2A12-T4鋁合金自沖摩擦鉚焊接頭力學行為研究

楊炳鑫,馬運五,山河,楊天豪,孫靖,李永兵,*

1.上海交通大學 機械與動力工程學院,上海 200240

2.上海航天設備制造總廠有限公司,上海 200245

2A12 鋁合金具有比強度高、耐腐蝕性好和可熱處理強化等優(yōu)點,被廣泛用于飛機、火箭和導彈等大型構件的制造中。然而,在航天薄壁結構制造中,當前的技術條件還難以實現(xiàn)大型構件的整體成形,數(shù)以萬計的鋁合金零部件必須依賴連接技術實現(xiàn)裝配。

其中,干涉配合鉚接技術是航空航天領域2系鋁合金構件裝配的重要工藝。該工藝通過在板材上預制通孔,鉚接時鉚桿在壓鉚力作用下發(fā)生鐓粗,鉚接后孔壁與釘桿形成一定的干涉量,同時在鉚孔以外部分形成墩頭,達到鎖緊被連接件的目的。然而,預制孔工序無形中增加了工藝復雜程度,單點鉚接周期長約10 s,導致工藝成本大幅提升,且制孔過程易產(chǎn)生毛刺等多余物,影響產(chǎn)品服役性能。此外,鉚釘和被連接材料之間存在間隙,會使接頭密封性降低。傳統(tǒng)鉚接工藝面臨的諸多問題使其無法適應高強鋁合金的連接需求,因此,開發(fā)新型連接工藝是提高空天產(chǎn)品制造效率和可靠性的必然趨勢。國內(nèi)外針對超高強鋁合金點連接的研究主要分為預制孔鉚接技術、無預制孔鉚接技術、固相連接技術三個方面。

預制孔鉚接技術以干涉配合鉚接為主。近年來,研究人員對傳統(tǒng)干涉配合鉚接方式進行優(yōu)化,提出電磁鉚接技術,通過電磁驅(qū)動的壓鉚工藝能夠使鉚釘變形更加均勻,有利于提高接頭的密封性和疲勞壽命,然而,電磁鉚接過程應變速率高,鉚釘鐓頭形成絕熱剪切帶,工藝控制不當會產(chǎn)生微裂紋。且該方法仍需要預制孔過程,影響產(chǎn)品裝配效率和服役性能。

無預制孔鉚接技術能夠消除預制孔工藝帶來的上述問題,因而備受關注。自沖鉚接技術是一種無預制孔鉚接技術：半空心鉚釘受到?jīng)_壓作用刺穿上層板,并在凹模的作用下向下層板擴張,最終形成機械互鎖。自沖鉚接工藝已廣泛用于連接汽車用5系和6系鋁合金。但是,由于2系鋁合金的延展率低,在自沖鉚接時接頭底部容易出現(xiàn)開裂。雖然通過感應加熱或激光預熱等方式可以消除裂紋,但預加熱工序的引入不僅使工藝周期大幅延長,還使設備復雜化,與簡化工藝流程的目標相悖。

作為一種固相連接技術,攪拌摩擦點焊具有熱輸入低、無材料熔化的優(yōu)點,因而廣受關注。但是,傳統(tǒng)的攪拌摩擦點焊工藝會在接頭中留下一個匙孔,不僅引起接頭有效承載面積降低,還導致應力集中等問題,嚴重影響了接頭的靜、動態(tài)強度。德國GKSS研究中心針對這一問題提出了回填式攪拌摩擦點焊工藝,通過控制軸套與攪拌針的相對運動使材料回填,最終消除匙孔。Li G.H.等應用回填式攪拌摩擦點焊工藝對2A12鋁合金進行連接,獲得了高質(zhì)量的無匙孔接頭,但攪拌針往復運動產(chǎn)生的鉤狀缺陷和弱連接等缺陷使接頭在受外載荷時極易出現(xiàn)界面斷裂,導致承載能力變差,難以應用于對結構強度和可靠性要求嚴苛的空天領域。

針對傳統(tǒng)干涉配合鉚接工藝需要預制孔的問題,Li Y.B.等提出了一種機械-固相復合連接技術,稱為自沖摩擦鉚焊(F-SPR)工藝。在FSPR 過程中,半空心鉚釘在刺入工件的同時做高速旋轉運動。通過鉚釘旋轉產(chǎn)生的摩擦熱軟化低延展性材料,抑制開裂。同時,通過對摩擦熱的控制使接頭中鉚釘和工件之間形成固相連接。最終形成無裂紋的機械-固相復合連接接頭。Li和Liu等采用F-SPR 工藝連接鋁合金和鎂合金,在接頭中觀察到鋁鎂金屬間化合物,證明了固相連接的存在。Ma等研究了F-SPR 工藝中鉚釘旋轉和進給速度對接頭成形和力學性能的影響,并進一步分析了機械連接和固相連接對接頭拉剪力學行為的影響機制。Ma等系統(tǒng)地研究了鉚接力、扭矩和熱輸入與接頭質(zhì)量之間的關系,并提出了兩段式F-SPR 工藝,通過合理地控制鉚接力和熱輸入,可以獲得宏觀形貌和力學性能更佳的接頭。

總體而言,F-SPR 工藝已成功實現(xiàn)了汽車用5系、6系、7系鋁合金及AZ31B 鎂合金的連接,并在低延展性材料連接方面展現(xiàn)出一定優(yōu)勢,但在空天領域的2系鋁合金連接方面尚缺乏研究。因此,針對航空用2A12-T4鋁合金板材,采用兩段式F-SPR 工藝進行研究。首先,分析了不同轉換深度下的接頭缺陷特征,確定合適的轉換深度。接著,在不同進給速度下,分析接頭的宏觀形貌變化及微觀組織特征。之后,對不同進給速度下的接頭力學行為和斷裂機理進行深入分析。最后,將F-SPR 工藝接頭的拉剪力學性能與兩種現(xiàn)用干涉配合鉚接接頭進行比較。

1 試驗準備

1.1 試驗材料

試驗所用板材分別為1.5 mm 和2.5 mm 厚的2A12-T4鋁合金,半空心鉚釘由35Cr Mo中碳鋼制成且表面無鍍層處理。材料的化學成分和力學性能分別如表1和表2所示。圖1展示了試驗所用鉚釘?shù)男蚊布俺叽?其釘體尺寸參考了傳統(tǒng)自沖鉚接工藝,釘蓋設計為外驅(qū)動齒和內(nèi)定位孔的結構,便于傳遞扭矩,實現(xiàn)鉚釘?shù)母呔刃D驅(qū)動。

圖1 半空心鉚釘截面尺寸及物理形貌Fig.1 Cross-section dimensions and physical appearance of semi-hollow rivet

表1 板材及鉚釘化學成分Table 1 Chemical composition of sheets and rivets wt%

表2 板材及鉚釘力學特性Table 2 Mechanical properties of sheets and rivets

1.2 試驗系統(tǒng)

圖2給出了F-SPR 試驗原型系統(tǒng),由C型框架、試驗平臺和控制單元3部分組成。其中,試驗臺安裝在C 型框架開口的下端,試驗板材通過平臺上的凹槽和夾緊裝置固定于凹模上方,半空心鉚釘通過驅(qū)動齒與驅(qū)動頭嚙合共同置于板材上方。

圖2 F-SPR 工藝試驗系統(tǒng)Fig.2 Test system for F-SPR process

2 試驗方法

2.1 工藝介紹

F-SPR 工藝如圖3所示,主要包括摩擦軟化和高速鐓鉚兩個階段,共涉及旋轉速度、進給速度及進給深度這3個工藝參數(shù)：

圖3 F-SPR 工藝示意圖Fig.3 Schematic diagram of F-SPR process

1)階段Ⅰ：摩擦軟化階段。凹模、板材、半空心鉚釘及驅(qū)動頭就位,驅(qū)動頭驅(qū)動鉚釘以高速旋轉,同時以速度慢速進給,產(chǎn)生摩擦熱軟化并刺入上層板材。

2)階段Ⅱ：高速鐓鉚階段。當鉚釘進給時停止旋轉,并以快速刺入下層板,釘腿受到較大的進給阻力而向外張開變形,當鉚釘進給到時工藝結束,最終獲得機械-固相復合接頭。其中,、分別表示工藝兩階段中鉚釘旋轉的角速度,、分別表示工藝兩階段中鉚釘刺入板材的速度,、分別表示第1階段的進給深度及兩階段進給的總位移。

表3列出了本研究中所用的工藝參數(shù),其中,測試1～3改變了,研究其對F-SPR 接頭成形質(zhì)量的影響；確定后,測試2、4、5將控制為單一變量,研究其對F-SPR 接頭形貌、硬度及力學性能的影響。根據(jù)所用工藝參數(shù)的不同,整個工藝過程持續(xù)約0.62～2.65 s。

表3 F-SPR 試驗工藝參數(shù)Table 3 Process parameters of F-SPR test

2.2 接頭質(zhì)量評價

主要從宏觀形貌、微觀形貌、硬度、拉剪性能及正拉性能這5個方面對F-SPR 接頭質(zhì)量進行評價。通過對F-SPR 接頭進行鑲嵌、研磨和拋光程序后,使用Leica光學顯微鏡對其宏微觀形貌進行觀察。如圖4(a)所示,接頭宏觀形貌有兩個評價指標,即機械互鎖量與底部厚度。機械互鎖量表示釘腿相對于原始尺寸張開的距離,機械互鎖量越大,表示鉚釘與工件之間的機械互鎖越強；底部厚度是指鉚釘腿內(nèi)表面與工件底部表面的最短距離,底部厚度值越小,接頭底部開裂的風險越大。使用WILSON VH1102維氏硬度計對接頭母材進行硬度測試并生成硬度云圖,所用壓力為0.1 kgf(0.98 N)。

F-SPR 接頭的拉剪力學性能測試方法如圖4(b)所示,將兩片130 mm×38 mm 的工件進行搭接,搭接區(qū)域為38 mm×38 mm 的正方形,鉚接位置位于搭接區(qū)中心。為了避免拉剪實驗中兩板軸線與所受拉力不平行產(chǎn)生的旋轉扭矩的影響,將一對厚度為2.5 mm 和1.5 mm 的墊片分別墊置在1.5 mm 和2.5 mm 鋁板的夾持端上。正拉力學性能測試方法如圖4(c)所示,兩片100 mm×38 mm 的工件正交搭接,鉚接位置位于搭接區(qū)中心,在工件兩端開兩個距離為66 mm的圓孔用于夾持。拉剪試驗及正拉試驗均在SUNS UTM5504X 電子試驗機上進行,拉伸速率為3.0 mm/min。此外,為了保證測試的準確性,每個參數(shù)下重復測試3次。

圖4 F-SPR 接頭質(zhì)量評價方法和力學性能測試試樣Fig.4 Quality evaluation method and mechanical performance testing specimen of F-SPR joint

3 試驗結果及討論

3.1 接頭宏觀形貌

3.1.1 轉換深度的影響

作為F-SPR 工藝中的重要參數(shù),轉換深度通過影響兩個階段的轉換時間,影響著整個過程中的熱力作用,最終影響接頭的成形質(zhì)量。為了確定合適的轉換深度,將作為單一變量并分別設置為5.3、3.5、1.7 mm,其余工藝參數(shù)詳見表3中的測試1～3,獲得的F-SPR 接頭形貌如圖5所示。當為5.3 mm 時,鉚釘始終保持高速旋轉進給運動,導致整個過程尤其是工藝后期產(chǎn)熱過高,使母材過度軟化自由變形,在形成的接頭中出現(xiàn)多余物、間隙及釘腿張開不足等多種缺陷,如圖5(a)所示。當為1.7 mm 時,階段Ⅰ中摩擦產(chǎn)熱不足,對下層板的延展性改善不足,最終在接頭內(nèi)部及底部出現(xiàn)裂紋缺陷,如圖5(c)所示。而當為3.5 mm 時,階段Ⅰ與階段Ⅱ的熱力作用得到合理控制,鉚接完成后獲得的接頭中避免了上述缺陷,獲得了質(zhì)量良好的接頭。因此,在后面的試驗中,轉換深度確定為3.5 mm。

圖5 不同轉換深度下F-SPR 接頭橫截面及底部形貌Fig.5 Cross-section and bottom morphologies of F-SPR joints with different switch depth

3.1.2 進給速度的影響

進給速度通過影響階段Ⅰ的產(chǎn)熱時間,從而影響整個過程的熱力作用,是影響接頭成形質(zhì)量的又一關鍵參數(shù)。將作為單一變量并分別設置為2、5、8 mm/s開展F-SPR 試驗,其余工藝參數(shù)詳見表3中測試2、4、5。圖6展示了3個進給速度下的接頭宏觀形貌,并對接頭的2個宏觀形貌評價指標進行了總結,可以看到,3個進給速度下均獲得了無明顯缺陷的F-SPR 接頭,且隨著的增加,底部厚度無明顯變化,而機械互鎖量逐漸增大。這是因為進給速度的增大導致階段Ⅰ的產(chǎn)熱時間縮短,對材料的軟化作用減輕,相應的鉚接阻力增大,釘腿受力張開更明顯,從而機械互鎖量增大。

圖6 不同進給速度下接頭宏觀形貌及其變化規(guī)律Fig.6 Macro-morphology and variation law of joint with different feed rates

3.2 接頭微觀形貌

選取測試2參數(shù)下獲得的F-SPR 接頭,對其各界面微觀形貌進行觀測,如圖7所示。在A 處和B處,即釘腿外側兩板間和鉚釘空腔內(nèi)部兩板間,均實現(xiàn)了固相連接。這是因為在階段Ⅰ中,鉚釘?shù)臄嚢枳饔檬菇缑嫣幯趸て扑檫M而實現(xiàn)板材的緊密接觸,并通過原子間作用力形成金屬鍵,最終形成固態(tài)焊合。

圖7 F-SPR 接頭的界面連接特征Fig.7 Interface joining characteristics of F-SPR joint

此外,在C 和D 處,即釘腿下部與板材的交界面上,釘腿內(nèi)外側與板材實現(xiàn)了無縫連接,這是因為在階段Ⅱ中的鉚釘?shù)母咚夔呫T運動將板材壓緊,使由于鉚釘同軸度誤差而產(chǎn)生的釘板間隙消失,最終實現(xiàn)釘腿與板材的緊密接合。

綜上,F-SPR 工藝實現(xiàn)了緊密的機械-固相復合連接,解決了現(xiàn)用干涉配合鉚接接頭中鉚釘與板材的間隙問題,提高了接頭的密封性。

3.3 接頭硬度分布

圖8展示了不同進給速度下的硬度云圖,可以看到,每個接頭的硬度分為母材區(qū)(BM)、硬化區(qū)(HZ)和軟化區(qū)(SZ)3個區(qū)域。其中,BM區(qū)的硬度大約145 HV。HZ分布在釘腿周圍,此處母材受到釘腿劇烈攪拌作用而發(fā)生塑性變形,同時晶粒在熱作用下發(fā)生動態(tài)再結晶,以及在釘腿的擠壓作用下加工硬化,綜合表現(xiàn)出硬化現(xiàn)象,且隨著進給速度的增大,鉚釘周圍母材硬化更嚴重。SZ緊鄰HZ,但由于此區(qū)基本不受力的作用,只在熱的作用下晶粒發(fā)生動態(tài)再結晶,強化相溶解導致硬度降低,最終展示出軟化的效果,且隨著進給速度的增大,熱輸入減少,軟化現(xiàn)象相應減輕。母材的硬化及軟化將對接頭的力學性能產(chǎn)生影響。

圖8 不同進給速度下F-SPR 接頭硬度特征及影響區(qū)域劃分Fig.8 Hardness characteristic and affected zone partition of F-SPR joints with different feed rates

3.4 接頭力學性能

為了研究進給速度對接頭力學失效行為的影響,對測試2、4、5下接頭的拉剪性能及正拉性能進行了系統(tǒng)研究。圖9 總結了3 個進給速度下F-SPR 接頭的峰值拉剪力及斷裂吸能情況,可以看到,二者均隨進給速度的增加而增大,且在進給速度為8 mm/s時達到最大,分別為8.0 k N 和32.1 J。如圖10(a)所示,接頭的拉剪失效模式均為下板開裂失效,即在拉剪過程中鉚釘連同附著在釘腿尖端的下層母材被同時從下層板拉出。因此,在接頭底部厚度基本一致的情況下,底部母材的硬度成為影響峰值力的最重要因素,由于底部硬度隨著進給速度的增大而增加,因此導致峰值力和斷裂吸能增大。

圖9 不同進給速度下F-SPR 接頭的拉剪力學性能Fig.9 Tensile-shear performance of F-SPR joints with different feed rates

為了進一步了解下板開裂的失效機理,通過觀察斷裂關鍵位置處的金相以還原斷裂演化過程。圖10(c)展示了測試#2接頭下板開裂失效時的拉剪力-位移曲線和曲線上c-e點對應的宏觀斷裂形貌。拉剪力首先急劇上升,說明接頭在受力初期具有很強的剛度,且在c處沒有發(fā)生明顯的破壞。隨著位移的增加,上下板材的相對運動使接頭產(chǎn)生彎矩,鉚釘發(fā)生旋轉。旋轉運動降低了接頭的剛度,從而導致拉剪力的增長率逐漸減小。隨著旋轉角度的增加,鉚釘腿尖逐漸從下板滑出,此時拉剪力主要由鉚釘與板之間的機械互鎖提供。到達d位置時,鉚釘旋轉角度達到6°,此時拉剪力達到最大,接頭底部較薄的鋁母材開裂。此后,底部的鋁母材沿圓周逐漸破裂。在該過程中,鉚釘空腔中上下兩板間的固相連接提供了額外的阻力,因此接頭仍可以長時間承受較大的力。當?shù)竭_e位置時,鉚釘完全脫離下板束縛,此時鉚釘旋轉36°,接頭完全失效。

值得注意的是,圖10(b)力-位移曲線中出現(xiàn)了兩次鋸齒狀波動。其中,c點峰值載荷處的鋸齒與材料特性有關。作為一種鋁銅系合金,當2A12鋁合金受拉時,在特定的應力范圍內(nèi)會發(fā)生非均質(zhì)塑性變形的連續(xù)流動,具體表現(xiàn)為多次應力降低,這種鋸齒狀的屈服現(xiàn)象被稱為波特文-勒夏特利埃(PLC)效應。當母材屈服后繼續(xù)被拉動時,由于鉚釘尖端與周圍母材之間存在較大摩擦,曲線后段仍存在規(guī)則的鋸齒狀變化。

圖10 F-SPR 接頭拉剪失效模式及過程分析Fig.10 Tensile-shear failure mode and process analysis of F-SPR joints

圖11總結了3個進給速度下F-SPR 接頭的峰值正拉力及斷裂吸能情況,可以看到,二者均隨進給速度的增加而增大,且在進給速度為8 mm/s時達到最大,分別為3.9 k N和29.3 J。如圖12(a)所示,接頭的正拉失效模式均為上板拉出失效,即在正拉過程中鉚釘始終插入下板中,僅上板從鉚釘端部拉出。因此,上層母材的硬度成為影響峰值力的最重要因素,由于上層母材處HZ和SZ的硬度均隨進給速度的增大而增加,因此導致正拉峰值力和斷裂吸能增大。

圖11 不同進給速度下F-SPR 接頭的正拉力學性能Fig.11 Positive-tension performance of F-SPR joints with different feed rates

圖12(b)展示了測試2接頭上板拉出失效時的正拉力-位移曲線,圖12(c)展示了曲線上c-e點對應的宏觀斷裂形貌。由于受力初期上板具有較大的剛度,正拉力首先快速上升,到達c點時,接頭基本沒有破壞現(xiàn)象。隨著正拉位移繼續(xù)增加,上板兩端以鉚釘為中心快速向上彎折,到達d點時,上板彎折達35°。隨后,上板繼續(xù)彎折直到接頭完全失效,此時上板完全從鉚釘端部拉出,彎折達39°,整個過程中鉚釘始終插入下板中且保持不動,驗證了接頭機械-固相連接的可靠性。

圖12 F-SPR 接頭正拉失效模式及過程分析Fig.12 Positive-tension failure mode and process analysis of F-SPR joints

最后,將兩段式F-SPR 接頭拉剪性能及現(xiàn)用的兩種干涉配合鉚接接頭性能與母材抗拉強度進行比較,如圖13所示。可見,自沖摩擦鉚焊工藝接頭拉剪強度可達2A12-T4鋁合金母材拉剪強度的80%,相對于電磁鉚接(35%)及自動壓鉚(37%)工藝,分別提高128.6%及116.2%,表現(xiàn)出明顯力學性能優(yōu)勢。

圖13 3種工藝接頭拉剪強度比較Fig.13 Comparison of tensile-shear strength of three processes

4 結 論

1)采用自沖摩擦鉚焊工藝解決低延展率、中高強度航空鋁合金的連接問題,通過調(diào)控工藝過程中的熱力作用,在無需預制孔的前提下實現(xiàn)板材的可靠連接。

2)轉換深度為5.3 mm 時,因熱輸入過高,接頭中出現(xiàn)多余物、間隙及張開不足等缺陷,轉換深度為1.7 mm 時,因下層板材軟化不足,接頭中出現(xiàn)裂紋缺陷,而3.5 mm 的轉換深度可有效避免上述缺陷,獲得質(zhì)量良好的接頭。

3)自沖摩擦鉚焊接頭中在鉚釘內(nèi)外側上下兩板間均形成了固相連接,進一步增加了接頭的密封性。進給速度的增加會使接頭機械自鎖量增大,接頭中上下板硬度增加。

4)拉剪失效發(fā)生在釘腿內(nèi)側較薄的下板處,正拉失效發(fā)生在鉚釘端部上板位置,隨著進給速度的增加,拉剪和正拉力強度及斷裂吸能均逐漸增大。

5)自沖摩擦鉚焊工藝接頭的拉剪強度達2A12-T4鋁合金母材抗拉強度的80%,明顯高于電磁鉚接(35%)及自動壓鉚(37%)兩種干涉配合鉚接工藝。