車身用鋁薄板攪拌摩擦點焊接頭的服役性能研究

于貴申 ，陳鑫 ?，于雪 ，武子濤 ，3

［1.吉林大學(xué) 汽車仿真與控制國家重點實驗室，吉林 長春 130022；2.大眾汽車（安徽）有限公司，安徽 合肥 230088；3.中國第一汽車股份有限公司 新能源開發(fā)院，吉林 長春 130011］

國際社會對碳中和與碳排放問題的日益關(guān)注，促使汽車制造商將研發(fā)重點放在汽車輕量化的開發(fā)上［1-2］.對于整車結(jié)構(gòu)而言，車身結(jié)構(gòu)的質(zhì)量約占整車總質(zhì)量的30%，油耗約占整車的70%［3］.采用鋁、鎂等輕量化金屬替代傳統(tǒng)的鋼材是實現(xiàn)車身結(jié)構(gòu)輕量化設(shè)計的有效途徑之一.車身結(jié)構(gòu)包括 3 000～4 000 個焊點，高強度和可靠的點焊接頭對車身結(jié)構(gòu)的安全性至關(guān)重要.

鋁合金的熔點相對較低，采用傳統(tǒng)的熔焊工藝會存在熱裂紋、氣孔、夾渣等焊接缺陷［4-5］.有些牌號的鋁合金甚至被認(rèn)為不能通過焊接進行連接.傳統(tǒng)攪拌摩擦焊接（Conventional Friction Stir Spot Welding，CFSSW）是由馬自達汽車公司在1993 年發(fā)明的.CFSSW 工藝包括下壓、停留和拔出3 個階段［6］.在下壓階段，高速旋轉(zhuǎn)的攪拌頭插入工件到預(yù)定的深度.隨后，焊接工具停留一段時間，產(chǎn)生穩(wěn)態(tài)的焊接熱及材料的塑性流動.最后，攪拌頭拔出，完成整個焊接過程.CFSSW 焊點接頭中出現(xiàn)了匙孔和有效連接面積小的焊接問題.為此，工程師們發(fā)明了無針攪拌摩擦焊接（Probeless Friction Stir Spot Welding，PFSSW）和掃略攪拌摩擦焊接（Swept Friction Stir Spot Welding，SFSSW）.帶有螺紋的攪拌針可以有效地增加焊接過程中的材料流動，并獲得更高的接頭力學(xué)性能.然而，Bakavos 等［7］的研究表明，針對薄板的焊接，較短甚至沒有攪拌針的焊接工具也可以獲得良好的接頭力學(xué)性能.此外，為了增加接頭的有效連接面積，Buffa 等［8］和Suresh 等［9］在CFSSW 的基礎(chǔ)上增加了攪拌頭的橫向運動，并提出了SFSSW 焊接工藝.現(xiàn)階段，大量的研究工作針對焊接參數(shù)對攪拌摩擦點焊接頭力學(xué)性能的影響開展了深入的研究.例如，Abbass等［10］探究了攪拌針形貌、刀具轉(zhuǎn)速與停留時間對AA2024-T3/ AA 5754-H114 的CFSSW 接頭的力學(xué)性能的影響，并對焊接參數(shù)進行了優(yōu)化.Xu 等［11］探究了焊接工具的軸肩形貌對PFSSW 接頭力學(xué)性能的影響.研究發(fā)現(xiàn)凹形和凸形軸肩可以促進界面的連接，并且凹形軸肩獲得最大的接頭拉剪力學(xué)性能.此外，Buffa 等［8］探究了掃略路徑對SFSSW 接頭性能的影響，研究對比了圓形、方形以及橢圓形掃略路徑下接頭的力學(xué)性能.報道指出圓形和方形路徑的接頭性能相接近，但是方形路徑的工藝窗口更寬.然而，針對攪拌摩擦點焊及其改進工藝力學(xué)性能的比較還沒有系統(tǒng)地研究.并且，焊點在結(jié)構(gòu)中往往同時受到軸向和切向載荷的作用，而通過接頭在單向載荷下的強度對接頭性能的評價不能真實地反映焊點的服役狀態(tài).

本文基于前期對攪拌摩擦點焊及其改進工藝焊接參數(shù)的研究，對比了車身用鋁薄板的CFSSW，PFSSW 以及SFSSW 工藝的力學(xué)性能.為了反映焊點在接頭中的服役狀態(tài)，提出焊點服役性能的評價方法.針對最優(yōu)參數(shù)下3 種工藝接頭的服役性能進行了比較.本文旨在為車身結(jié)構(gòu)的焊點性能設(shè)計提供參考.

1 攪拌摩擦點焊接頭的力學(xué)性能

以鋁、鎂和硅元素為主的六系鋁合金具有優(yōu)異的成型性、耐蝕性以及良好的焊接性能，在汽車車身結(jié)構(gòu)中得到了廣泛的應(yīng)用.本文選用車身結(jié)構(gòu)中常用的AA6061-T6 鋁合金，探究攪拌摩擦點焊工藝在車身結(jié)構(gòu)中典型連接位置的服役性能.AA6061-T6鋁合金的化學(xué)成分和力學(xué)性能分別見表1和表2.

表1 AA6061-T6鋁合金的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Tab.1 Chemical composition of AA6061-T6 aluminum alloy（mass fractions）

表2 AA6061-T6鋁合金的力學(xué)性能Tab.2 Mechanical properties of AA6061-T6 aluminum alloy

為了比較最優(yōu)參數(shù)下CFSSW、PFSSW 和SFSSW焊點的性能，分別對3 種焊點進行拉剪和剝離性能測試.采用宏利加工中心（M-V6T）進行試樣加工，焊接設(shè)備如圖1（a）所示.此外，設(shè)計了加工夾具對拉剪和剝離試樣進行裝夾，具體分別見圖1（b）和圖1（c）.3種焊點采用相同軸肩直徑的攪拌針進行加工，焊接工具的形狀和尺寸如圖2 所示.基于前期的焊接參數(shù)研究，選擇3 種工藝的焊接參數(shù)分別為：CFSSW（轉(zhuǎn)速1 200 r/min，下壓量0.3 mm，停留時間3 s），PFSSW（轉(zhuǎn)速3 500 r/min，下壓量0.5 mm，停留時間6 s），以及SFSSW（轉(zhuǎn)速2 050.4 r/min，掃略速度95.48 mm/min，掃略半徑2.96 mm）［12-14］.為了消除試件在拉伸過程中的彎矩，在接頭兩端的夾持區(qū)域放置相同厚度的墊片.對各組試樣進行3 次重復(fù)性試驗，以減少試驗過程中的誤差.試樣加載條件的示意圖如圖3所示.

圖1 焊接設(shè)備及夾具Fig.1 Welding equipment and jigs

圖2 焊接工具的形狀和尺寸（單位：mm）Fig.2 Shape and dimension of the welding tool（unit：mm）

圖3 試樣加載條件的示意圖Fig.3 Schematic diagrams of loading conditions

1.1 接頭的拉剪性能

采用最優(yōu)參數(shù)對3 種焊點進行加工，并對接頭的拉剪力學(xué)性能進行測試，結(jié)果如圖4 所示.由于CFSSW 與PFSSW 的攪拌頭不同，二者的連接機制存在差異.傳統(tǒng)焊接工具有一根帶有螺紋的攪拌針，使得材料混合更加充分.而無針攪拌頭依靠攪拌頭的軸肩凹槽使母材流動.CFSSW 焊接體現(xiàn)出“體連接”的特點，而PFSSW 焊接的本質(zhì)是結(jié)合面上的“面連接”.這也造成了CFSSW 接頭的失效位移明顯大于PFSSW 接頭.但是CFSSW 接頭上的匙孔降低了接頭的有效連接面積，使得CFSSW 與PFSSW 接頭獲得相似的拉剪失效載荷，分別為6.68 kN 和6.56 kN.在拉剪載荷下，CFSSW 接頭存在焊核區(qū)域的裂紋擴展，所以在斷裂過程中，CFSSW 焊點的失效能量（～13.23 J）明顯高于PFSSW 接頭（～7.72 J）.由于SFSSW 接頭的焊接過程相對于CFSSW 增加了攪拌頭的橫向運動，有效地增加了焊點連接面積.所以焊點的拉剪失效載荷（～8.60 kN）和拉剪斷裂失效能量（～19.58 J）均高于CFSSW 接頭.3 種點焊工藝?yán)粜阅艿谋容^如圖4（d）所示.接頭的拉剪試驗結(jié)果表明，SFSSW 的拉剪失效載荷和拉剪能量吸收值均高于CFSSW 和PFSSW接頭.

圖4 3種點焊工藝的拉剪力學(xué)性能Fig.4 Tensile shear mechanical properties of the three types of spot welding process

1.2 接頭的剝離性能

在最優(yōu)參數(shù)下，3種點焊工藝的剝離力學(xué)性能如圖5所示.由于PFSSW 接頭的焊接機制是上、下板材結(jié)合面上的面連接，因此在剝離載荷下，當(dāng)結(jié)合面上的強度達到焊點的剝離強度時，結(jié)合面被剝離開.當(dāng)PFSSW 焊點的剝離載荷達到最大值后迅速降低到零，在3 種焊點中，PFSSW 接頭表現(xiàn)出最低的剝離失效載荷（～0.85 kN）和剝離能量吸收值（～0.59 J）.由于SFSSW 的焊接過程相對于CFSSW 接頭增加了攪拌頭的橫向運動，增大了焊點的有效連接面積，所以在剝離載荷作用下，SFSSW 接頭獲得最大的剝離失效載荷（～2.80 kN）和剝離能量吸收值（～20.92 J）；CFSSW 接頭得到的剝離失效載荷（～1.84 kN）和能量吸收值（～7.90 J）在二者之間.接頭的剝離力學(xué)性能的結(jié)果與焊點的拉剪力學(xué)性能類似，SFSSW 焊點的剝離失效載荷和剝離能量吸收值均高于CFSSW 和PFSSW接頭.

圖5 3種點焊工藝的剝離力學(xué)性能Fig.5 Peel mechanical properties of the three types of spot welding process

2 焊點的多工況服役性能

傳統(tǒng)的接頭力學(xué)性能評價是通過接頭的破壞性試驗獲得接頭的失效載荷來進行比較的，然而，這種評價方式不能真實反映焊點在實際結(jié)構(gòu)中的服役狀態(tài).本節(jié)提出一種基于車輛實際服役工況對車身結(jié)構(gòu)的典型連接位置處的焊點服役性能的評價方法，這種評價方法較傳統(tǒng)方法更能夠反映車身結(jié)構(gòu)的實際服役狀態(tài).針對前文提到的3 種點焊工藝的接頭，分別對車身結(jié)構(gòu)的彎曲、扭轉(zhuǎn)和碰撞工況下結(jié)構(gòu)的安全性能進行評價，選用的結(jié)構(gòu)是某小型全鋁電動汽車的車身結(jié)構(gòu).汽車的車身結(jié)構(gòu)是整車的重要組成部分，按照相關(guān)的有限元前處理標(biāo)準(zhǔn)對車身結(jié)構(gòu)進行前處理.具體的處理過程如下：首先，針對車身結(jié)構(gòu)中的一些尺寸小，且對整體結(jié)構(gòu)分析結(jié)果不重要的部分進行簡化或刪除；其次，對車身結(jié)構(gòu)的各部件進行抽中面，以減少結(jié)構(gòu)的計算量；隨后，針對中面處理后的殼單元主體采用四邊形單元進行網(wǎng)格劃分，并在部件的臨界區(qū)域適當(dāng)選用少量的三角形單元.模型分別包含553 009 個四邊形單元和6 815 個三角形單元.

小型電動汽車車身的加載試驗如圖6 所示，建立的車身有限元（Finite Element，F(xiàn)E）模型的彎曲和扭轉(zhuǎn)剛度與試驗具有較好的一致性，驗證了FE 模型的有效性.結(jié)構(gòu)的FE 模型如圖7（a）所示.轎車在路面行駛過程中，時刻承受著彎曲和扭轉(zhuǎn)載荷，如果汽車剛度的設(shè)置不合理，會使車身局部變形過大，影響成員的舒適性和安全性.現(xiàn)階段，轎車車身大多采用承載式車身結(jié)構(gòu)，白車身的剛度對整車的貢獻率達到60%以上.因此，本文分別在車身結(jié)構(gòu)彎曲、扭轉(zhuǎn)、正碰和側(cè)碰工況下，對焊點在典型區(qū)域的力學(xué)特性進行FE 分析.在車身結(jié)構(gòu)的相應(yīng)位置上隨機建立203 個焊點單元，其中，區(qū)域A為車身結(jié)構(gòu)的前縱梁連接部分；區(qū)域B為A 柱與A 柱斜撐的連接部分；區(qū)域C為A柱與車門上邊梁的連接部分；區(qū)域D為側(cè)圍與頂橫梁的連接部分；區(qū)域E為B柱與B柱斜撐的連接部分；區(qū)域F為B 柱與地板縱梁的連接部分；區(qū)域G為地板橫梁與地板縱梁的連接部分；區(qū)域H為A柱與地板縱梁的連接部分.典型連接位置的焊點單元如圖7（b）所示.

圖6 小型電動汽車車身的加載試驗Fig.6 Small electric vehicle body loading test

圖8 為考慮多工況的車身焊點服役性能評價方法的流程圖.根據(jù)C-NCAP 標(biāo)準(zhǔn)，選取彎曲、扭轉(zhuǎn)、正碰以及側(cè)碰工況，對車身結(jié)構(gòu)服役過程中車身焊點的承載特性進行評估［15］.由于AA6061-T6 鋁合金材料對應(yīng)變率不敏感，所以在本節(jié)的碰撞分析中忽略應(yīng)變率對車身結(jié)構(gòu)力學(xué)響應(yīng)的影響［16-19］.通過結(jié)構(gòu)的FE 分析，獲得接頭在軸向以及切向的應(yīng)力分量，并對它們進行歸一化處理，獲得接頭在典型位置的多工況服役性能的評價指標(biāo).對車身結(jié)構(gòu)的FE模型進行典型工況的加載，典型工況的載荷和邊界條件如圖9 所示.在彎曲工況中，固定車身的4 個懸架安裝孔在3個方向上的移動自由度（Ux=Uy=Uz=0，SPC1，2，3）.在前后懸架的中點加載z方向的載荷（Fz=6 000 N），如圖9（a）所示.在焊點扭轉(zhuǎn)工況中，約束汽車后懸架的2 個安裝孔沿著3 個方向的移動自由度（Ux=Uy=Uz=0，SPC1，2，3）.此外，還約束了防撞梁的中點沿y軸移動自由度外的其他移動自由度（Ux=Uz=0，SPC1，3）.在前懸架安裝點施加載荷，形成對車身結(jié)構(gòu)的彎矩（T=2 000 N·m）.扭轉(zhuǎn)工況下的載荷和邊界條件如圖9（b）所示.在車身結(jié)構(gòu)的正碰分析過程中，對整體施加x方向的速度（vx=50 km/h），如圖9（c）所示.為了測試側(cè)碰工況對車身結(jié)構(gòu)的影響，剛性柱放置在前后懸架安裝孔的中點，并且設(shè)置75°方向的行駛速度，使車身結(jié)構(gòu)碰撞剛性柱，如圖9（d）所示.

圖8 考慮多工況的車身焊點服役性能評價方法的流程圖Fig.8 Flow chart of service performance evaluation method for body solder joints considering multiple working conditions

圖9 典型工況的載荷和邊界條件Fig.9 Loading and boundary conditions for typical working conditions

通過1D Beam 單元對焊點的連接進行簡化，在分析過程中，需要將全局坐標(biāo)系下的載荷和應(yīng)力結(jié)果轉(zhuǎn)化到梁單元的局部坐標(biāo)系.在外載荷作用下，梁單元受到軸向應(yīng)力σ以及沿著軸向（rs）和切向（tr）方向上的兩個剪切應(yīng)力.對兩個垂直方向上的剪切應(yīng)力進行合成.

式中：τ為焊點的合成剪切應(yīng)力；分別為焊點梁單元在rs和tr方向上剪切應(yīng)力的分量.

車身結(jié)構(gòu)中，典型位置的焊點梁單元測點的正應(yīng)力σi和合成剪切應(yīng)力τi的權(quán)重分別為：

式中：ωai和ωsi分別為典型工況下焊點簡化梁單元的正應(yīng)力和合成剪切應(yīng)力的權(quán)重.接頭在車身結(jié)構(gòu)典型位置的正應(yīng)力和合成剪切應(yīng)力的權(quán)重分別為：

式中：α和β分別為焊點的軸向載荷和剪切方向的載荷權(quán)重；ni為車身結(jié)構(gòu)中典型位置的焊點測點的數(shù)量.

焊點的多工況服役性能可以通過線性無關(guān)的軸向應(yīng)力和剪切應(yīng)力基底進行表示［14］.本節(jié)將車身焊點的服役性能的評價指標(biāo)定義為：

式中：ηi（i=1，2，3）分別代表3 種焊點的多工況服役性能；分別為焊點對應(yīng)的剝離和拉剪失效載荷.

表3 全鋁車身在4種工況下典型連接位置處的軸向與剪切應(yīng)力的權(quán)重Tab.3 Axial and shear stress weights for the aluminum body at typical positions under the four types of working conditions

有限元分析獲得了4 種工況下203 個焊點測點的應(yīng)力變化結(jié)果.其中，彎曲和扭轉(zhuǎn)工況選取應(yīng)力曲線的最后時刻進行正應(yīng)力和剪切應(yīng)力的權(quán)重計算.而正碰和側(cè)碰工況選取結(jié)果曲線中應(yīng)力的最大值計算權(quán)重.表3為全鋁車身在4種工況下典型連接位置處的軸向與剪切應(yīng)力的權(quán)重，由表3 可知，焊點承受的軸向載荷要明顯大于剪切方向的載荷.

圖10 為典型連接位置的應(yīng)力權(quán)重與焊點服役性能.由圖10（a）可知，車身的焊點主要承受軸向應(yīng)力的作用.由圖10（b）可知，SFSSW 焊點在前縱梁等8個典型測量位置均表現(xiàn)出最高的服役性能，CFSSW接頭次之，PFSSW 接頭的服役性能最差.在車身結(jié)構(gòu)的前縱梁連接部分（區(qū)域A）3 種焊點均表現(xiàn)出最高的焊點服役性能；地板橫梁與地板縱梁的連接部分（區(qū)域G）表現(xiàn)出最低的焊點服役性能，應(yīng)適當(dāng)增加焊點的數(shù)量以保證結(jié)構(gòu)的安全性.圖11 為車身結(jié)構(gòu)典型位置的焊點服役性能比較.由圖11 可知，在側(cè)圍與頂橫梁（區(qū)域D）以及地板橫梁與地板縱梁連接區(qū)域（區(qū)域G），PFSSW 接頭對結(jié)構(gòu)的服役性能的降低程度較高，應(yīng)選用SFSSW 或CFSSW 工藝進行連接.最優(yōu)參數(shù)下的SFSSW 接頭在車身側(cè)圍與頂橫梁連接區(qū)域的服役性能相較于CFSSW 和PFSSW 分別提高了28.97%和48.86%.

圖10 典型連接位置的應(yīng)力權(quán)重與焊點服役性能Fig.10 Stress weight and service performance of welds in the typical joining positions

圖11 車身結(jié)構(gòu)典型位置的焊點服役性能比較Fig.11 Service performance comparisons of welds in typical positions of the body structure

3 結(jié)論

為了解決鋁合金材料熔焊帶來的焊接缺陷問題，本文采用攪拌摩擦焊接對車身用AA6061-T6 鋁薄板進行連接.分別對比了最優(yōu)參數(shù)下，CFSSW、PFSSW 和SFSSW 焊點的拉剪和剝離力學(xué)性能.并且，針對車身結(jié)構(gòu)的典型連接位置，建立了焊點服役性能與力學(xué)性能的內(nèi)在聯(lián)系，并對3 種焊點的服役性能進行了比較.本文的主要結(jié)論如下：

1）比較了最優(yōu)參數(shù)下3 種焊點的力學(xué)性能，SFSSW 的拉剪和剝離力學(xué)性能均高于CFSSW 和PFSSW接頭.

2）將焊點通過1D Beam 單元進行簡化，比較了車身結(jié)構(gòu)典型連接位置處的軸向和切向載荷的占比.結(jié)果表明，車身結(jié)構(gòu)的典型連接位置處的焊點主要承受軸向載荷的作用.

3）建立了車身結(jié)構(gòu)典型連接位置處的焊點服役性能的評價方法，并對3 種焊點的多工況服役性能進行了比較.結(jié)果表明，SFSSW 的服役性能均高于CFSSW和PFSSW接頭.