于貴申 ，陳鑫 ?，于雪 ，武子濤 ，3

［1.吉林大學(xué) 汽車仿真與控制國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，吉林 長(zhǎng)春 130022；2.大眾汽車（安徽）有限公司，安徽 合肥 230088；3.中國第一汽車股份有限公司 新能源開發(fā)院，吉林 長(zhǎng)春 130011］

國際社會(huì)對(duì)碳中和與碳排放問題的日益關(guān)注，促使汽車制造商將研發(fā)重點(diǎn)放在汽車輕量化的開發(fā)上［1-2］.對(duì)于整車結(jié)構(gòu)而言，車身結(jié)構(gòu)的質(zhì)量約占整車總質(zhì)量的30%，油耗約占整車的70%［3］.采用鋁、鎂等輕量化金屬替代傳統(tǒng)的鋼材是實(shí)現(xiàn)車身結(jié)構(gòu)輕量化設(shè)計(jì)的有效途徑之一.車身結(jié)構(gòu)包括 3 000～4 000 個(gè)焊點(diǎn)，高強(qiáng)度和可靠的點(diǎn)焊接頭對(duì)車身結(jié)構(gòu)的安全性至關(guān)重要.

鋁合金的熔點(diǎn)相對(duì)較低，采用傳統(tǒng)的熔焊工藝會(huì)存在熱裂紋、氣孔、夾渣等焊接缺陷［4-5］.有些牌號(hào)的鋁合金甚至被認(rèn)為不能通過焊接進(jìn)行連接.傳統(tǒng)攪拌摩擦焊接（Conventional Friction Stir Spot Welding，CFSSW）是由馬自達(dá)汽車公司在1993 年發(fā)明的.CFSSW 工藝包括下壓、停留和拔出3 個(gè)階段［6］.在下壓階段，高速旋轉(zhuǎn)的攪拌頭插入工件到預(yù)定的深度.隨后，焊接工具停留一段時(shí)間，產(chǎn)生穩(wěn)態(tài)的焊接熱及材料的塑性流動(dòng).最后，攪拌頭拔出，完成整個(gè)焊接過程.CFSSW 焊點(diǎn)接頭中出現(xiàn)了匙孔和有效連接面積小的焊接問題.為此，工程師們發(fā)明了無針攪拌摩擦焊接（Probeless Friction Stir Spot Welding，PFSSW）和掃略攪拌摩擦焊接（Swept Friction Stir Spot Welding，SFSSW）.帶有螺紋的攪拌針可以有效地增加焊接過程中的材料流動(dòng)，并獲得更高的接頭力學(xué)性能.然而，Bakavos 等［7］的研究表明，針對(duì)薄板的焊接，較短甚至沒有攪拌針的焊接工具也可以獲得良好的接頭力學(xué)性能.此外，為了增加接頭的有效連接面積，Buffa 等［8］和Suresh 等［9］在CFSSW 的基礎(chǔ)上增加了攪拌頭的橫向運(yùn)動(dòng)，并提出了SFSSW 焊接工藝.現(xiàn)階段，大量的研究工作針對(duì)焊接參數(shù)對(duì)攪拌摩擦點(diǎn)焊接頭力學(xué)性能的影響開展了深入的研究.例如，Abbass等［10］探究了攪拌針形貌、刀具轉(zhuǎn)速與停留時(shí)間對(duì)AA2024-T3/ AA 5754-H114 的CFSSW 接頭的力學(xué)性能的影響，并對(duì)焊接參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化.Xu 等［11］探究了焊接工具的軸肩形貌對(duì)PFSSW 接頭力學(xué)性能的影響.研究發(fā)現(xiàn)凹形和凸形軸肩可以促進(jìn)界面的連接，并且凹形軸肩獲得最大的接頭拉剪力學(xué)性能.此外，Buffa 等［8］探究了掃略路徑對(duì)SFSSW 接頭性能的影響，研究對(duì)比了圓形、方形以及橢圓形掃略路徑下接頭的力學(xué)性能.報(bào)道指出圓形和方形路徑的接頭性能相接近，但是方形路徑的工藝窗口更寬.然而，針對(duì)攪拌摩擦點(diǎn)焊及其改進(jìn)工藝力學(xué)性能的比較還沒有系統(tǒng)地研究.并且，焊點(diǎn)在結(jié)構(gòu)中往往同時(shí)受到軸向和切向載荷的作用，而通過接頭在單向載荷下的強(qiáng)度對(duì)接頭性能的評(píng)價(jià)不能真實(shí)地反映焊點(diǎn)的服役狀態(tài).

本文基于前期對(duì)攪拌摩擦點(diǎn)焊及其改進(jìn)工藝焊接參數(shù)的研究，對(duì)比了車身用鋁薄板的CFSSW，PFSSW 以及SFSSW 工藝的力學(xué)性能.為了反映焊點(diǎn)在接頭中的服役狀態(tài)，提出焊點(diǎn)服役性能的評(píng)價(jià)方法.針對(duì)最優(yōu)參數(shù)下3 種工藝接頭的服役性能進(jìn)行了比較.本文旨在為車身結(jié)構(gòu)的焊點(diǎn)性能設(shè)計(jì)提供參考.

1 攪拌摩擦點(diǎn)焊接頭的力學(xué)性能

以鋁、鎂和硅元素為主的六系鋁合金具有優(yōu)異的成型性、耐蝕性以及良好的焊接性能，在汽車車身結(jié)構(gòu)中得到了廣泛的應(yīng)用.本文選用車身結(jié)構(gòu)中常用的AA6061-T6 鋁合金，探究攪拌摩擦點(diǎn)焊工藝在車身結(jié)構(gòu)中典型連接位置的服役性能.AA6061-T6鋁合金的化學(xué)成分和力學(xué)性能分別見表1和表2.

表1 AA6061-T6鋁合金的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Tab.1 Chemical composition of AA6061-T6 aluminum alloy（mass fractions）

表2 AA6061-T6鋁合金的力學(xué)性能Tab.2 Mechanical properties of AA6061-T6 aluminum alloy

為了比較最優(yōu)參數(shù)下CFSSW、PFSSW 和SFSSW焊點(diǎn)的性能，分別對(duì)3 種焊點(diǎn)進(jìn)行拉剪和剝離性能測(cè)試.采用宏利加工中心（M-V6T）進(jìn)行試樣加工，焊接設(shè)備如圖1（a）所示.此外，設(shè)計(jì)了加工夾具對(duì)拉剪和剝離試樣進(jìn)行裝夾，具體分別見圖1（b）和圖1（c）.3種焊點(diǎn)采用相同軸肩直徑的攪拌針進(jìn)行加工，焊接工具的形狀和尺寸如圖2 所示.基于前期的焊接參數(shù)研究，選擇3 種工藝的焊接參數(shù)分別為：CFSSW（轉(zhuǎn)速1 200 r/min，下壓量0.3 mm，停留時(shí)間3 s），PFSSW（轉(zhuǎn)速3 500 r/min，下壓量0.5 mm，停留時(shí)間6 s），以及SFSSW（轉(zhuǎn)速2 050.4 r/min，掃略速度95.48 mm/min，掃略半徑2.96 mm）［12-14］.為了消除試件在拉伸過程中的彎矩，在接頭兩端的夾持區(qū)域放置相同厚度的墊片.對(duì)各組試樣進(jìn)行3 次重復(fù)性試驗(yàn)，以減少試驗(yàn)過程中的誤差.試樣加載條件的示意圖如圖3所示.

圖1 焊接設(shè)備及夾具Fig.1 Welding equipment and jigs

圖2 焊接工具的形狀和尺寸（單位：mm）Fig.2 Shape and dimension of the welding tool（unit：mm）

圖3 試樣加載條件的示意圖Fig.3 Schematic diagrams of loading conditions

1.1 接頭的拉剪性能

采用最優(yōu)參數(shù)對(duì)3 種焊點(diǎn)進(jìn)行加工，并對(duì)接頭的拉剪力學(xué)性能進(jìn)行測(cè)試，結(jié)果如圖4 所示.由于CFSSW 與PFSSW 的攪拌頭不同，二者的連接機(jī)制存在差異.傳統(tǒng)焊接工具有一根帶有螺紋的攪拌針，使得材料混合更加充分.而無針攪拌頭依靠攪拌頭的軸肩凹槽使母材流動(dòng).CFSSW 焊接體現(xiàn)出“體連接”的特點(diǎn)，而PFSSW 焊接的本質(zhì)是結(jié)合面上的“面連接”.這也造成了CFSSW 接頭的失效位移明顯大于PFSSW 接頭.但是CFSSW 接頭上的匙孔降低了接頭的有效連接面積，使得CFSSW 與PFSSW 接頭獲得相似的拉剪失效載荷，分別為6.68 kN 和6.56 kN.在拉剪載荷下，CFSSW 接頭存在焊核區(qū)域的裂紋擴(kuò)展，所以在斷裂過程中，CFSSW 焊點(diǎn)的失效能量（～13.23 J）明顯高于PFSSW 接頭（～7.72 J）.由于SFSSW 接頭的焊接過程相對(duì)于CFSSW 增加了攪拌頭的橫向運(yùn)動(dòng)，有效地增加了焊點(diǎn)連接面積.所以焊點(diǎn)的拉剪失效載荷（～8.60 kN）和拉剪斷裂失效能量（～19.58 J）均高于CFSSW 接頭.3 種點(diǎn)焊工藝?yán)粜阅艿谋容^如圖4（d）所示.接頭的拉剪試驗(yàn)結(jié)果表明，SFSSW 的拉剪失效載荷和拉剪能量吸收值均高于CFSSW 和PFSSW接頭.

圖4 3種點(diǎn)焊工藝的拉剪力學(xué)性能Fig.4 Tensile shear mechanical properties of the three types of spot welding process

1.2 接頭的剝離性能

在最優(yōu)參數(shù)下，3種點(diǎn)焊工藝的剝離力學(xué)性能如圖5所示.由于PFSSW 接頭的焊接機(jī)制是上、下板材結(jié)合面上的面連接，因此在剝離載荷下，當(dāng)結(jié)合面上的強(qiáng)度達(dá)到焊點(diǎn)的剝離強(qiáng)度時(shí)，結(jié)合面被剝離開.當(dāng)PFSSW 焊點(diǎn)的剝離載荷達(dá)到最大值后迅速降低到零，在3 種焊點(diǎn)中，PFSSW 接頭表現(xiàn)出最低的剝離失效載荷（～0.85 kN）和剝離能量吸收值（～0.59 J）.由于SFSSW 的焊接過程相對(duì)于CFSSW 接頭增加了攪拌頭的橫向運(yùn)動(dòng)，增大了焊點(diǎn)的有效連接面積，所以在剝離載荷作用下，SFSSW 接頭獲得最大的剝離失效載荷（～2.80 kN）和剝離能量吸收值（～20.92 J）；CFSSW 接頭得到的剝離失效載荷（～1.84 kN）和能量吸收值（～7.90 J）在二者之間.接頭的剝離力學(xué)性能的結(jié)果與焊點(diǎn)的拉剪力學(xué)性能類似，SFSSW 焊點(diǎn)的剝離失效載荷和剝離能量吸收值均高于CFSSW 和PFSSW接頭.

圖5 3種點(diǎn)焊工藝的剝離力學(xué)性能Fig.5 Peel mechanical properties of the three types of spot welding process

2 焊點(diǎn)的多工況服役性能

傳統(tǒng)的接頭力學(xué)性能評(píng)價(jià)是通過接頭的破壞性試驗(yàn)獲得接頭的失效載荷來進(jìn)行比較的，然而，這種評(píng)價(jià)方式不能真實(shí)反映焊點(diǎn)在實(shí)際結(jié)構(gòu)中的服役狀態(tài).本節(jié)提出一種基于車輛實(shí)際服役工況對(duì)車身結(jié)構(gòu)的典型連接位置處的焊點(diǎn)服役性能的評(píng)價(jià)方法，這種評(píng)價(jià)方法較傳統(tǒng)方法更能夠反映車身結(jié)構(gòu)的實(shí)際服役狀態(tài).針對(duì)前文提到的3 種點(diǎn)焊工藝的接頭，分別對(duì)車身結(jié)構(gòu)的彎曲、扭轉(zhuǎn)和碰撞工況下結(jié)構(gòu)的安全性能進(jìn)行評(píng)價(jià)，選用的結(jié)構(gòu)是某小型全鋁電動(dòng)汽車的車身結(jié)構(gòu).汽車的車身結(jié)構(gòu)是整車的重要組成部分，按照相關(guān)的有限元前處理標(biāo)準(zhǔn)對(duì)車身結(jié)構(gòu)進(jìn)行前處理.具體的處理過程如下：首先，針對(duì)車身結(jié)構(gòu)中的一些尺寸小，且對(duì)整體結(jié)構(gòu)分析結(jié)果不重要的部分進(jìn)行簡(jiǎn)化或刪除；其次，對(duì)車身結(jié)構(gòu)的各部件進(jìn)行抽中面，以減少結(jié)構(gòu)的計(jì)算量；隨后，針對(duì)中面處理后的殼單元主體采用四邊形單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并在部件的臨界區(qū)域適當(dāng)選用少量的三角形單元.模型分別包含553 009 個(gè)四邊形單元和6 815 個(gè)三角形單元.

小型電動(dòng)汽車車身的加載試驗(yàn)如圖6 所示，建立的車身有限元（Finite Element，F(xiàn)E）模型的彎曲和扭轉(zhuǎn)剛度與試驗(yàn)具有較好的一致性，驗(yàn)證了FE 模型的有效性.結(jié)構(gòu)的FE 模型如圖7（a）所示.轎車在路面行駛過程中，時(shí)刻承受著彎曲和扭轉(zhuǎn)載荷，如果汽車剛度的設(shè)置不合理，會(huì)使車身局部變形過大，影響成員的舒適性和安全性.現(xiàn)階段，轎車車身大多采用承載式車身結(jié)構(gòu)，白車身的剛度對(duì)整車的貢獻(xiàn)率達(dá)到60%以上.因此，本文分別在車身結(jié)構(gòu)彎曲、扭轉(zhuǎn)、正碰和側(cè)碰工況下，對(duì)焊點(diǎn)在典型區(qū)域的力學(xué)特性進(jìn)行FE 分析.在車身結(jié)構(gòu)的相應(yīng)位置上隨機(jī)建立203 個(gè)焊點(diǎn)單元，其中，區(qū)域A為車身結(jié)構(gòu)的前縱梁連接部分；區(qū)域B為A 柱與A 柱斜撐的連接部分；區(qū)域C為A柱與車門上邊梁的連接部分；區(qū)域D為側(cè)圍與頂橫梁的連接部分；區(qū)域E為B柱與B柱斜撐的連接部分；區(qū)域F為B 柱與地板縱梁的連接部分；區(qū)域G為地板橫梁與地板縱梁的連接部分；區(qū)域H為A柱與地板縱梁的連接部分.典型連接位置的焊點(diǎn)單元如圖7（b）所示.

圖6 小型電動(dòng)汽車車身的加載試驗(yàn)Fig.6 Small electric vehicle body loading test

圖8 為考慮多工況的車身焊點(diǎn)服役性能評(píng)價(jià)方法的流程圖.根據(jù)C-NCAP 標(biāo)準(zhǔn)，選取彎曲、扭轉(zhuǎn)、正碰以及側(cè)碰工況，對(duì)車身結(jié)構(gòu)服役過程中車身焊點(diǎn)的承載特性進(jìn)行評(píng)估［15］.由于AA6061-T6 鋁合金材料對(duì)應(yīng)變率不敏感，所以在本節(jié)的碰撞分析中忽略應(yīng)變率對(duì)車身結(jié)構(gòu)力學(xué)響應(yīng)的影響［16-19］.通過結(jié)構(gòu)的FE 分析，獲得接頭在軸向以及切向的應(yīng)力分量，并對(duì)它們進(jìn)行歸一化處理，獲得接頭在典型位置的多工況服役性能的評(píng)價(jià)指標(biāo).對(duì)車身結(jié)構(gòu)的FE模型進(jìn)行典型工況的加載，典型工況的載荷和邊界條件如圖9 所示.在彎曲工況中，固定車身的4 個(gè)懸架安裝孔在3個(gè)方向上的移動(dòng)自由度（Ux=Uy=Uz=0，SPC1，2，3）.在前后懸架的中點(diǎn)加載z方向的載荷（Fz=6 000 N），如圖9（a）所示.在焊點(diǎn)扭轉(zhuǎn)工況中，約束汽車后懸架的2 個(gè)安裝孔沿著3 個(gè)方向的移動(dòng)自由度（Ux=Uy=Uz=0，SPC1，2，3）.此外，還約束了防撞梁的中點(diǎn)沿y軸移動(dòng)自由度外的其他移動(dòng)自由度（Ux=Uz=0，SPC1，3）.在前懸架安裝點(diǎn)施加載荷，形成對(duì)車身結(jié)構(gòu)的彎矩（T=2 000 N·m）.扭轉(zhuǎn)工況下的載荷和邊界條件如圖9（b）所示.在車身結(jié)構(gòu)的正碰分析過程中，對(duì)整體施加x方向的速度（vx=50 km/h），如圖9（c）所示.為了測(cè)試側(cè)碰工況對(duì)車身結(jié)構(gòu)的影響，剛性柱放置在前后懸架安裝孔的中點(diǎn)，并且設(shè)置75°方向的行駛速度，使車身結(jié)構(gòu)碰撞剛性柱，如圖9（d）所示.

圖8 考慮多工況的車身焊點(diǎn)服役性能評(píng)價(jià)方法的流程圖Fig.8 Flow chart of service performance evaluation method for body solder joints considering multiple working conditions

圖9 典型工況的載荷和邊界條件Fig.9 Loading and boundary conditions for typical working conditions

通過1D Beam 單元對(duì)焊點(diǎn)的連接進(jìn)行簡(jiǎn)化，在分析過程中，需要將全局坐標(biāo)系下的載荷和應(yīng)力結(jié)果轉(zhuǎn)化到梁?jiǎn)卧木植孔鴺?biāo)系.在外載荷作用下，梁?jiǎn)卧艿捷S向應(yīng)力σ以及沿著軸向（rs）和切向（tr）方向上的兩個(gè)剪切應(yīng)力.對(duì)兩個(gè)垂直方向上的剪切應(yīng)力進(jìn)行合成.

式中：τ為焊點(diǎn)的合成剪切應(yīng)力；分別為焊點(diǎn)梁?jiǎn)卧趓s和tr方向上剪切應(yīng)力的分量.

車身結(jié)構(gòu)中，典型位置的焊點(diǎn)梁?jiǎn)卧獪y(cè)點(diǎn)的正應(yīng)力σi和合成剪切應(yīng)力τi的權(quán)重分別為：

式中：ωai和ωsi分別為典型工況下焊點(diǎn)簡(jiǎn)化梁?jiǎn)卧恼龖?yīng)力和合成剪切應(yīng)力的權(quán)重.接頭在車身結(jié)構(gòu)典型位置的正應(yīng)力和合成剪切應(yīng)力的權(quán)重分別為：

式中：α和β分別為焊點(diǎn)的軸向載荷和剪切方向的載荷權(quán)重；ni為車身結(jié)構(gòu)中典型位置的焊點(diǎn)測(cè)點(diǎn)的數(shù)量.

焊點(diǎn)的多工況服役性能可以通過線性無關(guān)的軸向應(yīng)力和剪切應(yīng)力基底進(jìn)行表示［14］.本節(jié)將車身焊點(diǎn)的服役性能的評(píng)價(jià)指標(biāo)定義為：

式中：ηi（i=1，2，3）分別代表3 種焊點(diǎn)的多工況服役性能；分別為焊點(diǎn)對(duì)應(yīng)的剝離和拉剪失效載荷.

表3 全鋁車身在4種工況下典型連接位置處的軸向與剪切應(yīng)力的權(quán)重Tab.3 Axial and shear stress weights for the aluminum body at typical positions under the four types of working conditions

有限元分析獲得了4 種工況下203 個(gè)焊點(diǎn)測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力變化結(jié)果.其中，彎曲和扭轉(zhuǎn)工況選取應(yīng)力曲線的最后時(shí)刻進(jìn)行正應(yīng)力和剪切應(yīng)力的權(quán)重計(jì)算.而正碰和側(cè)碰工況選取結(jié)果曲線中應(yīng)力的最大值計(jì)算權(quán)重.表3為全鋁車身在4種工況下典型連接位置處的軸向與剪切應(yīng)力的權(quán)重，由表3 可知，焊點(diǎn)承受的軸向載荷要明顯大于剪切方向的載荷.

圖10 為典型連接位置的應(yīng)力權(quán)重與焊點(diǎn)服役性能.由圖10（a）可知，車身的焊點(diǎn)主要承受軸向應(yīng)力的作用.由圖10（b）可知，SFSSW 焊點(diǎn)在前縱梁等8個(gè)典型測(cè)量位置均表現(xiàn)出最高的服役性能，CFSSW接頭次之，PFSSW 接頭的服役性能最差.在車身結(jié)構(gòu)的前縱梁連接部分（區(qū)域A）3 種焊點(diǎn)均表現(xiàn)出最高的焊點(diǎn)服役性能；地板橫梁與地板縱梁的連接部分（區(qū)域G）表現(xiàn)出最低的焊點(diǎn)服役性能，應(yīng)適當(dāng)增加焊點(diǎn)的數(shù)量以保證結(jié)構(gòu)的安全性.圖11 為車身結(jié)構(gòu)典型位置的焊點(diǎn)服役性能比較.由圖11 可知，在側(cè)圍與頂橫梁（區(qū)域D）以及地板橫梁與地板縱梁連接區(qū)域（區(qū)域G），PFSSW 接頭對(duì)結(jié)構(gòu)的服役性能的降低程度較高，應(yīng)選用SFSSW 或CFSSW 工藝進(jìn)行連接.最優(yōu)參數(shù)下的SFSSW 接頭在車身側(cè)圍與頂橫梁連接區(qū)域的服役性能相較于CFSSW 和PFSSW 分別提高了28.97%和48.86%.

圖10 典型連接位置的應(yīng)力權(quán)重與焊點(diǎn)服役性能Fig.10 Stress weight and service performance of welds in the typical joining positions

圖11 車身結(jié)構(gòu)典型位置的焊點(diǎn)服役性能比較Fig.11 Service performance comparisons of welds in typical positions of the body structure

3 結(jié)論

為了解決鋁合金材料熔焊帶來的焊接缺陷問題，本文采用攪拌摩擦焊接對(duì)車身用AA6061-T6 鋁薄板進(jìn)行連接.分別對(duì)比了最優(yōu)參數(shù)下，CFSSW、PFSSW 和SFSSW 焊點(diǎn)的拉剪和剝離力學(xué)性能.并且，針對(duì)車身結(jié)構(gòu)的典型連接位置，建立了焊點(diǎn)服役性能與力學(xué)性能的內(nèi)在聯(lián)系，并對(duì)3 種焊點(diǎn)的服役性能進(jìn)行了比較.本文的主要結(jié)論如下：

1）比較了最優(yōu)參數(shù)下3 種焊點(diǎn)的力學(xué)性能，SFSSW 的拉剪和剝離力學(xué)性能均高于CFSSW 和PFSSW接頭.

2）將焊點(diǎn)通過1D Beam 單元進(jìn)行簡(jiǎn)化，比較了車身結(jié)構(gòu)典型連接位置處的軸向和切向載荷的占比.結(jié)果表明，車身結(jié)構(gòu)的典型連接位置處的焊點(diǎn)主要承受軸向載荷的作用.

3）建立了車身結(jié)構(gòu)典型連接位置處的焊點(diǎn)服役性能的評(píng)價(jià)方法，并對(duì)3 種焊點(diǎn)的多工況服役性能進(jìn)行了比較.結(jié)果表明，SFSSW 的服役性能均高于CFSSW和PFSSW接頭.