王健強(qiáng)，李尚鴻，段德宇，倪明

(合肥工業(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,安徽合肥 230009)

0 前言

汽車車身約占汽車總質(zhì)量的30%,空載情況下，約70%的油耗用在車身質(zhì)量上，因此減輕車身的質(zhì)量，對提高整車燃油經(jīng)濟(jì)性至關(guān)重要。鋁及鋁合金的材料比重小、比強(qiáng)度高，具有良好的成形性能、力學(xué)性能、物理性能以及工藝性能，是當(dāng)今社會(huì)汽車車身輕量化的首選材料。

在鋁車身連接工藝中，常用的連接工藝有自沖鉚、鋁點(diǎn)焊、熱熔自攻絲等。熱熔自攻絲(Flow Drill Screwdriving，F(xiàn)DS)是一種新型的連接工藝。它綜合了摩擦鉆孔以及螺紋成型技術(shù)，在其工作過程中緊固螺釘即作為鉆孔工具，又作為緊固件。FDS的優(yōu)點(diǎn)是可以進(jìn)行單面連接，提高了焊接過程中的空間利用率，保證了設(shè)計(jì)的靈活性。

近年來，奔馳、奧迪、特斯拉等眾多公司都相繼引入了熱熔自攻絲技術(shù)，奧迪的某新款車型就采用了700多處的FDS連接。FDS技術(shù)的廣泛應(yīng)用離不開國內(nèi)外學(xué)者的深入研究。SKOVRON等分析了鋁點(diǎn)焊工藝存在的缺陷，并且詳細(xì)介紹了FDS的工藝流程，通過試驗(yàn)研究了FDS的螺釘轉(zhuǎn)速以及擰緊扭矩對接頭幾何形狀的影響。SZLOSAREK等使用熱熔自攻絲連接高強(qiáng)塑料和鋁板，結(jié)果表明該組合在不同的加載角度和不同的失效機(jī)制下具有相同的失效載荷。SCHOLZ等研究了腐蝕條件對FDS接頭機(jī)械性能的影響，發(fā)現(xiàn)經(jīng)過腐蝕測試后，接頭的疲勞強(qiáng)度和失效形式都發(fā)生了明顯的變化。GRUJICIC等對FDS工藝進(jìn)行了有限元建模和數(shù)值模擬，建立了FDS工藝參數(shù)和材料參數(shù)對其接頭質(zhì)量和機(jī)械性能的影響模型。在國內(nèi)，林巨廣等通過試驗(yàn)研究了FDS打孔階段的軸向下壓力和擰緊階段目標(biāo)扭矩對板件連接質(zhì)量的影響。

在FDS工藝流程中，槍頭以及預(yù)壓緊機(jī)構(gòu)會(huì)對所連接的板件施加較大的壓力，為避免它對板件造成過量的形變，夾具支撐間距長度的設(shè)置十分關(guān)鍵。本文作者以6k21和6061鋁合金板件為研究對象，測試100 mm×40 mm板件兩端無夾緊點(diǎn)、100 mm×40 mm板件兩端有夾緊點(diǎn)和300 mm×120 mm板件兩端無夾緊點(diǎn)3種不同的情況，得到不同厚度板件在不同支撐間距下的形變量。試驗(yàn)結(jié)果可以為熱熔自攻絲板件夾具的設(shè)計(jì)提供參考。

1 FDS簡介

1.1 FDS工藝系統(tǒng)介紹

本文作者用于熱熔自攻絲工藝試驗(yàn)的自動(dòng)化設(shè)備是德國某公司研發(fā)生產(chǎn)的智能自適應(yīng)熱熔緊固系統(tǒng)，如圖1(a)所示。

對于整個(gè)熱熔自攻絲工藝系統(tǒng)，最重要的單元是智能裝配主機(jī)單元，其結(jié)構(gòu)如圖1(b)所示。主要由套筒刀頭、預(yù)壓緊機(jī)構(gòu)、擰緊伺服電機(jī)、壓力進(jìn)給伺服電機(jī)、控制模塊和主軸組成。該機(jī)構(gòu)最大軸向進(jìn)給行程壓力可達(dá)3 500 N，預(yù)壓緊機(jī)構(gòu)的下壓力最大可達(dá)1 200 N。該機(jī)構(gòu)工作時(shí)，板件所受到的最大下壓力等于預(yù)壓緊機(jī)構(gòu)的下壓力與軸向進(jìn)給行程壓力之和。

圖1 FDS設(shè)備及其智能裝配主機(jī)單元

1.2 熱熔自攻絲的工藝過程

FDS的工藝流程如圖2所示。在德派的FDS系統(tǒng)中，預(yù)壓緊機(jī)構(gòu)的下壓力在整個(gè)工藝工程中保持不變，軸向進(jìn)給行程壓力根據(jù)焊接槍的進(jìn)給速度自動(dòng)調(diào)節(jié)，因此在各個(gè)階段都不同。圖3所示為某一搭接的FDS軸向進(jìn)給行程壓力，圖中的最大力出現(xiàn)在熱熔穿刺階段。

圖2 FDS工藝流程

圖3 軸向進(jìn)給行程壓力

2 FDS試驗(yàn)

2.1 接頭質(zhì)量的評價(jià)

對FDS接頭質(zhì)量的評價(jià)主要包括3個(gè)方面的檢測，分別是外觀檢測、剖面檢測以及力學(xué)性能檢測。本文作者主要關(guān)注的是板件彎曲狀態(tài)檢測和力學(xué)性能檢測，規(guī)定合格板件的彎曲形變量小于1 mm，并對不同形變量的板件進(jìn)行力學(xué)性能測試，觀察其剪切力變化情況。

2.2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

試驗(yàn)搭接上層板為6k21鋁合金，下層板為6061鋁合金，二者的材料性質(zhì)如表1所示，使用的夾具實(shí)物如圖4所示。支撐間距的簡單示意見圖5，該夾具可以任意調(diào)節(jié)支撐間距，同時(shí)可以夾緊板件的兩端。

表1 試驗(yàn)材料的力學(xué)性能

圖4 FDS試驗(yàn)夾具

圖5 支撐間距示意

本文作者設(shè)計(jì)3組不同的試驗(yàn)，第1組試驗(yàn)中選取的是100 mm×40 mm的小板件并且板件兩端沒有夾緊；第2組試驗(yàn)中選取的是100 mm×40 mm的小板件并且兩端有夾緊；為模擬實(shí)際生產(chǎn)過程中對大板件進(jìn)行連接的情況，第3組試驗(yàn)中選取的是300 mm×120 mm的大板件。以上3組試驗(yàn)分別在不同支撐間距下進(jìn)行，測量形變量。

2.3 試驗(yàn)數(shù)據(jù)的測量

文中的板件形變量測量方式是制作一個(gè)基準(zhǔn)平板，將基準(zhǔn)平板平放于待測試件之上，利用深度尺測量基準(zhǔn)平板上表面距離待測試件最大變形區(qū)域底部的高度，則形變量等于深度尺測得的高度減去基準(zhǔn)板的厚度。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 第一組試驗(yàn)結(jié)果分析

此次試驗(yàn)?zāi)M小板件兩端沒有設(shè)置夾緊點(diǎn)的情況，結(jié)果如表2所示。總厚度為4.5 mm以及5.5 mm的搭接在支撐間距為40 mm時(shí)，形變量都超過了1 mm?？偤穸葹?.5 mm的板件最大合格支撐間距為20 mm，而總厚度為5.5 mm的板件合格支撐間距小于40 mm。

表2 100 mm×40 mm板件無夾緊試驗(yàn)結(jié)果 單位:mm

推測合格支撐間距過小的原因有兩個(gè)：(1)未在板件的兩端添加夾緊點(diǎn)；(2)與試件的尺寸有關(guān)，100 mm×40 mm的板件尺寸小，整體的抗變形能力差。

3.2 第2組試驗(yàn)結(jié)果分析

對比第1組的試驗(yàn)，此次試驗(yàn)在板件兩端添加了夾緊點(diǎn)，結(jié)果如表3所示。在板件總厚度為4.5 mm的搭接中，有夾緊點(diǎn)的板件的最大合格支撐間距可以達(dá)到70 mm，而沒有夾緊點(diǎn)的板件的最大合格支撐間距只有20 mm?？梢妸A緊點(diǎn)的設(shè)置可以顯著提高板件的合格支撐間距。

表3 100 mm×40 mm板件有夾緊試驗(yàn)結(jié)果 單位:mm

由圖6可得，支撐間距與形變量呈正相關(guān)，板件的總厚度與形變量呈負(fù)相關(guān)。在總厚度為3 mm的板件組合中，最大合格支撐間距為50 mm；總厚度為4 mm以及4.5 mm的板件組合在支撐間距為80 mm時(shí)，形變量都發(fā)生了顯著增大，最大合格支撐間距建議設(shè)置為70 mm；總厚度為5.5 mm的板件組合，此時(shí)的合格間距超過了80 mm。綜合對比第1組試驗(yàn)結(jié)果，在實(shí)際生產(chǎn)中，對于小尺寸的板件且支撐間距大于40 mm時(shí)，應(yīng)該添加夾緊點(diǎn)。

圖6 不同厚度的小板件支撐間距與形變量的關(guān)系

3.3 第3組試驗(yàn)結(jié)果分析

由于實(shí)際生產(chǎn)中多為大板連接，故選用較大尺寸的板件進(jìn)行模擬。此次試驗(yàn)中選用的板件尺寸均為300 mm×120 mm×1.5 mm，6k21為上層板，6061為下層板，其中總厚度為4.5 mm的材料組合為三層板搭接，中層板牌號為6k21。

由表4中的數(shù)據(jù)可得，在不設(shè)置夾緊點(diǎn)的情況下，300 mm×120 mm×4.5 mm無折邊的板件的合格支撐間距為60 mm，而在相同材料組合下，有折邊板件的合格支撐間距為80 mm。如圖7所示，當(dāng)支撐間距大于60 mm時(shí)，300 mm×120 mm×3 mm有折邊搭接的形變量的增長速度要小于總厚度為4.5 mm無折邊的搭接，綜合可得大板件的折邊可以顯著減小FDS板件的形變量。在實(shí)際的生產(chǎn)中，大多數(shù)情況下兩塊大板件的搭接都是屬于有折邊的情況，故不需要額外設(shè)置夾緊點(diǎn)?？偤穸葹?.5 mm的板材組合的最大合格支撐間距可以設(shè)置為80 mm，總厚度為3.0 mm板件的最大合格支撐間距設(shè)置為40 mm。

表4 300 mm×120 mm板件無夾緊點(diǎn)試驗(yàn)結(jié)果

圖7 不同厚度的大板件支撐間距與形變量的關(guān)系

4 形變量對接頭力學(xué)性能影響

選取表3中序號為9、10、11、12的4組搭接進(jìn)行力學(xué)性能試驗(yàn)，探究形變量對接頭力學(xué)性能的影響。

上述4組材料組合上層板牌號為6k21，下層板牌號為6061，總厚度為4.5 mm。如表5所示:當(dāng)板件的形變量小于1 mm時(shí)，最大剪切力下降速度較為緩慢;當(dāng)形變量為2.78 mm時(shí)，其最大剪切力比形變量為0.1 mm的接頭下降了11%。說明隨著支撐間距的增大，板件發(fā)生明顯形變的情況下，力學(xué)性能會(huì)顯著減弱。因此，合理控制板件的支撐間距，防止發(fā)生過大的形變量對保證FDS接頭質(zhì)量十分重要。

表5 力學(xué)性能測試結(jié)果

5 結(jié)論

本文作者主要研究了不同支撐間距對熱熔自攻絲板件形變量的影響，通過3組試驗(yàn)得出以下結(jié)論：

(1)100 mm×40 mm的板件在兩端沒有設(shè)置夾緊點(diǎn)的情況下合格支撐間距較小。在小尺寸板件兩端設(shè)置夾緊可以顯著提高板件的合格支撐間距。在實(shí)際生產(chǎn)中，對于小尺寸的板件且支撐間距大于40 mm的情況，應(yīng)該添加夾緊點(diǎn)。

(2)大尺寸板件的折邊可以顯著減小板件的形變量。在實(shí)際的生產(chǎn)中，大板的最大合格支撐間距可以設(shè)置為80 mm，且不需要設(shè)置夾緊點(diǎn)。

(3)板件的形變量過大會(huì)降低板件的力學(xué)性能，在實(shí)際的生產(chǎn)過程中應(yīng)該合理設(shè)計(jì)FDS夾具的支撐間距，避免因?yàn)橹螉A具過大而對板件造成過大的形變。