熱處理對工業(yè)純鈦?zhàn)詻_鉚接頭力學(xué)性能的影響

盧 毅， 何曉聰， 王醫(yī)鋒， 邢保英

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

鈦及其合金具有優(yōu)良的綜合性能，具有密度小、比強(qiáng)度高、耐高溫、耐腐蝕以及良好低溫韌性等優(yōu)點(diǎn)，是一種理想的輕質(zhì)結(jié)構(gòu)材料，特別適用于航空航天、造船和化工工業(yè)等性能綜合要求高的器件［1］。隨著輕量化結(jié)構(gòu)需求在汽車及航空等制造業(yè)中的日益增長，使得難以或不能焊接的輕質(zhì)材料被大量使用，為實(shí)現(xiàn)這些材料的有效連接，自沖鉚連接技術(shù)在這些背景下得以快速的發(fā)展及應(yīng)用［2～4］。自沖鉚連接技術(shù)是一種高速機(jī)械冷成形技術(shù)，是通過鉚接過程中板材和鉚釘?shù)乃苄宰冃渭盎貜椥纬傻臋C(jī)械內(nèi)鎖來實(shí)現(xiàn)的，其工藝過程可分為夾緊、刺穿、整形、釋放四個階段［5］。為使自沖鉚連接技術(shù)更好地應(yīng)用于實(shí)際生產(chǎn)制造，許多學(xué)者對其進(jìn)行了大量的研究。邢保英等［6，7］通過對鋁合金自沖鉚接頭進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)性能測試，深入分析了自沖鉚接頭的靜力學(xué)性能及靜態(tài)失效機(jī)理，為研究其他板材連接的自沖鉚接頭提供了一定的理論參考。鄧成江等［8］研究了自沖鉚接頭的疲勞特性，得出鋁-銅合金自沖鉚接頭的疲勞裂紋總是在上板靠近鉚釘頭部處萌生并擴(kuò)展，其疲勞強(qiáng)度與拉伸應(yīng)力幅有關(guān)，剪切應(yīng)力幅影響較小。Han 等［9～11］對NG5754 鋁合金自沖鉚接頭的動態(tài)疲勞特性的研究結(jié)果表明，隨著預(yù)應(yīng)變的增加，板材硬度增大，縮小了疲勞性能實(shí)驗(yàn)中的微動磨損區(qū)域，使接頭疲勞壽命得到了提高。對于3 種不同界面條件下的連接磨損性能的研究結(jié)果表明，界面條件會影響自沖鉚接頭的微動磨損特征，導(dǎo)致接頭的疲勞壽命不同。Sun 等［12］對板材連接形式及方向、上下板厚、上下板的硬度等因素對自沖鉚接頭疲勞特性的影響進(jìn)行了詳細(xì)的研究，還分析了結(jié)構(gòu)黏結(jié)劑的使用可以有效提高自沖鉚-粘接復(fù)合接頭的疲勞性能。Iyer 等［13］分別通過模擬和實(shí)驗(yàn)研究了單鉚釘和雙鉚釘自沖鉚接頭的疲勞性能。Li 等［14］以鋁合金自沖鉚接頭為研究對象，運(yùn)用大量的實(shí)驗(yàn)分析了疲勞對接頭剛度及殘余靜強(qiáng)度的影響。

但在一定條件下，結(jié)構(gòu)件的強(qiáng)度等性能需要得到更大的提高，這使得學(xué)者們采用熱處理的方式來進(jìn)一步提升接頭的力學(xué)性能，劉福龍等［15］和付鵬飛等［16］對連接接頭進(jìn)行局部熱處理，從靜力學(xué)及疲勞性能方面研究熱處理對接頭力學(xué)性能的影響，結(jié)果顯示靜強(qiáng)度和疲勞性能都得到了明顯的改善。本工作通過研究工業(yè)純鈦?zhàn)詻_鉚接頭的不同熱處理工藝，從宏觀及微觀方面分析熱處理對工業(yè)純鈦?zhàn)詻_鉚接頭力學(xué)性能及接頭失效機(jī)理的影響。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 接頭制備

實(shí)驗(yàn)材料為1.5mm 厚的TA1 工業(yè)純鈦薄板。采用RIVSET VARIO-FC (MTF)型自沖鉚接系統(tǒng)進(jìn)行鉚接實(shí)驗(yàn)，制成單搭鈦-鈦?zhàn)詻_鉚接頭。經(jīng)過多次自沖鉚實(shí)驗(yàn)和研究，在制備鈦-鈦接頭前應(yīng)對鈦板搭接部位進(jìn)行加熱(加熱溫度為700℃)。本次實(shí)驗(yàn)共制備18個單搭接頭，其尺寸如圖所示。

圖1 單搭接頭尺寸示意圖Fig.1 Size of the single-lap joint

1.2 熱處理實(shí)驗(yàn)

自沖鉚連接過程實(shí)質(zhì)為材料的冷成形過程，將接頭進(jìn)行去應(yīng)力退火處理，可以均勻晶粒改善組織，消除冷成形過程中產(chǎn)生的應(yīng)力集中;而淬火可提高金屬材料的強(qiáng)度，在確定了TA1 工業(yè)純鈦材料的α及β 相變溫度后［17］，選取了2 種熱處理工藝，見表1。接頭在RX3-30-9 型工業(yè)電爐中分別按表1 所示熱處理工藝進(jìn)行處理，每組工藝有6個試樣。退火接頭試樣，命名為A T-T;淬火接頭試樣，命名為Q T-T;未熱處理的接頭試樣，命名為T-T，熱處理前后的接頭如圖2 所示。

表1 接頭的熱處理工藝Table 1 Heat treatment processes of the joints

圖2 熱處理前后的接頭Fig.2 The joints before or after heat treatment (a)T-T joints;(b)A T-T joints;(c)Q T-T joints

1.3 靜拉伸試驗(yàn)

本次試驗(yàn)用landmark100 型電液伺服材料試驗(yàn)機(jī)對熱處理前后的工業(yè)純鈦接頭進(jìn)行靜拉伸試驗(yàn)。具體條件為:(1)兩端夾持長度均為25mm，并在加持部分加同等厚度的墊片，以減小拉力不在同一直線上產(chǎn)生的扭矩;(2)在拉伸速率為5mm/min 條件下，各接頭分別進(jìn)行6 次重復(fù)性試驗(yàn)。

2 結(jié)果與分析

2.1 熱處理工藝對接頭強(qiáng)度的影響

圖3 為三種接頭的載荷-位移曲線圖，其反映了TA1 工業(yè)純鈦?zhàn)詻_鉚接頭經(jīng)過2 種熱處理工藝處理后的靜拉伸力學(xué)性能。從圖3 可以得出TA1 工業(yè)純鈦?zhàn)詻_鉚接頭經(jīng)退火及淬火處理后，其靜強(qiáng)度均得到大幅度提高。T-T 接頭的平均最大載荷為5889.9N，A T-T 接頭的平均最大載荷為7320.7N，即靜強(qiáng)度提高了24.3%;Q T-T 接頭的平均最大載荷為7742.9N，即靜強(qiáng)度提高了31.5%，結(jié)果表明，熱處理可以提高工業(yè)純鈦?zhàn)詻_鉚接頭的靜強(qiáng)度。

2.2 熱處理工藝對接頭能量吸收的影響

為對比分析上述三種接頭的靜態(tài)能量吸收能力，需計(jì)算每種接頭的平均能量吸收值。由圖3所示的面積計(jì)算相應(yīng)接頭靜拉伸過程中的能量吸收值，從而算出每種接頭的平均能量吸收值如圖4 所示。

A T-T 接頭的平均能量吸收值(20.280J)比T-T接頭的平均能量吸收值(16.191J)提高了25.3%，這是因?yàn)槿?yīng)力退火不僅可以改善接頭的塑性，還能大幅度提高工業(yè)純鈦?zhàn)詻_鉚接頭的靜強(qiáng)度，從而使得接頭的能量吸收能力提高;Q T-T 接頭的平均能量吸收值與T-T 接頭相比沒有明顯差異，這是由于淬火雖然可以大幅度提高工業(yè)純鈦?zhàn)詻_鉚接頭的靜強(qiáng)度，但是淬火降低了接頭的塑性，兩者的作用使得接頭能量吸收值沒有明顯變化。綜上表明，去應(yīng)力退火可以改善工業(yè)純鈦?zhàn)詻_鉚接頭的靜態(tài)能量吸收能力。

圖3 載荷-位移曲線Fig.3 Load-displacement curves (a)T-T joints;(b)A T-T joints;(c)QT-T joinds

圖4 接頭平均能量吸收值Fig.4 Average energy absorption value of the joints

2.3 熱處理工藝對接頭失效機(jī)理的影響

熱處理前后的接頭經(jīng)靜拉伸之后，接頭的失效模式均為鉚釘被完全拉出或拉斷，如圖5 所示。對比觀察三種接頭的失效模式可以知道，TA1 工業(yè)純鈦板材強(qiáng)度及機(jī)械內(nèi)鎖強(qiáng)度均大于鉚接后鉚釘?shù)膹?qiáng)度，這使得在靜拉伸過程中，鉚釘成為承載薄弱點(diǎn)。另外，T-T 接頭與Q T-T 接頭在失效后，其板材與鉚釘接觸部位的材料被破壞的程度都較A T-T 接頭高，甚至都近乎出現(xiàn)材料被撕裂的痕跡，這是因?yàn)榇慊痣m然提高了接頭的強(qiáng)度，但不可避免地降低了材料的塑性，而退火的效益正是均勻晶粒、改善組織，使得材料的塑性得到改善。因此在靜拉伸過程中經(jīng)淬火的接頭材料被破壞嚴(yán)重，而退火后的接頭由于其塑性好，材料只是發(fā)生一定的變形而不至于被撕裂;再者，由圖2c 可知經(jīng)淬火后的接頭變形嚴(yán)重，半數(shù)基板發(fā)生嚴(yán)重彎曲，這會影響接頭在實(shí)際應(yīng)用中的結(jié)構(gòu)或工藝要求。

圖5 失效模式Fig.5 Failure mode (a)T-T joints;(b)A T-T joints;(c)Q T-T joints

為了深入研究接頭熱處理前后鉚釘?shù)臄嗔烟卣?，以便從微觀上對接頭的失效機(jī)理進(jìn)行分析，現(xiàn)采用VEGA3 SCAN 型高真空掃描電子顯微鏡對熱處理前后的三種接頭鉚釘斷裂區(qū)域進(jìn)行掃描電鏡(SEM)分析。

圖6a 是T-T 接頭的鉚釘斷裂區(qū)域放大2000 倍后的SEM 圖像，可以明顯地看出鉚釘斷口微觀形貌呈石狀(冰糖狀)，是沿晶分離斷口的典型特征，也即為脆性斷裂特征。在鉚接TA1 工業(yè)純鈦板時(shí)，需要對板材進(jìn)行局部加熱，鉚接時(shí)鉚釘由于過熱，鉚釘?shù)木Ы缱兊卯惓１∪?。晶界弱化或晶間脆性是導(dǎo)致沿晶分離的根本原因，按照此鉚釘斷口形貌，沿晶脆性斷裂晶界上一般無二相顆粒，分離面光滑且晶粒的形狀都沒有發(fā)生明顯的變化，可以推斷鉚釘在沿晶斷開時(shí)不發(fā)生任何塑性變形。因此，為預(yù)防此種斷裂機(jī)制，應(yīng)該提高鉚釘?shù)乃苄浴?/p>

圖6b 是A T-T 接頭的鉚釘斷裂區(qū)域放大2000倍后的SEM 圖像，可以看出鉚釘斷口微觀形貌呈韌窩狀及含有夾雜物，是典型的韌性斷裂特征。鉚釘經(jīng)過去應(yīng)力退火處理，其塑性得到明顯改善，使得鉚釘在斷裂的過程中先是鉚釘發(fā)生頸縮而出現(xiàn)不均勻變形，這樣在頸縮區(qū)域的實(shí)際應(yīng)力會遠(yuǎn)大于試樣承受的名義應(yīng)力，并且在頸縮區(qū)域優(yōu)先形成一些微裂紋及微孔，微裂紋和微孔的互相連接即為微孔聚集過程，微孔聚集使得裂紋繼續(xù)擴(kuò)展，鉚釘最終斷裂。斷口中夾雜物的存在說明接頭成形后，鉚釘因發(fā)生塑性大變形而存在的應(yīng)力集中并沒有得到完全消除，但是夾雜物的存在又不一定會影響到斷裂機(jī)理及力學(xué)性能值，對于此種情況需系統(tǒng)地分析不同的退火處理工藝對鉚釘斷口的影響，才能得出夾雜物對斷裂的影響。因此，與T-T 接頭的鉚釘斷裂機(jī)理對比分析可知，去應(yīng)力退火可以改善鉚釘?shù)乃苄浴?/p>

圖6c 是Q T-T 接頭的鉚釘斷裂區(qū)域放大2000倍后的SEM 圖像，可以看出鉚釘斷口微觀形貌呈少許韌窩狀及河流花樣，還含有撕裂棱，此種混合的斷裂機(jī)制表明，其斷口為混合機(jī)制的準(zhǔn)解理斷口形貌。這種斷裂的形貌是由解理臺階逐漸過渡到撕裂棱，斷裂面由平直的解理逐步過渡到準(zhǔn)解理這種斷裂形式，常見于淬火回火鋼中。掃描電鏡分析表明，鉚釘材料內(nèi)部首先沿晶面發(fā)生解理斷裂，當(dāng)材料內(nèi)部形成大量微小解理裂紋后，在外力作用下就會發(fā)生小裂紋連接與擴(kuò)展，在小裂紋彼此連接的邊界處，就通過塑性變形及微孔聚集機(jī)制使相連接的材料斷裂。因此鉚釘斷口的微觀形貌既有解理斷裂特征又有韌窩斷裂特征，形成準(zhǔn)解理斷裂特征，這樣材料內(nèi)部微觀組織兩種特征的存在使得組織均勻性對斷裂有一定的影響。

圖6 接頭鉚釘斷口形貌Fig.6 Fracture morphology of the rivets (a)T-T joints;(b)A T-T joints;(c)Q T-T joints

3 結(jié)論

(1)去應(yīng)力退火和淬火兩種熱處理工藝可以大幅度提高工業(yè)純鈦?zhàn)詻_鉚接頭的靜強(qiáng)度，去應(yīng)力退火可以改善接頭的靜態(tài)能量吸收能力，淬火對接頭的靜態(tài)能量吸收能力幾乎沒有影響。

(2)三種接頭的失效模式都為鉚釘被完全拉出或拉斷。T-T 接頭的鉚釘斷口呈現(xiàn)為沿晶脆性斷裂特征，A T-T 接頭的鉚釘斷口呈現(xiàn)為韌性斷裂特征，Q T-T 接頭的鉚釘斷口呈現(xiàn)為準(zhǔn)解理斷裂特征。

(3)綜合分析三種接頭的力學(xué)性能及失效機(jī)理可知，對工業(yè)純鈦?zhàn)詻_鉚接頭進(jìn)行去應(yīng)力退火處理為較優(yōu)的熱處理工藝。

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