劉福龍 ，何曉聰，曾 凱 ，盧 毅

(昆明理工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，昆明 650500)

隨著制造業(yè)及連接技術(shù)的發(fā)展，產(chǎn)生了結(jié)構(gòu)粘接、自沖鉚接和壓印連接等新型連接技術(shù)，這些新技術(shù)可以有效解決傳統(tǒng)點(diǎn)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(shù)，它是利用一對配套的上模與下模，在專用的壓力設(shè)備上，上模在外力的作用下向下運(yùn)動，迫使連接材料在下模模腔內(nèi)發(fā)生變形，填充下模的環(huán)形凹槽，最終形成機(jī)械互鎖結(jié)構(gòu)，從而達(dá)到連接的目的.壓印連接通過機(jī)械內(nèi)鎖實(shí)現(xiàn)材料連接，不僅可以實(shí)現(xiàn)同種材料的連接，而且對于采用傳統(tǒng)點(diǎn)焊難以或根本無法實(shí)現(xiàn)的異種材料的連接也是有效的.壓印連接還可以實(shí)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(shù)有如此多的優(yōu)點(diǎn)，自其應(yīng)用30多年來，國內(nèi)外學(xué)者已對其進(jìn)行了大量研究.

國內(nèi)對壓印連接的研究起步較晚，主要側(cè)重于連接過程成型機(jī)理及工藝參數(shù)的優(yōu)化，對壓印接頭的疲勞性能也進(jìn)行了初步探索.楊小寧等［3］和馮模盛等［4］采用試驗(yàn)及有限元模擬相結(jié)合的方法研究了兩層板壓印接頭連接成型過程與機(jī)理.周云郊等［5］對壓印連接鋼鋁異種材料的可行性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)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(jìn)行多目標(biāo)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(jìn)行了研究;并對5052鋁合金單搭壓印接頭的疲勞性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究.國外對壓印連接的研究進(jìn)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(qiáng)度、振動特性等方面綜述了壓印連接技術(shù)的發(fā)展?fàn)顩r，并研究了變差系數(shù)法在預(yù)測壓印接頭強(qiáng)度方面的應(yīng)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(qiáng)度的影響;Carboni［13］和Kim對壓印接頭的疲勞性能進(jìn)行了研究.

在以往的研究中，壓印接頭的力學(xué)性能研究主要集中在兩層板接頭，然而實(shí)際應(yīng)用中，通常需要實(shí)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(xué)性能進(jìn)行研究，本文針對實(shí)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(yàn)研究了不同配置方式下接頭的靜態(tài)力學(xué)性能及靜態(tài)力學(xué)性能最優(yōu)配置方式組的動態(tài)疲勞性能.

1 試驗(yàn)

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(xué)成分與力學(xué)性能見表1與表2所示.經(jīng)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，連接模具選用平模，上中下板順序?yàn)锳A5052+SPCC+AA5052時(shí)接頭成型性最好，因此所有配置形式均按此組合順序進(jìn)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(dú)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(shè)備均采用型號為RIVCLINCH 1106 P50的壓印設(shè)備，該設(shè)備連接時(shí)的額定沖壓壓力為0.6 MPa.由于每連接一個(gè)試件設(shè)備的沖壓壓力會下降，為保證各個(gè)試件的連接質(zhì)量，每連接一個(gè)試件后均重新沖壓，保證所有試件均在額定沖壓壓力下進(jìn)行連接.

表1 材料化學(xué)成分表(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)

表2 材料室溫力學(xué)性能

圖1 試件搭接方式

1.2 靜態(tài)力學(xué)與動態(tài)疲勞試驗(yàn)

靜態(tài)力學(xué)與動態(tài)疲勞試驗(yàn)均在MTS-landmark100型電液伺服實(shí)驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行.由于3組試件配置方式不同，在試驗(yàn)過程中根據(jù)實(shí)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(yàn)過程中接頭處彎矩盡可能小，實(shí)際方式裝夾如圖2所示.靜態(tài)力學(xué)性能試驗(yàn)時(shí)，設(shè)定拉伸速率為5 mm/min.動態(tài)疲勞試驗(yàn)時(shí)，設(shè)定加載波形為正弦波，加載頻率f=10 Hz，應(yīng)力比R=0.1;分別在靜強(qiáng)度90%、70%、60%、50%和40%的載荷水平下進(jìn)行試驗(yàn);并參考焊接接頭疲勞試驗(yàn)，當(dāng)加載循環(huán)周次達(dá)到200萬次時(shí)認(rèn)為接頭達(dá)到疲勞極限，試驗(yàn)停止.

圖2 試件裝夾

2 結(jié)果分析

2.1 靜態(tài)力學(xué)試驗(yàn)

2.1.1 失效模式分析

壓印接頭靜態(tài)失效模式有兩種:內(nèi)鎖拉脫失效與頸部斷裂失效.內(nèi)鎖拉脫失效主要是由于基板的強(qiáng)度較大，接頭上板在下板中鑲嵌量不夠充分，上板頸部強(qiáng)度大于上板在下板中的自鎖強(qiáng)度，接頭在拉伸-剪切載荷作用下，接頭的自鎖結(jié)構(gòu)先失效，最終導(dǎo)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(shí)，在接頭內(nèi)鎖結(jié)構(gòu)強(qiáng)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(dá)到最大值時(shí)，上板在頸部厚度最小的位置在內(nèi)鎖結(jié)構(gòu)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(qiáng)度主要取決于tN1，tN2，tU1及tU2，這4個(gè)值也將決定接頭的失效模式.當(dāng)tN1值因太小成為接頭最薄弱環(huán)節(jié)時(shí)，接頭將出現(xiàn)上板頸部斷裂失效;同理，當(dāng)tN2值小到成為接頭最薄弱環(huán)節(jié)時(shí)，接頭將出現(xiàn)中板頸部斷裂失效;當(dāng)tU1值小到成為接頭最薄弱環(huán)節(jié)時(shí)，接頭將出現(xiàn)上板內(nèi)鎖拉脫失效;當(dāng)tU2值小到成為最薄弱環(huán)節(jié)時(shí)，接頭將出現(xiàn)中板內(nèi)鎖拉脫失效.實(shí)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(shí)出現(xiàn)的情況，稱之為混合失效.本次試驗(yàn)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(nèi)鎖拉脫失效;T-C型配置方式失效模式為上板內(nèi)鎖拉脫與中板內(nèi)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(qiáng)度分析

對T-A、T-B和T-C三種配置方式的三組試件進(jìn)行拉伸-剪切試驗(yàn)，分別測試12個(gè)試件，得到接頭靜強(qiáng)度值，各組根據(jù)拉依達(dá)準(zhǔn)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(qiáng)度均值表明各種配置方式的接頭:T-A型靜強(qiáng)度最低，T-C型靜強(qiáng)度最高，T-C型靜強(qiáng)度為T-A型的5.7倍.選取拉伸峰值與靜強(qiáng)度均值最相近的試件的載荷-位移曲線進(jìn)行分析，如圖5所示.結(jié)合接頭靜態(tài)失效模式可知，當(dāng)接頭為頸部斷裂失效時(shí)(T-A)，接頭靜強(qiáng)度低且失效位移短，幾乎為瞬時(shí)斷裂;反之，當(dāng)接頭為內(nèi)鎖拉脫失效時(shí)(T-B)，接頭靜強(qiáng)度高且失效位移長;當(dāng)接頭為混合失效時(shí)(T-C)，接頭靜強(qiáng)度最大，在失效時(shí)達(dá)到第一個(gè)峰值時(shí)上板發(fā)生內(nèi)鎖拉脫失效，載荷迅速下降，之后慢慢回升出現(xiàn)第二個(gè)峰值，直到中板發(fā)生內(nèi)鎖拉脫最終導(dǎo)致接頭失效.

圖4 靜拉伸失效模式

表3 接頭靜強(qiáng)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(yàn)

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(dǎo)致接頭斷裂失效(失效模式A)與下板出現(xiàn)裂紋導(dǎo)致接頭失效(失效模式B)，如圖6所示.頸部出現(xiàn)裂紋導(dǎo)致接頭失效主要是出現(xiàn)在加載應(yīng)力水平較高時(shí)，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(dǎo)致接頭失效主要是出現(xiàn)在加載應(yīng)力水平較低時(shí)，接頭頸部已不是連接結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)，失效部位出現(xiàn)在連接過程中基板應(yīng)力集中部位.

根據(jù)三層板壓印接頭的結(jié)構(gòu)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(dǎo)致接頭斷裂，第二種情況為下板出現(xiàn)裂紋導(dǎo)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(xué)性能最優(yōu)的配置形式(T-C)進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，通過試驗(yàn)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(qiáng)度分析

通過靜拉伸試驗(yàn)得知T-C型接頭靜強(qiáng)度最高，采用與該組靜強(qiáng)度對應(yīng)的5個(gè)應(yīng)力水平進(jìn)行試驗(yàn)，每個(gè)應(yīng)力水平測試兩個(gè)件，試驗(yàn)結(jié)果載荷及循環(huán)周次均取對數(shù)后結(jié)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(nèi)鎖拉脫記為C，人為停止記為D.

為驗(yàn)證疲勞數(shù)據(jù)的有效性，采用威布爾分布進(jìn)行檢驗(yàn)，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(qiáng)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(jì)算方法在確定威布爾參數(shù)時(shí)存在一定困難，因此通過引入變異系數(shù)對其進(jìn)行求解，近似求得威布爾分布的兩個(gè)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(jì)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(yīng)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(jì)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(yàn)證了數(shù)據(jù)的可靠性.

表4 疲勞試驗(yàn)結(jié)果

表5 疲勞壽命分析

由表4可知，當(dāng)加載水平為90%時(shí)，接頭幾乎為瞬間拉斷;在低應(yīng)力水平時(shí)，上板頸部疲勞性能仍然較差，當(dāng)加載水平為40%時(shí)，疲勞循環(huán)最多只能達(dá)到15 965次，但是中板與下板連接可達(dá)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(biāo)下對測得的疲勞數(shù)據(jù)散點(diǎn)進(jìn)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(shí)的疲勞強(qiáng)度，B為下板出現(xiàn)裂紋時(shí)的疲勞強(qiáng)度;橫坐標(biāo)為疲勞循環(huán)周次取對數(shù)，縱坐標(biāo)為加載最大載荷取對數(shù).采用最小二乘法計(jì)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(yù)測接頭疲勞壽命.

圖8 F-N曲線

3 結(jié) 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(jìn)行靜態(tài)力學(xué)性能試驗(yàn)，并對其中靜態(tài)力學(xué)性能最優(yōu)的接頭配置方式組接頭進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，得到如下結(jié)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(nèi)鎖拉脫失效以及上板內(nèi)鎖拉脫與中板內(nèi)鎖拉脫同時(shí)發(fā)生的混合失效.

2)T-A型配置方式靜強(qiáng)度最低，T-C型配置方式靜強(qiáng)度最高，T-C型靜強(qiáng)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(nèi)鎖拉脫失效的混合失效，與靜拉伸失效不同點(diǎn)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(qiáng)度40%時(shí)，上板頸部疲勞循環(huán)最多為15 965次時(shí)發(fā)生斷裂失效，但是中板與下板連接疲勞循環(huán)可達(dá)到200萬次.

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