三層鋼鋁異種板料無鉚沖壓接頭質(zhì)量及強(qiáng)度的仿真分析

， ， ，

(1.山東科技大學(xué) 交通學(xué)院，山東 青島 266590；2.山東時(shí)風(fēng)集團(tuán)有限責(zé)任公司，山東 聊城 252800)

隨著人們對(duì)現(xiàn)代汽車減重節(jié)能的要求不斷提高，迫使汽車制造商采用更多高新技術(shù)生產(chǎn)重量輕、油耗少、符合舒適環(huán)保要求的新一代汽車。汽車減重很大程度是通過在車身中大量使用輕質(zhì)高強(qiáng)度鋼板和鋁合金實(shí)現(xiàn)的[1]，這就涉及到異種板材的連接問題。由于鋼鋁的熔點(diǎn)相差很大，傳統(tǒng)的點(diǎn)焊難以實(shí)現(xiàn)有效的連接[2]。而無鉚沖壓連接作為一種新型機(jī)械連接技術(shù)，對(duì)板料表面沒有特殊要求，連接過程中不需要鉚釘或螺栓等額外的工具對(duì)板料預(yù)加工，工藝簡(jiǎn)單，且能耗與成本低，尤其是在連接焊接性較差的鋁合金、鎂合金等異種材料或非金屬材料時(shí)優(yōu)勢(shì)更加明顯[3-4]。

現(xiàn)在車身中很多部位采用三層或更多層板材連接的形式，譬如沃爾沃S80車身中就采用了多層板的連接，所以研究三層鋼鋁異種板料無鉚沖壓連接很有必要。目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)兩層板料的無鉚沖壓連接做了很多研究，而對(duì)三層板料的研究甚少，尚處于起步階段。Lambiase等[5]先對(duì)鋁板和碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料進(jìn)行無鉚沖壓連接，然后通過重組模具改變沖壓力對(duì)成形后的接頭進(jìn)行質(zhì)量?jī)?yōu)化及試驗(yàn)研究。王遠(yuǎn)等[6]通過拉剪試驗(yàn)和疲勞試驗(yàn)對(duì)比研究了鋁鋼三層板自沖鉚接頭和傳統(tǒng)三層鋼板電阻點(diǎn)焊接頭的力學(xué)性能，得出兩種接頭具有同樣的靜態(tài)承載能力，自沖鉚接頭有更好的抗疲勞性能。劉福龍等[7]采用試驗(yàn)方法對(duì)鋁鋼三層板壓印連接進(jìn)行研究，通過改變上層板厚度以及基板配置方式對(duì)六組不同的試件進(jìn)行拉伸剪切試驗(yàn)和剝離試驗(yàn)，并對(duì)接頭失效形式進(jìn)行了研究。Kim等[8]對(duì)冷軋低碳鋼板無鉚接頭在剝離、十字拉伸等情況下進(jìn)行疲勞測(cè)試來評(píng)估接頭的強(qiáng)度和疲勞性能。鄧成江等[9]通過試驗(yàn)研究了鋁合金、塑料和鋼三種異質(zhì)材料組合的自沖鉚接接頭的連接質(zhì)量，并對(duì)三層鋁合金板的不同搭接形式進(jìn)行拉伸剪切測(cè)試和剝離測(cè)試，表明自沖鉚連接三層異質(zhì)板材料組合是可行的，不同的搭接樣式對(duì)應(yīng)的接頭的強(qiáng)度、失效形式不同。Han等[10]通過拉伸剪切試驗(yàn)和剝離試驗(yàn)研究了板料配置方式對(duì)鋼鋁三層異種板料自沖鉚接頭的強(qiáng)度和失效模式的影響，并對(duì)失效情況進(jìn)行了研究。

以上學(xué)者的研究大部分是基于實(shí)驗(yàn)的方法，對(duì)于更復(fù)雜的三層板無鉚沖壓連接需進(jìn)一步研究。仿真模擬相比于試驗(yàn)可以節(jié)約成本和時(shí)間。因此，本研究以不同厚度普通鋼板SPCC和鋁板Al6061-T6為研究對(duì)象，用數(shù)值模擬的方法研究不同組合方式下三層鋼鋁異種板料無鉚沖壓連接過程，探討板料的不同組合方式對(duì)接頭質(zhì)量的影響規(guī)律，然后利用正交試驗(yàn)通過方差分析法和極差分析法研究凹模深度、凹槽深度、凹槽寬度和凹槽圓角半徑的改變對(duì)接頭強(qiáng)度的影響規(guī)律，判斷影響接頭強(qiáng)度的主次因素并得出最佳試驗(yàn)條件的凹模幾何參數(shù)組合，為三層板無鉚沖壓連接的實(shí)驗(yàn)研究提供一定參考。

1 三層板無鉚沖壓連接的數(shù)值模擬

1.1 連接材料的力學(xué)性能及板料組合方式

所用材料為1.5 mm和1 mm厚度的SPCC鋼板，1.5 mm和1 mm厚度的Al6061-T6鋁板，材料的力學(xué)性能參數(shù)如表1所示，上、中、下板料的尺寸均為長(zhǎng)110 mm、寬20 mm。板材的6種組合類型如表2所示。

表1 材料力學(xué)性能參數(shù)Tab.1 Mechanical properties of materials parameters

表2 板材組合類型Tab.2 Type of sheets combination

1.2 模具參數(shù)的確定

無鉚沖壓連接是通過沖頭沖壓板料使其受壓彎曲并在局部發(fā)生塑性變形，板料被擠入凹模凹槽形成互相鑲嵌的S型自鎖結(jié)構(gòu)，從而完成連接[11]。模具的形狀和尺寸對(duì)S型自鎖結(jié)構(gòu)起著決定性作用，所以選取合適的模具參數(shù)是實(shí)現(xiàn)無鉚沖壓連接的關(guān)鍵。

板料厚度與接頭底部厚度、凹模深度及沖頭高度必須滿足的關(guān)系為：

(1)

(2)

t1+t2+t3+h2-X≤h1。

(3)

式中：X—接頭底部厚度；t1，t2，t3—上、中、下板料厚度；h1—沖頭高度；h2—凹模深度。

沖頭直徑、凹模直徑及凹模深度三者需滿足的條件為：

(4)

(5)

式中：d1—沖頭直徑；d2—凹模直徑。

板料厚度與沖頭圓角半徑及凹槽寬度需滿足的關(guān)系式為：

t3≤b，

(6)

r1

(7)

式中：b—凹槽寬度；r1—沖頭圓角半徑。

根據(jù)以上經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算得出模具的主要參數(shù)如表3所示。

表3 模具主要參數(shù)Tab.3 Main parameters of die mm

1.3 有限元模型的建立

采用有限元軟件DEFORM-2D分析三層板無鉚沖壓連接的成形過程。首先在前處理中建立三層板無鉚沖壓連接模型，由于連接過程中的模型、邊界條件、載荷情況都滿足軸對(duì)稱條件，為提高計(jì)算效率采用二維軸對(duì)稱簡(jiǎn)化模型，如圖1所示。無鉚沖壓成形模型包括：沖頭，壓邊圈，凹模，上、中、下板料。將沖頭、壓邊圈、凹模定義為剛性體，上、中、下板料定義為塑性體。將各模型間設(shè)置主從接觸關(guān)系，硬度大的設(shè)為主對(duì)象，各接觸面之間選用庫倫摩擦類型。為保證模擬的精確需添加邊界條件，將板料對(duì)稱面上的節(jié)點(diǎn)在X軸方向上的速度設(shè)為零。

圖1 無鉚沖壓連接有限元模型Fig.1 Finite element model of the clinching process

1.4 無鉚沖壓連接成形過程

三層板無鉚沖壓連接成形過程主要分為四個(gè)階段，如圖2所示：

a) 準(zhǔn)備階段。將上中下板料堆疊放置在凹模上，沖頭復(fù)位到初始位置，壓邊圈下壓，固定板料，防止板料在沖壓過程中翹起，并確保鉚接點(diǎn)與沖頭和凹模的軸線對(duì)中，如圖2(a)所示。

b) 彎曲階段。沖頭下壓，上板料在沖頭壓力的作用下先發(fā)生塑性變形向凹模內(nèi)彎曲，此時(shí)中下板料的變形仍以彈性變形為主，當(dāng)沖頭運(yùn)動(dòng)一定距離后，上板料在沖頭圓角區(qū)域的作用下被拉伸，中下板料在上板料與凹模圓角區(qū)域的共同作用下向凹模內(nèi)彎曲，直到?jīng)_頭與凹模的間隙被完全填充，如圖2(b)所示。

c) 填充階段。沖頭繼續(xù)下行，板料在沖壓力作用下發(fā)生塑性變形，由于凹模凹槽圓角對(duì)下板料圓角部分沒有約束，所以板料在沖壓力作用下向凹模凹槽內(nèi)流動(dòng)。靠近凹槽的板料受力較小流速較慢，而與沖頭接觸的板料受力較大流速較快，因此上板料流速最快，中板次之，下板最慢，最終由于上中下板料流速的不同使板料形成互相鑲嵌的S型自鎖結(jié)構(gòu)，如圖2(c)所示。

d) 保壓階段。為了防止沖頭和凹?；爻绦遁d時(shí)產(chǎn)生回彈，因此在成形結(jié)束時(shí)，通過沖頭對(duì)板材施加一定的作用力，對(duì)上中下板料進(jìn)行鐓鍛保壓，如圖2(d)所示。

圖2 板料沖壓連接成形過程Fig.2 Forming process of sheet clinched joint

圖3 接頭截面示意圖Fig.3 Schematic drawing of joint section

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 接頭質(zhì)量評(píng)價(jià)參數(shù)

三層板的無鉚沖壓連接是依靠上板和中板、中板和下板的相互鑲嵌形成自鎖而實(shí)現(xiàn)連接[12]。評(píng)價(jià)接頭質(zhì)量的參數(shù)有：上板和中板之間的頸部厚度tN1和嵌入量tU1，中板和下板之間的頸部厚度tN2和嵌入量tU2，接頭底部厚度X，如圖3所示。

接頭的頸部厚度tN和嵌入量tU是評(píng)價(jià)接頭強(qiáng)度的主要因素，需保證接頭有足夠嵌入量tU的同時(shí)又有一定的頸部厚度tN，并且tN和tU值應(yīng)該接近，不能相差太大。若頸部厚度tN太小，接頭的抗剪切能力不足，會(huì)發(fā)生頸部斷裂失效；若嵌入量tU太小，接頭的抗剝離能力不足，會(huì)發(fā)生剝離失效[13]。

接頭底部厚度X也必須滿足一定厚度，若底部厚度X值太大，說明板料塑性變形不充分；若底部厚度X值太小，接頭底部太薄，強(qiáng)度不足。

2.2 板料組合方式對(duì)接頭質(zhì)量的影響

對(duì)三層不同厚度的鋼鋁異種板料6種組合方式分別進(jìn)行無鉚沖壓連接數(shù)值模擬，得到上板和中板之間的頸部厚度tN1和嵌入量tU1，中板和下板之間的頸部厚度tN2和嵌入量tU2，接頭底部厚度值X的大小，如表4所示。

由表4可知，第1、2、3組模擬中，接頭上板和中板之間的頸部厚度tN1、中板和下板之間的頸部厚度tN2逐漸增大，如圖4所示。而上板和中板之間的嵌入量tU1逐漸減小，中板和下板之間的嵌入量tU2先增大后減小，如圖5所示。底部厚度X幾乎不變且滿足無鉚沖壓連接的底厚要求，如圖6所示。

圖4 接頭的頸部厚度Fig.4 Neck thickness of joint

圖5 接頭的嵌入量Fig.5 Undercut of joint

圖6 接頭的底部厚度Fig.6 Bottom thickness of joint

第1組，鋁板在上、兩鋼板在下時(shí)，鋁板較鋼板軟，鋁板在沖頭拉伸作用下很容易發(fā)生塑性變形而減薄，并且鋁板能很好的嵌入鋼板中。此時(shí)接頭上板和中板之間的頸部厚度最小、嵌入量最大，接頭的強(qiáng)度主要是由上板鋁板的強(qiáng)度決定的。第3組，鋁板在下、兩鋼板在上時(shí)，鋼板較硬減薄較小，而鋁板在沖壓作用下很容易填充凹模凹槽，在沖頭還沒有達(dá)到預(yù)設(shè)的沖壓停止位置鋁板已經(jīng)充滿凹槽，鋼板相對(duì)被擠入的較少，此時(shí)嵌入量最小。當(dāng)沖頭繼續(xù)向下運(yùn)動(dòng)時(shí)，沖頭會(huì)繼續(xù)擠壓下板造成下板沿著沖頭和凹模的間隙回流，板料向上擠壓邊圈，產(chǎn)生下板和凹模之間從緊密貼合到逐漸分離形成間隙的過沖壓現(xiàn)象。第2組，鋁板在中間時(shí)，中間板料比上下板料軟，能較好的嵌入下板中，上板和中板之間、中板和下板之間都能形成較好的頸部厚度和嵌入量，這種連接效果最優(yōu)。

由表4可知，第4、5、6組模擬中，接頭上板和中板之間的頸部厚度tN1、中板和下板之間的頸部厚度tN2逐漸增大，如圖7所示。而上板和中板之間的嵌入量tU1、中板和下板之間的嵌入量tU2都是先減小后增大，如圖8所示。底部厚度X幾乎不變且滿足無鉚沖壓連接的底厚要求，如圖9所示。

圖7 接頭的頸部厚度Fig.7 Neck thickness of joint

圖8 接頭的嵌入量Fig.8 Undercut of joint

圖9 接頭的底部厚度Fig.9 Bottom thickness of joint

第4組，鋼板在下、兩鋁板在上時(shí)，鋁板減薄嚴(yán)重，且上層鋁板和中間鋁板、中間鋁板和下層鋼板能形成很好的鑲嵌，此時(shí)上板和中板之間、中板和下板之間的頸部厚度最小，嵌入量最大。第5組，鋼板在中間時(shí)，中間鋼板嵌入下板較困難，中板和下板之間的嵌入量最小。第6組，鋼板在上、兩鋁板在下時(shí)，鋼板受沖頭拉伸作用發(fā)生塑性變形的程度較小，上板和中板之間、中板和下板之間的頸部厚度最大，上板和中板之間、中板和下板之間的嵌入量不是很大。第5、6組中，最下層都是鋁板，在無鉚沖壓過程中都發(fā)生了過沖壓現(xiàn)象，連接效果不是很好。

3 正交試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

3.1 試驗(yàn)因素

試驗(yàn)板件采用上述成形質(zhì)量最好的第2組鋼鋁鋼組合，凹模的幾何參數(shù)對(duì)沖壓連接接頭的頸部厚度、嵌入量、底部厚度以及接頭的強(qiáng)度有決定性的影響。以凹模作為研究對(duì)象，通過正交試驗(yàn)的方法，考察凹模的幾何參數(shù)對(duì)成形接頭質(zhì)量及強(qiáng)度的影響程度，確定凹模最優(yōu)的幾何參數(shù)組合。

將凹模深度A、凹槽深度B、凹槽寬度C、凹槽底部圓角半徑D四個(gè)因素作為試驗(yàn)因素，每個(gè)因素均取三個(gè)水平，如表5所示。

表5 正交試驗(yàn)因素—水平表Tab.5 Orthogonal experiment factors-level table mm

選用L9(34)型正交表進(jìn)行試驗(yàn)，共計(jì)9組，每組試驗(yàn)各做10次，求出10次的平均值記入正交表中。

3.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

通過正交試驗(yàn)方法，選取不同因素、不同水平的組合進(jìn)行試驗(yàn)，得到的結(jié)果如表6所示。

無鉚沖壓連接接頭的強(qiáng)度取決于接頭在受到拉剪作用時(shí)承受的最大失效載荷，對(duì)表6中的最大失效載荷通過極差分析法和方差分析法處理數(shù)據(jù)，得到表7的試驗(yàn)結(jié)果。表7中，Xi為各因素下第i個(gè)水平對(duì)應(yīng)的最大失效載荷均值，R為對(duì)應(yīng)因素下的最大失效載荷極差，SS為因素變動(dòng)平方和，SSe為誤差變動(dòng)平方和，SST為總平方和。

由表7可知，RB>RC>RA>RD，說明影響接頭強(qiáng)度的最主要因素是凹槽深度，其次是凹槽寬度，凹模深度和凹槽底部圓角半徑對(duì)接頭強(qiáng)度的影響程度最小。

表6 正交試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)Tab. 6 Orthogonal experiment design

表7 極差和方差分析Tab. 7 Range and variance analysis

圖10 最大失效載荷均值變化趨勢(shì)Fig.10 Average change trend of maximum failure load

對(duì)采用方差分析法計(jì)算出的因素變動(dòng)平方和與誤差變動(dòng)平方和作F分布，根據(jù)F值的大小及檢驗(yàn)水平顯著度α可判斷各因素對(duì)接頭強(qiáng)度影響的顯著性[14]。從F分布表中查得的臨界值：F0.01(2,18)=6.01，F(xiàn)0.05(2,18)=3.55，F(xiàn)0.1(2,18)=2.64，F(xiàn)0.25(2,18)=1.41。比較表7中各因素F值與臨界值，F(xiàn)0.01(2,18) >FB>F0.05(2,18)>F0.1(2,18) >FC>F0.25(2,18) >FA>FD，說明凹槽深度的改變對(duì)接頭強(qiáng)度的影響非常顯著，凹槽寬度對(duì)接頭強(qiáng)度有一定影響，凹模深度和凹槽底部圓角半徑對(duì)接頭強(qiáng)度的影響不大明顯，進(jìn)一步驗(yàn)證了各因素水平改變對(duì)接頭強(qiáng)度影響的主次程度。

比較各因素不同水平的平均值，作最大失效載荷均值變化趨勢(shì)圖(如圖10所示)，隨著凹槽深度、凹槽寬度的增大，接頭強(qiáng)度增大，而隨著凹模深度的增大，接頭強(qiáng)度減小，改變凹槽底部圓角半徑的大小對(duì)接頭強(qiáng)度沒有太大影響。

綜上所述，最佳試驗(yàn)條件的凹模幾何參數(shù)組合為A1B3C3D3。

4 結(jié)論

采用數(shù)值模擬方法對(duì)不同厚度不同組合的三層鋼鋁異種板料的無鉚沖壓連接過程進(jìn)行了模擬對(duì)比，并通過正交試驗(yàn)研究凹模幾何參數(shù)對(duì)接頭強(qiáng)度的影響，得出以下結(jié)論：

1) 根據(jù)無鉚沖壓連接過程的成形原理，對(duì)三層鋼鋁異種板料建立的有限元模型用模擬的方法可以較好地研究無鉚沖壓成形過程和接頭的質(zhì)量。

2) 對(duì)于鋁、鋼、鋼組合的不同厚度的三層板料的無鉚沖壓連接，兩厚板夾一層薄板時(shí)，鋁板放中間得到的接頭質(zhì)量最好，板料之間的頸部厚度和嵌入量最大。鋁板在上時(shí)的效果次之，鋁板在下時(shí)會(huì)發(fā)生過沖壓，效果最差。

3) 對(duì)于鋁、鋁、鋼組合的不同厚度的三層板料的無鉚沖壓連接，兩厚板夾一層薄板時(shí)，鋼板放在最下層得到的接頭質(zhì)量最好，但板料間的頸部厚度稍微有點(diǎn)小，最好重新調(diào)整板料的厚度進(jìn)一步研究。鋁板在最下層時(shí)，都會(huì)發(fā)生過沖壓現(xiàn)象，接頭質(zhì)量較差。

4) 凹槽深度是影響接頭強(qiáng)度最主要的因素，接頭強(qiáng)度隨凹槽深度的增加而增大，其次是凹槽寬度，凹模深度和凹槽底部圓角半徑對(duì)接頭強(qiáng)度的影響不大明顯。凹模幾何參數(shù)的最佳組合為A1B3C3D3，即凹模深度為1.8 mm，凹槽深度為1.8 mm，凹槽寬度為2.2 mm，凹槽底部圓角半徑為0.9 mm。

[1]ABE Y,KATO T,MORI K,et al.Mechanical clinching of ultra-high strength steel sheets and strength of joints[J].Journal of Materials Processing Technology,2014,214(10):2112-2118.

[2]ESHTAYEH M M,HRAIRI M,MOHIUDDIN A K M.Clinching process for joining dissimilar materials:State of the art[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology,2016,82(1):179-195.

[3]BREDA A,COPPIETERS S,DEBRUYNE D.Equivalent modelling strategy for a clinched joint using a simple calibration method[J]. Thin-Walled Structures,2017,113:1-12.

[4]BAE J H,KIM J W,CHOI I,et al.A study on tensile shear characteristics of dissimilar joining between pre-coated automotive metal sheets and galvanized steels with the self-piercing rivet and hybrid joining[J]. Journal of Welding and Joining,2016,34(1):59-67.

[5]LAMBIASE F,KO D C.Two-steps clinching of aluminum and carbon fiber reinforced polymer sheets[J]. Composite Structures,2017,164:180-188.

[6]王遠(yuǎn),李永兵,金鑫,等.鋁代鋼對(duì)三層板接頭力學(xué)性能影響規(guī)律研究[J]. 汽車工程學(xué)報(bào),2013,3(5):324-331.

WANG Yuan,LI Yongbing,JIN Xin,et al.Study on influence of replacing steel with aluminum on mechanical performance of joints of three stack-up sheets[J].Chinese Journal of Automotive Engineering,2013,3(5):324-331.

[7]劉福龍,何曉聰,楊慧艷,等.三層板壓印接頭靜拉伸力學(xué)性能研究[J]. 熱加工工藝,2014,43(15):35-38.

LIU Fulong,HE Xiaocong,YANG Huiyan,et al.Study on tension performance of clinched joints in three layers[J].Hot Working Technology,2014,43(15):35-38.

[8]KIM J B,KIM H K.Fatigue behaviour of clinched joints in a steel sheet[J]. Fatigue and Fracture of Engineering Materials and Structures,2015,38(6):661-672.

[9]鄧成江,何曉聰,邢保英,等.基于3層板材搭接的自沖鉚連接性能研究[J]. 機(jī)械設(shè)計(jì),2015,32(6):83-87.

DENG Chengjiang,HE Xiaocong,XING Baoying,et al.Joinability analysis on self-pierce riveting based on three-layer sheet[J].Journal of Machine Design,2015,32(6):83-87.

[10]HAN L,CHRYSANTHOU A,YOUNG K W.Mechanical behaviour of self-piercing riveted multi-layer joints under different specimen configurations[J]. Materials and Design,2007,28(7):2024-2033.

[11]HORHOLD R,MULLER M,MERKLEIN M,et al.Mechanical properties of an innovative shear-clinching technology for ultra-high-strength steel and aluminium in lightweight car body structures[J]. Welding in the World,2016,60(3):613-620.

[12]楊慧艷,何曉聰,周森,等.多層金屬板材壓印連接成形研究[J]. 熱加工工藝,2013,42(24):37-40.

YANG Huiyan,HE Xiaocong,ZHOU Sen,et al.Study on clinching for multi-layer metal sheet[J].Hot Working Techno-logy,2013,42(24):37-40.

[13]LEE C J,LEE S H,LEE J M,et al.Design of hole-clinching process for joining CFRP and aluminum alloy sheet[J]. International Journal of Precision Engineering and Manufacturing,2014,15(6):1151-1157.

[14]賈杰,劉洋,楊坤,等.利用二次回歸正交組合設(shè)計(jì)優(yōu)化超支化聚酯的改性工藝[J].山東科技大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2016,35(5):75-81.

JIA Jie,LIU Yang,YANG Kun,et al.Optimal modification technology of hyperbranched polyester by quadric regression orthogonal combination test[J].Journal of Shandong University of Science and Technology (Natural Science),2016,35(5):75-81.