(yīng)用中，對(duì)于車身連接結(jié)構(gòu)中更多承受剪切破壞的連接接頭，可以考慮采用膠鉚組合的連接工藝來(lái)提升接頭剪切失效強(qiáng)度，從而可以進(jìn)一步增加接頭強(qiáng)度，提升車輛碰撞時(shí)的安全性。

對(duì)比表2和圖10中試驗(yàn)方案1和5、3和7、2和6以及4和8的接頭失效載荷值可以發(fā)現(xiàn)，采用相同連接工藝且相同試驗(yàn)工況下，材料組合6082+6451的接頭強(qiáng)度都低于6082+DP590的接頭強(qiáng)度。這是由于母材DP590的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度要遠(yuǎn)高于6451的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度，從而導(dǎo)致在同樣搭配3.0mm 6082母材情況下，6082+6451的接頭強(qiáng)度較低。

圖11為通過高速攝像機(jī)捕捉的6082+6451的FDS接頭和6082+DP590的FDS接頭失效時(shí)刻的試樣照片。從圖11可看到，在剝離工況下，母材6451在接頭處撕裂導(dǎo)致6082+6451的FDS接頭發(fā)生失效，而6082+DP590接頭的失效原因是鉚釘從母材中拔出。在拉剪工況下，6082+6451和6082+DP590的FDS接頭均由于母材在接頭處發(fā)生塑性變形導(dǎo)致材料斷裂而使接頭失效，且6082+6451接頭的失效原因?yàn)?451母材斷裂，而6082+DP590接頭的失效原因?yàn)?082母材斷裂。通過圖3～圖5可得，DP590、6082和6451的屈服強(qiáng)度依次減小，由此可知，在拉剪工況下，強(qiáng)度更低的母材斷裂是FDS接頭失效的主要原因。

圖11 不同材料組合FDS接頭失效時(shí)刻試樣照片

4 鋼-鋁混合連接結(jié)構(gòu)仿真分析

4.1 連接接頭仿真標(biāo)定分析

本文以6082+DP590的FDS接頭和FDS加膠粘接頭的仿真對(duì)標(biāo)分析為例，通過標(biāo)定接頭材料卡片的相關(guān)參數(shù)，提升仿真對(duì)標(biāo)精度，得到可用于整車仿真分析的接頭材料卡片。接頭的母材采用殼單元16號(hào)積分建立模型，單元尺寸2mm；FDS接頭用實(shí)體單元建模，與母材接觸方式定義為*CONTACT_ SPOTWELD；膠粘用實(shí)體單元建模，與母材接觸方式定義為*CONTACT_TIED_NODES_TO_SURFACE。

6082+DP590接頭仿真對(duì)標(biāo)模型如圖12所示，將外延標(biāo)定后的母材曲線作為輸入條件，試樣一端固定，另一端以實(shí)際速度加載，試驗(yàn)力值通過對(duì)試樣定義*database_cross_section_plane進(jìn)行輸出，并在試樣上選擇相同兩點(diǎn)間距作為位移變化量，通過*database_history_node進(jìn)行輸出，并計(jì)算得到標(biāo)定后的材料卡片數(shù)據(jù)。

圖12 6082+DP590接頭仿真對(duì)標(biāo)模型

6082+DP590接頭仿真對(duì)標(biāo)曲線如圖13所示。由圖13可看出，仿真過程與試驗(yàn)過程曲線趨勢(shì)基本一致，并且仿真曲線與試驗(yàn)曲線的峰值基本一致，證明了所開發(fā)接頭卡片模型具有非常高的準(zhǔn)確性和可靠性。此外，對(duì)比剝離工況和拉剪工況下的試驗(yàn)曲線可以看到，無(wú)論是否增加膠粘工藝，剝離工況下的力-位移曲線均較平滑，而拉剪工況下的力-位移曲線在整個(gè)拉剪過程中始終存在一定的波動(dòng)量，并且仿真曲線與試驗(yàn)曲線表現(xiàn)一致，說明仿真過程可以有效地模擬試驗(yàn)過程。

圖13 6082+DP590接頭仿真對(duì)標(biāo)曲線

4.2 鋼-鋁混合連接結(jié)構(gòu)部件沖擊分析

本文以采用FDS加膠粘的連接工藝對(duì)6082和DP590材料部件進(jìn)行連接為例，設(shè)計(jì)并加工了圖14a所示的T形部件，對(duì)根據(jù)測(cè)試參數(shù)標(biāo)定建立的接頭卡片準(zhǔn)確性進(jìn)行驗(yàn)證。采用質(zhì)量為23kg的半圓柱沖頭沿水平方向以6.25m/s的初始速度沖擊T形部件，試驗(yàn)中采集沖頭的加速度信號(hào)。此外，建立圖14c所示的CAE仿真分析模型，并采用前文所述標(biāo)定準(zhǔn)確的母材卡片及相應(yīng)接頭卡片對(duì)T形部件動(dòng)態(tài)沖擊試驗(yàn)進(jìn)行標(biāo)定分析。

圖14 試驗(yàn)前后部件與仿真前后模型對(duì)比

如圖14所示，對(duì)動(dòng)態(tài)沖擊前后試驗(yàn)與仿真分析的T形部件破壞模式進(jìn)行對(duì)比，可以發(fā)現(xiàn)被沖擊側(cè)的接頭失效模式基本一致，主要承受剝離彎矩。另外，試驗(yàn)與仿真分析的沖頭加速度曲線如圖15所示，試驗(yàn)時(shí)沖頭加速度曲線在出現(xiàn)第一個(gè)波谷后仍然出現(xiàn)了兩個(gè)峰值絕對(duì)值較小的波谷，分析原因可能是接頭個(gè)體質(zhì)量差異，導(dǎo)致多個(gè)接頭未同時(shí)徹底失效。而仿真分析中接頭卡片參數(shù)一致，在受沖擊過程中，同一位置的接頭同步失效使得沖頭只出現(xiàn)一個(gè)波谷。此外，仿真與試驗(yàn)的沖頭加速度曲線吻合良好，曲線斜率與峰值基本一致，說明根據(jù)本文所述方法開發(fā)的接頭仿真卡片可以精確且有效地模擬鋼-鋁混合連接接頭的強(qiáng)度及破壞形式。

圖15 試驗(yàn)與仿真分析的沖頭加速度曲線

5 結(jié)束語(yǔ)

針對(duì)車用鋼-鋁板材連接工藝及仿真分析，對(duì)于不同材料組合的多種連接工藝的接頭性能進(jìn)行了精準(zhǔn)化力學(xué)性能測(cè)試，并根據(jù)試驗(yàn)測(cè)試參數(shù)開發(fā)了基于Ls-Dyna軟件的不同連接形式的接頭仿真分析卡片，通過零部件動(dòng)態(tài)沖擊試驗(yàn)及其仿真分析驗(yàn)證了所開發(fā)接頭仿真分析卡片的準(zhǔn)確性。

研究結(jié)果表明：

1）對(duì)于同一牌號(hào)組合且使用相同連接工藝的接頭，其剝離工況下的最大失效載荷要遠(yuǎn)小于拉剪工況下的失效載荷。

2）相比單純的鉚接工藝，膠鉚組合的連接工藝可以在幾乎不影響接頭剝離強(qiáng)度的同時(shí)顯著提升鋼-鋁、鋁-鋁連接接頭剪切失效強(qiáng)度，從而可以進(jìn)一步增加接頭強(qiáng)度，提升車輛碰撞時(shí)的安全性。

3）本文開發(fā)的接頭仿真卡片可以精確且有效地模擬鋼-鋁混合連接接頭的強(qiáng)度及破壞形式，對(duì)整車輕量化研發(fā)以及碰撞安全仿真分析中的接頭建模有較大的參考意義。