鋼鋁板材壓-膠復合連接性能

陳吉清，邱澤鑫，周云郊，蘭鳳崇

(1.華南理工大學 機械與汽車工程學院，廣州 510640；2. 廣東省汽車工程重點實驗室，廣州 510640)

鋼鋁板材壓-膠復合連接性能

陳吉清1,2，邱澤鑫1,2，周云郊1,2，蘭鳳崇1,2

(1.華南理工大學 機械與汽車工程學院，廣州 510640；2. 廣東省汽車工程重點實驗室，廣州 510640)

摘要:為提高鋼鋁混合輕量化車身結(jié)構(gòu)中鋼和鋁異種材料的連接性能，對鋼鋁板材的壓-膠復合連接技術進行仿真與實驗研究. 以A5052鋁合金板和Q235鋼板為被連接件，環(huán)氧樹脂為膠粘劑，采用內(nèi)聚力模型模擬膠層的失效行為，建立壓-膠復合連接的剪切和剝離仿真模型. 在實驗驗證仿真模型有效性的基礎上，基于響應面近似模型對連接工藝參數(shù)進行多目標優(yōu)化，得到關于剪切強度和剝離強度的Pareto前沿解集以及各參數(shù)的優(yōu)化組合. 結(jié)果表明：優(yōu)化解集中的多個工藝方案均能保證連接點剪切強度在9 400 N以上，而剝離強度均在700 N以上. 實驗證明鋼鋁板材壓-膠復合連接強度比無膠單獨的壓力連接提高一倍以上，且可以達到同條件下鋼板焊接拉伸強度的80%左右.

關鍵詞:異種材料；連接性能；壓-膠復合連接；內(nèi)聚力模型；多目標優(yōu)化

在傳統(tǒng)的鋼結(jié)構(gòu)車身骨架中引入鋁合金，開發(fā)鋼鋁混合車身，能進一步實現(xiàn)汽車的輕量化,降低油耗[1-2]. 然而，鋼鋁板材間運用傳統(tǒng)的焊接工藝時，容易出現(xiàn)焊穿、電化學腐蝕等各種缺陷，無法獲得可靠的連接性能. 近期出現(xiàn)的壓力連接技術可有效應用于連接異種金屬板材[3-4]，具有無需添加輔助材料等優(yōu)點，但其連接強度較低. 膠接同樣可以用于連接異種金屬材料，且具有連接強度大、結(jié)構(gòu)質(zhì)量輕、抗疲勞強度大等優(yōu)點[5]，國外學者提出壓-膠復合連接技術，并開展了相關的研究. 文獻[6-7]采取先膠粘固化后壓力連接的工藝順序，進行壓-膠復合連接的單搭接試件進行拉伸實驗，得出復合連接的強度主要由膠粘劑的性能決定的結(jié)論. 文獻[8]運用內(nèi)聚力模型模擬膠粘劑的失效行為，對6061鋁合金板件采取壓-膠復合連接，獲得了與鎖鉚連接接近的連接效果，分析了壓力連接點數(shù)量對連接部件耐撞性能的影響. 文獻[9]實驗比較了壓-膠復合連接、鎖鉚連接以及焊接的連接性能，指出壓-膠復合連接在強度和吸收能量方面具有優(yōu)勢. 綜上所述，壓-膠復合連接能結(jié)合壓力連接和膠接的優(yōu)點，具有提高連接強度、安全性以及改善碰撞吸能特性等優(yōu)點. 目前,國內(nèi)外對壓-膠復合連接技術的研究處于初步階段，主要圍繞同種材料連接的可行性、影響因素、吸能效果等進行研究，而對異種材料的連接特性及優(yōu)化方法的研究成果并不多見.

本文選取車身使用較多的Q235鋼板和A5052鋁合金板為連接對象，選取環(huán)氧樹脂作為膠粘劑；在實驗驗證的基礎上，利用仿真模型建立接頭強度的近似模型，并對連接性能進行多目標優(yōu)化，以獲得最佳連接效果.

1內(nèi)聚力模型

內(nèi)聚力模型是美國學者Needleman[10]提出的理論體系，其本構(gòu)關系的核心思想是界面應力取決于界面的相對位移，材料斷裂過程中能量耗散的分配由材料性質(zhì)和驅(qū)動力-位移(Traction-Separation)特性曲線共同決定[11]. 常見的裂紋形式多為混合型裂紋，即膠粘劑單元受到拉伸力和剪切力的共同作用，其驅(qū)動力-位移特性曲線如圖1所示.

圖1　混合型驅(qū)動力-位移特性曲線

運用內(nèi)聚力模型模擬膠粘劑的損傷行為，重點在于確立初始損傷準則和失效擴展準則，其中二次應力準則在初始損傷準則中運用廣泛，表達式為

當初始損傷條件滿足后，內(nèi)聚力單元的損傷行為將由失效擴展準則來控制，直到單元徹底失效. 引入失效退化參數(shù)D用于描述內(nèi)聚力單元的損傷行為，與參數(shù)D相關的失效擴展準則定義如下：

2連接方案

2.1各種連接方式的拉伸強度比較

為了比較壓力連接與傳統(tǒng)焊接方式存在的差距，制作相關部件進行實驗. 制作100 mm×40 mm×1 mm的Q235鋼板，采用氬弧焊的方法分別進行對接焊和搭接焊；同時，制作鋼鋁板材壓力連接試件，A5052鋁合金板的厚度為1.6 mm. 采用萬能材料試驗機分別對以上試件進行拉伸破壞，測試其連接強度.

各連接方式的試件及拉伸破壞過程對應的位移-載荷曲線如圖2所示.

圖2　不同連接試件的位移-載荷曲線對比

對接焊和搭接焊的破壞強度分別為11.06 kN和13.43 kN；壓力連接的剪切破壞強度為4.15 kN，分別達到對接焊和搭接焊強度的37.5%和30.9%，可見簡單的壓力連接與焊接的性能差距較大，對鋼鋁板應用更有效的連接方式具有實際意義.

2.2壓-膠復合連接工藝

壓-膠復合連接可以有兩種方案：先壓力連接再固化膠層；先固化膠層再壓力連接. 由于膠層未固化時，凸模對板材的沖擊力會造成膠層厚度的變化，從而影響連接的效果，也使得連接強度更加難以預測. 而先固化再進行壓力連接，膠層已經(jīng)形成結(jié)構(gòu)力學性能，可形成完整的復合連接接頭.

本文選取先固化后壓力連接的工藝順序，壓力連接時鋁板在上鋼板在下. 為避免固化后膠層在壓力連接區(qū)域發(fā)生膠層脆裂而降低接頭強度的現(xiàn)象，涂膠時在壓力連接區(qū)域空出半徑為4.5 mm的圓形區(qū)域，見圖3.

圖3　壓-膠復合連接的連接工藝順序

3壓-膠復合連接仿真與實驗

3.1材料參數(shù)

被連接板件選取目前車身上使用較多且屈服強度較為接近的A5052鋁合金和Q235鋼，膠粘劑選取高彈性模量的德國Ergo7200環(huán)氧樹脂膠粘劑. 相關的材料力學性能表1、2.

表1　A5052鋁合金與Q235鋼材料參數(shù)

表2　Ergo7200環(huán)氧樹脂膠粘劑材料參數(shù)

金屬材料A5052鋁合金與Q235鋼通過拉伸試驗獲得材料的真實應力應變數(shù)據(jù)，構(gòu)建材料的本構(gòu)方程，而環(huán)氧樹脂膠粘劑運用內(nèi)聚力模型定義相關參數(shù).

3.2有限元模型的建立

構(gòu)建鋼鋁板材壓-膠復合連接的單搭接模型和T型連接模型，分別用于測試剪切強度和剝離強度. 單搭接模型選取鋁合金板尺寸為100 mm×40 mm×1.6 mm，鋼板的尺寸為100 mm×40 mm×1 mm；膠層尺寸為40 mm×40 mm×0.2 mm(壓力連接區(qū)域空出半徑為4.5 mm的圓形區(qū)域)；T型連接模型中鋼鋁板材彎折兩端的長度均分別為60 mm和40 mm，寬度均為40 mm. 壓力連接點位于膠接區(qū)域的幾何中心處.

在ABAQUS軟件中建立仿真模型. 仿真模型具有對稱性，為節(jié)約計算時間，使用二分之一模型進行計算，如圖4所示. 鋁合金板和鋼板單元類型為C3D8R，并對壓力連接區(qū)域進行網(wǎng)格細化；膠層為內(nèi)聚力單元，類型為COH3D8；為避免因塑性大變形而帶來的網(wǎng)格畸變，對壓力連接區(qū)域的單元采用ALE自適應網(wǎng)格技術[13]. 仿真中對固定端施加固定約束；拉伸端的單元節(jié)點與參考點施加捆綁約束，并對參考點施加力F進行勻速拉伸，直至整個連接發(fā)生破壞失效；固定端與拉伸端的長度均為30 mm.

(a)單搭接模型

(b) T型連接模型

(c)壓力連接區(qū)域局部示意

3.3連接件制作與拉伸實驗

按照圖3所示的連接工藝進行實驗，制作與仿真模型相同規(guī)格的試件，同樣的單搭接試件和T型連接試件分別用于測試剪切強度和剝離強度. 涂膠前需對連接件進行表面處理，包括機械打磨、清洗以及烘干. 表面處理的目的是避免膠粘劑在實驗過程中發(fā)生界面脫離而失效，以保證膠粘劑發(fā)揮最大作用[14]. 涂膠完成后，將試件置于干燥處在室溫下固化48 h. 最后，使用壓力連接儀器對鋼鋁板件進行壓力連接，即完成了壓-膠復合連接的整個過程.

使用萬能材料試驗機進行對單搭接試件和T型連接試件進行拉伸，記錄對應的位移-載荷數(shù)據(jù)；兩種試件各進行3組以減小誤差. 實驗后膠層破壞失效，壓力連接接頭則發(fā)生斷裂或者剝離，從而導致整個連接的失效. 單搭接試件中的壓力連接接頭被剪斷，而T型試件中壓力連接接頭則發(fā)生剝離. 單搭接接頭和T型連接均出現(xiàn)了界面破壞，面積約占連接面的10%. 界面破壞會降低壓-膠復合連接的剪切強度和剝離強度.

3.4仿真與實驗對比分析

實驗及仿真結(jié)果如表3所示. 實驗測得鋼鋁板壓-膠復合連接的剪切強度與仿真得到的剪切強度誤差分別為5.88%和8.52%，在合理的范圍之內(nèi). 實驗中膠粘劑的失效形式中存在一定程度的界面破壞而降低了連接強度，而仿真模型中膠粘劑的破壞則全部為內(nèi)聚力破壞，因而實驗值略低.

表3　壓-膠復合連接仿真與實驗結(jié)果對比

通過實驗對比得知，壓-膠復合連接的剪切強度達到了相同連接尺寸下對接焊強度的83.7%和搭接焊的68.9%，比簡單的壓力連接強度提高了一倍以上，可見壓-膠復合連接具有更大的連接強度. 為分析膠粘劑在復合連接中發(fā)揮的作用，對壓-膠復合連接和壓力連接的位移-載荷曲線進行對比分析. 對應的位移-載荷曲線如圖5所示.

剪切試驗中，壓-膠復合連接的拉伸過程在位移0～0.50 mm時主要為鋼鋁板材發(fā)生彈性變形，在0.50～2.00 mm時主要為鋼鋁板材發(fā)生塑性變形；而在2.20～2.70 mm左右時載荷達到最大值后，膠粘劑開始發(fā)生破壞，載荷明顯下降；在位移為2.75～2.90 mm時主要是壓力連接接頭起到連接作用，載荷會小幅上升；隨著壓力連接接頭被剪斷，載荷迅速下降，整個接頭發(fā)生破壞. 兩種連接方式相比較可以看出，在拉伸位移< 2.50 mm時，膠粘劑將連接區(qū)域內(nèi)的鋼板和鋁板緊緊地“綁定”在一起，類似于剛性連接，非連接區(qū)域從彈性變形階段進入塑性變形階段，直至載荷達到膠粘劑的破壞條件，連接開始失效；而壓力連接試件從拉伸一開始，接頭便受到剪切力作用而變形，當接頭被剪斷時連接失效.

(a)剪切試驗

(b)剝離試驗

剝離試驗中，壓-膠復合連接在位移為0.20 mm左右時膠粘劑發(fā)生破壞，載荷達到最大值；在1.00～9.00 mm時主要是壓力連接在起連接作用，達到峰值時壓力連接接頭被剪斷或剝離，載荷將明顯下降；位移為9.00～16.00 mm時主要為余下的膠粘劑發(fā)揮作用，直至整個接頭脫離. 壓力連接試件在拉伸過程中載荷逐漸增大，待接頭脫離或拉斷時連接失效. 相比之下，膠粘劑加大了剝離載荷作用時的破壞難度，提高了連接強度. 結(jié)合剪切試驗和剝離試驗可以看出,壓-膠復合連接在膠粘劑破壞后壓力連接能繼續(xù)發(fā)揮作用，連接完全失效需要更大的載荷和位移，因而提高了連接強度和安全性能. 對比圖5中壓-膠復合連接實驗與仿真的位移-載荷曲線，得知采用內(nèi)聚力模型的仿真模型能較為準確地模擬膠粘劑的連接作用和失效行為，因此獲取的接頭強度可用于后續(xù)的優(yōu)化研究. 同時可看出，壓-膠復合連接更容易因為承受剝離載荷而失效，因此后續(xù)優(yōu)化中應更多的考慮連接的剝離強度.

4壓-膠復合連接強度預測與參數(shù)的多目標優(yōu)化

4.1基于正交試驗設計方法的仿真

在壓力連接模具參數(shù)、膠粘劑種類確定的情況下，壓-膠復合連接的接頭性能可能受到鋼鋁板材厚度、膠層厚度和板材搭接長度的影響，而壓力連接中凸模的下壓行程會影響接頭的頸厚值和自鎖值,從而影響復合連接接頭的性能. 以上5個因素均可選取不同的水平，因而可以將強度預測問題看作一個多因素多水平的數(shù)學建模問題.

正交試驗[15]: 選取鋁板厚度(x1)、鋼板厚度(x2)、膠層厚度(x3)、搭接長度(x4)以及凸模沖程(x5)這5個因素作為分析的設計變量，變量示意如圖6所示；每個因素選取3個水平，如表4所示. 通過正交試驗獲取樣本點以構(gòu)造近似模型，預測接頭的連接強度，并對接頭的剪切強度和剝離強度進行多目標優(yōu)化.

圖6　設計變量示意圖

mm

安排L27(313)正交試驗，具體安排與仿真結(jié)果如表5所示.

對27次試驗方案的仿真結(jié)果進行觀察，發(fā)現(xiàn)27號試驗的壓力連接接頭沒有形成明顯的自鎖結(jié)構(gòu)，達不到復合連接的效果. 為保證擬合的近似模型具有較高的精確度，采取樣本點時去除27號試驗，將余下的26組試驗用于構(gòu)建近似模型.

表5　正交試驗及仿真結(jié)果

4.2響應面模型的構(gòu)建

響應面模型通過選取設計空間內(nèi)一定數(shù)量的設計點來構(gòu)造響應函數(shù)作為近似數(shù)學模型，利用多項式函數(shù)來擬合設計空間，具有收斂速度快和魯棒性好等特點，是一種較為高效的近似求解方法[16]. 當含有m個設計變量時，其響應面函數(shù)可表示為

對目標函數(shù)剪切強度(S)和剝離強度(P)進行擬合，得出其響應面函數(shù)表達式為

S=94 731.41-18 900.51x1+157.25x2+

13 359.3x3-11.62x4-54 380.43x5+

3 488.98x1x3+88.68x1x4+2 923.91x1x5，

P=-8 140.80+3 919.79x1+1 786.75x2+

1 546.79x3+0.17x4+3 800.28x5-

715.15x1x3-4.21x1x4+381.76x1x5.

4.3遺傳算法多目標優(yōu)化與結(jié)果分析

在確定了設計變量、目標函數(shù)以及約束條件后，建立使剪切強度和剝離強度達到最大值的數(shù)學模型. 為保證優(yōu)化后具有一定的剝離強度，在約束條件多加一項保證剝離強度(P)>570 N. 則多目標優(yōu)化的具體數(shù)學表達式為

設計變量：x1,x2,x3,x4,x5，

目標函數(shù)：Max(S),Max(P)，

約束條件：1.4≤x1≤1.6,0.8≤x2≤1.2,0.1≤x3≤0.3,30≤x4≤50,≤2.6≤x5≤3.0

P≥570.

在Isight軟件中利用多目標遺傳算法函數(shù)，通過計算得出響應面模型中剪切強度和剝離強度達到最大值時各個變量的取值及其對應的結(jié)果，從而得到兩者的多目標優(yōu)化Pareto前沿解集，如圖7所示，并從解集中選出10組列入表6.

圖7　剪切強度與剝離強度的Pareto前沿解集

試驗序號設計變量/mmx1x2x3x4x5S/NP/N11.771.000.1449.513.0010810.08572.3221.541.030.1847.362.619676.39721.8931.560.960.1830.372.618695.58808.5041.790.890.1549.702.9910641.65599.8751.501.050.1933.852.629037.94785.3861.601.190.1649.032.6010289.64648.1471.531.080.1947.602.639729.09715.4881.570.800.1830.002.708162.91835.4891.521.120.1537.312.639404.80739.32101.570.990.1542.762.629442.03741.70

由圖7可知，鋼鋁壓-膠復合連接的剪切強度和剝離強度存在一定程度的相互矛盾，有著此消彼長的關系. 表中有部分解集剝離強度過低，而實際應用中，車身連接件會受到各個方向的載荷，因此，在剪切強度本身比較大的情況下，希望尋求剝離強度較大的試驗方案. 從表中可以看出，Pareto解集中2號、7號、9號和10號的剪切強度均在9 400 N以上，而剝離強度均在700 N以上，可以優(yōu)先考慮為綜合最優(yōu)解. 4.4Pareto優(yōu)化解對比驗證

對選擇的4組最優(yōu)解方案(第2、7、9、10組)通過仿真方法進行驗證，其結(jié)果如表7所示.

表7　Pareto優(yōu)化方案與仿真結(jié)果對比

結(jié)果表明剪切強度的優(yōu)化方案與仿真結(jié)果的最大誤差為7.41%，剝離強度的優(yōu)化方案與仿真結(jié)果的最大誤差為7.21%，均能夠滿足工程實際的需求，同時也驗證了優(yōu)化結(jié)果的正確性.

5結(jié)論

1)實驗對比表明:鋼鋁壓-膠復合連接的剪切強度達到了相同尺寸下鋼板焊接強度的70%～80%，并且壓-膠復合連接在膠粘劑失效的情況下,壓力連接接頭能繼續(xù)發(fā)揮作用，說明該連接方式比壓力連接具有更大的連接強度和更高的安全性.

2)仿真模型能較為準確地模擬壓-膠復合連接的連接及失效過程，表明了仿真模型的正確性. 使用正交試驗的參數(shù)組合以及相應的仿真結(jié)果，構(gòu)造二次多項式響應面模型，能較為準確地預測鋼鋁板材壓-膠復合連接的剪切強度和剝離強度.

3)為獲得壓-膠復合連接的最佳機械性能，以接頭的剪切強度和剝離強度綜合達到最大為目標，選取5個影響因素作為設計變量進行多目標優(yōu)化，得到了關于剪切強度和剝離強度的的Pareto前沿解集. 結(jié)果表明多目標優(yōu)化方法能為壓-膠復合連接性能優(yōu)化提供應用參考.

參考文獻

[1] 龍江啟，蘭鳳崇，陳吉清.車身輕量化與鋼鋁一體化結(jié)構(gòu)新技術的研究進展[J].機械工程學報，2008，44(6):27-35.

[2] ZHOU Y J, LAN F C, CHEN J Q. Crashworthinness research on S-shaped front rails made of steel aluminum hybrid materials [J]. Thin-Walled Structure, 2011, 49(2):291-297.

[3]LEE, C J, KIM J Y, LEE S K, et al. Design of mechanical clinching tools for jointing of aluminum alloy sheet[J]. Materials & Design, 2010, 31(4):1854-1861.

[4]DEPAULA. A A, PAGULIAR M T, PERTENCE A E M, et al. Finite element simulation of clinch joining of metallic sheets[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2007, 182(1/2/3):352-357.

[5]CHENG J, TAHERI F. A smart single-lap adhesive joint integrated with partially distributed piezoelectric patches[J]. International journal of solid and structures, 2006, 43(5):1079-1092.

[6] BALAWENDER T, SADOWSKI T, KNEC M. Technological problems and experimental investigation of hybrid: clinched-adhesively bonded joint[J]. Archives of Metallurgy and Materials, 2011, 56(2): 438-446.

[7] BALAWENDER T, SADOWSKI T, GOLEWSKI P. Numerical analysis and experiments of the clinch-bonded joint subjected to uniaxial tension[J]. Computational Materials Science, 2012, 64: 270-272.

[8] LEE C J, LEE J M, LEE K H, et al. Development of hybrid clinched structure by using multi-cohesive zone models[J]. International Journal of Precision Engineering and Manufacturing, 2014, 15(6): 1015-1022.

[9] MORONI F, PIRONDI A, KLEINER F. Experimental analysis and comparison of the strength of simple and hybrid structural joints[J]. International Journal of Adhesion and Adhesives, 2010, 30(5): 367-379.

[10]NEEDLEMAN AA. Continuum model for void nucleation by inclusion debonding[J]. Applied Mechanics, 1987(54): 525-531.

[11]BLACKMAN B, HADAVINIA H, KINLOCH A, et al. The use of a cohesive zone model to study the fracture of fiber composites and adhesive-bonded joint[J]. International Journal of Fracture, 2003, 119(1):25-46.

[12]BENZEGGAGH M L, KENANE M. Measurement of mixed-mode delamination fracture toughness of unidirectional glass/epoxy composites with mixed-mode bending apparatus[J]. Composites Science and Technology, 1996, 56(4):439-449.

[13]黃信宏，陳吉清，周云郊，等.不同強度鋼鋁板材壓力連接匹配規(guī)律與優(yōu)化[J].計算機集成制造系統(tǒng)，2012,18(5):957-964.

[14]BARTCZAK B, MUCHA J, TRZEPIECINSKI T. Stress distribution in adhesively-bonded joints and the loading capacity of hybrid joints of car body steels for the automotive industry[J]. International Journal of Adhesion & Adhesives, 2013, 45:42-52.

[15] 方開泰，馬長興.正交與均勻試驗設計[M].北京：科學出版社，2001.

[16]TANX H, SHEN MF, HOU X L, et al. Response surface method of reliability analysisand its application in slope stability analysis[J]. Geotechnical and Geological Engineering,2013,31(4): 1011-1025.

(編輯楊波)

Performances of clinch-bonded hybrid joints between steel-aluminum sheets

CHEN Jiqing1,2, QIU Zexin1,2, ZHOU Yunjiao1,2, LAN Fengchong1,2

(1.School of Mechanical & Automotive Engineering, South China University of Technology, Guangzhou 510640, China;2.Guang Dong Provincial Key Laboratory of Automotive Engineering, Guangzhou 510640, China)

Abstract:To improve the connection performances of steel-aluminum hybrid lightweight car-body structure, the clinch-bonded hybrid joint technology between steel and aluminum were researched by simulation and experiment. With the A5052 aluminum alloy and Q235 steel as the connected elements and epoxy as the adhesive, cohesive zone model simulating the damage behavior of the adhesive was applied to build up the shear and peel simulation model of the clinch-bonded hybrid joint. On the basis of the experimental verification of the simulation model and multi-objective optimization set by the RSM model for the connection parameters, a Pareto solution about the shear strength and peel strength as well as the optimization combination of the parameters were gained. The results show that the multiple schemes in the optimization solution can ensure the shear strength above 9 400 N, and the peel strength above 700 N. Experiments confirm that the strength of clinch-bonded joints can be twice or more as the sole clinch joint without adhesive, and it can reach 80% of the weld tensile strength of steels under the same conditions.

Keywords:dissimilar materials; connection performances; clinch-bonded hybrid joints; cohesive zone model; multi-objective optimization

doi：10.11918/j.issn.0367-6234.2016.07.028

收稿日期:2015-03-12

基金項目:廣東省科技計劃項目(2013B010402006、2013B090600023、2014B010106002、2015B010137002); 2. 高等學校博士學科點專項科研基金資助(20120172120002)

作者簡介:陳吉清(1966—)，女，教授，博士生導師

通信作者:周云郊，mezhouyj@scut.edu.cn

中圖分類號:TH131.9；TP391.9

文獻標志碼:A

文章編號:0367-6234(2016)07-0169-07