鋁合金-膠膜壓印/粘接復(fù)合連接工藝及接頭失效分析

陳江波，曾凱，邢保英，張洪申，丁燕芳，何曉聰

昆明理工大學(xué) 機電工程學(xué)院，昆明 650500

在航空、航天、船舶、車輛等工業(yè)領(lǐng)域，為減輕結(jié)構(gòu)重量和延長使用壽命越來越多地采用輕量化技術(shù)，輕量化可使運輸過程變得高效而經(jīng)濟，因此受到現(xiàn)代工業(yè)的高度重視［1-3］。機身結(jié)構(gòu)輕量化設(shè)計制造理念的提出，促使薄板材料連接技術(shù)不斷推陳出新。壓印連接是一種傳統(tǒng)的機械變形連接技術(shù)［4］，成型過程通過沖頭沖壓使板材局部發(fā)生塑性大變形，形成具有一定強度的機械內(nèi)鎖節(jié)點，實現(xiàn)了輕質(zhì)合金材料高效、可靠的連接［5］。為了提升連接節(jié)點的密封性，降低壓印節(jié)點應(yīng)力集中，延長結(jié)構(gòu)的疲勞壽命，將粘接與壓印技術(shù)相結(jié)合，形成了壓印/粘接復(fù)合連接技術(shù)［6-8］。

針對壓印/粘接復(fù)合連接技術(shù)，國內(nèi)外學(xué)者開展了大量的研究工作。Moroni 等［9］嘗試將粘接與壓印進行結(jié)合，結(jié)果表明能量吸收值和接頭剛度都有較大的提升。Balawender 等［10］研究了在粘接劑固化之前和固化之后進行沖壓形成的兩種接頭的力學(xué)性能差異，發(fā)現(xiàn)在粘接劑固化之前進行沖壓再固化可以得到力學(xué)性能更優(yōu)的壓印/粘接接頭。Gerstmann 和Awiszus［11］通過數(shù)值模擬的方法，對比了壓/粘復(fù)合連接與粘接連接的力學(xué)性能。Zhuang 等［12］針對粘接劑的5 種不同固化程度，研究其對成型過程和力學(xué)性能的影響，固化度為0.57 時，發(fā)生頸部斷裂，力學(xué)性能最差。邢保英等［13］采用數(shù)理統(tǒng)計的方法對比分析了加入粘接劑前后壓印接頭力學(xué)性能的變化，結(jié)果表明加入粘接劑后接頭的力學(xué)性能得到了較大提升。初明明等［14］將泡沫鎳夾層置于壓印/粘接復(fù)合連接中，探究其可行性，采用的膠為液體結(jié)構(gòu)膠。雷蕾等［15］制備了壓/粘復(fù)合接頭和粘接接頭，通過拉剪試驗對比兩種接頭的靜力學(xué)強度及承載能力。

然而，在以上壓印/粘接復(fù)合連接研究和實際應(yīng)用中，通常采用的是液體結(jié)構(gòu)膠，材料連接過程中容易出現(xiàn)膠體外溢、膠層氣泡等缺陷，進而給結(jié)構(gòu)件的清理以及連接質(zhì)量穩(wěn)定性帶來不利影響［16-19］。相較于液體膠，熱熔膠膜常溫下呈固態(tài)。在一定的溫度、壓力下，熱熔膠可以快速實現(xiàn)結(jié)構(gòu)材料的粘接，加工和使用過程也不會產(chǎn)生任何對人體有害的物質(zhì)，不會帶來環(huán)境污染［20］。因此，熱熔膠膜有逐漸替代傳統(tǒng)液體膠的趨勢，在對綠色安全性要求較高的汽車、家電等領(lǐng)域中有著廣闊的應(yīng)用前景。

以熱熔膠膜作為粘接劑，主要開展壓印/粘接復(fù)合連接工藝的試驗研究，結(jié)合有限元建模分析，辨析工藝參數(shù)對接頭力學(xué)性能的影響規(guī)律及其斷裂失效特征。

1 試驗方法

1.1 試件制備

為了建立多元非線性回歸模型，試驗用材料分別為5182、5052 和6061 3 種鋁合金薄板，硬度分別為18 HRB、32 HRB、56 HRB。板材規(guī)格為110 mm×20 mm×2 mm，采用單搭接頭，搭接區(qū)長度為20 mm，為減少因附加扭矩產(chǎn)生的試驗誤差，在接頭兩端夾頭夾持部位裝夾規(guī)格為20 mm×20 mm×2 mm 的墊片，如圖1 所示。試驗采用氣液增力缸式?jīng)_壓設(shè)備進行壓印連接，通過預(yù)試驗，將上模具固定直徑為5.2 mm 的沖頭，下模具選用9012 整體式模具（下模腔內(nèi)徑為9 mm，模腔深度為1.2 mm）。試件制備流程為：先用砂紙對搭接區(qū)進行打磨，隨后用無水乙醇對板材表面進行脫脂處理，在空氣中干燥后將裁剪好的膠膜覆蓋在搭接區(qū)，上下板材定位，將定位好的試件進行壓印連接（圖2），最后將連接好的試件放置于恒溫干燥箱：先由室溫（約20 ℃）升溫到200 ℃保溫3 h，使膠膜完全熔化，隨后將溫度降至100 ℃保溫1 h，使膠層凝固，最后降至25 ℃固化24 h 使膠層完全凝固。為了達到較好的粘接效果，在固化過程中僅使用相同型號的長尾夾進行機械夾緊。膠膜壓印/粘接復(fù)合連接所用膠膜為聚酯（Polyester， PES）熱熔膠膜，由于熱熔膠膜本身就具有確定的厚度，因此，在進行試件制作時選擇不同厚度的膠膜覆蓋于搭接區(qū)。壓印/粘接接頭截面如圖3 所示。

圖1 試件的形狀及尺寸Fig.1 Shape and size of specimen

圖2 膠膜壓印/粘接復(fù)合連接工藝流程Fig.2 Clinch-bonded hybrid connection process with adhesive film

圖3 壓印/粘接接頭截面Fig.3 Clinch-bonded joints section

1.2 響應(yīng)面試驗設(shè)計

1.2.1 試驗方案

響應(yīng)面法（Response Surface Methodology，RSM）是一種以試驗設(shè)計為基礎(chǔ)的研究方法，在多變量問題建模以及問題分析過程中使用的頻率較高。因此采用Box-Behnken 設(shè)計（Box-Behnken Design， BBD）方法，對壓印/粘接復(fù)合連接工藝進行設(shè)計，以沖壓力、膠膜厚度、板材硬度以及各因素之間的交互作用為影響因素，在進行復(fù)合連接工藝的預(yù)試驗以后，確定如表1 所示的試驗因素及水平。試驗方案及結(jié)果如表2 所示。

表1 試驗因素及水平設(shè)計Table 1 Design of test factors and levels

表2 壓印/粘接接頭試驗方案及結(jié)果Table 2 Testing schemes and results of clinch-bonded joints

1.2.2 響應(yīng)面模型

基于RSM 法，以失效載荷、能量吸收值（即接頭載荷-位移曲線中載荷對位移的積分）為響應(yīng)值，沖壓力、膠膜厚度和板材硬度及各因素間交互作用為影響因素建立響應(yīng)面模型，采用最小二乘法進行回歸方程的擬合，并通過方差分析表對模型的顯著性進行檢驗，根據(jù)顯著性判斷條件P＞F，設(shè)定顯著性水平為0.05，當(dāng)P＜0.05 時，認為該指標(biāo)顯著，當(dāng)P＜0.01 時，即為高度顯著。對回歸方程進行優(yōu)化，優(yōu)化后得到接頭的失效載荷和能量吸收值的回歸模型分別為

式（1）為失效載荷優(yōu)化模型，式（2）為能量吸收值優(yōu)化模型。表3 為所得模型方差分析，由表3可知，失效載荷與能量吸收值模型的P分別為0.002 8、0.005 5，遠小于設(shè)定的顯著性水平，說明兩個模型高度顯著，回歸方程能夠很好地擬合真實曲面。

表3 模型方差分析Table 3 Variance analysis of model

1.2.3 驗證試驗

為驗證響應(yīng)面回歸模型的準(zhǔn)確度，隨機設(shè)計兩組試驗進行驗證，按試件工藝流程制作完成后進行拉剪試驗獲取載荷位移曲線，并計算能量吸值，同時借助回歸模型計算其預(yù)測值，結(jié)果如表4所示。失效載荷的預(yù)測值與試驗值的最大誤差為11.42%，能量吸收值的最大誤差為7.9%，試驗驗證表明所得到回歸模型與實際值存在一定誤差，誤差在可接受范圍內(nèi)，具有較高的可靠度。

表4 驗證試驗結(jié)果Table 4 Results of verification test

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 因素影響分析

圖4 為單因素及交互作用對失效載荷的影響。由圖4（a）可知，在設(shè)定的因素范圍內(nèi)，板材硬度和沖壓力與失效載荷均呈正相關(guān)性，失效載荷隨膠膜厚度增加呈先減后增的趨勢。隨著板材硬度的增加，接頭失效載荷逐漸上升，這是由于硬度的增加會使板材抵抗變形的能力變強，但板材硬度并不是越高越好，硬度越高所需要的沖壓力也就越大，接頭的成形也就越不容易，鑲嵌量也因此下降，進一步導(dǎo)致接頭的拉剪載荷下降。沖壓力與失效載荷呈正線性關(guān)系，隨著沖壓力的增加，失效位移變大，失效載荷也在持續(xù)增加，沖壓力的增加會使得成形后的接頭搭接區(qū)兩板之間的間隙不斷減小，這為熔化后的膠膜與基板的粘接提供了良好條件。而膠膜厚度對失效載荷的影響微小，隨膠膜厚度增加失效載荷呈先減后增趨勢。理論上膠膜厚度對粘接強度應(yīng)是有較大影響的，因為在載荷達到最大值即峰值載荷前，主要承載的是膠層，但此次試驗發(fā)現(xiàn)膠層厚度對接頭強度的影響卻是最小的，這主要是因為不同厚度膠膜的加入會使接頭產(chǎn)生與膠膜厚度相接近的間隙，間隙的大小也就決定了膠膜與板材之間的貼合程度，當(dāng)間隙比膠膜厚度小時二者貼合程度高，最終粘接效果也更好。但間隙的大小是隨著膠膜厚度的變化而變化的，因此，膠膜厚度增加也會使間隙增加，粘接效果也就不會出現(xiàn)顯著的提升，導(dǎo)致其對失效載荷的影響變?yōu)樽畹汀Ｓ蓤D4（b）、圖4（c）可以看出，沿45°角方向失效載荷由左下角的低點上升到右上角的高點，且等高線從左下角到右上角是逐漸變密的，這表明當(dāng)板材硬度及沖壓力處于低位值區(qū)間時提升二者數(shù)值并不能使接頭的失效載荷快速提升，當(dāng)二者都處于高位值區(qū)間時，板材硬度及沖壓力的小幅升高都會使接頭的失效載荷出現(xiàn)較大的提升。其原因主要是當(dāng)膠膜厚度一致時，同步提升板材硬度和沖壓力接頭，最終的成型效果是接近的，即頸部厚度和底切量差距不大（頸部厚度與底切量如圖3 所示）。但在拉伸過程中，板材硬度高的接頭剛度大，拉伸時抵抗變形的能力更強，拉伸時引入的剝離力（垂直于搭接區(qū)板面的力）更小，同時將壓印點處上板從下板中拉脫或?qū)㈩i部拉斷需要的力也由于板材硬度的提升而增加，多種因素疊加下呈現(xiàn)了圖4 中所示規(guī)律。

圖4 單因素及交互作用對失效載荷的影響Fig.4 Influence of single factor and interaction on failure load

能量吸收值是失效載荷和失效位移的綜合評價標(biāo)準(zhǔn)，為拉剪過程中載荷對位移的積分，可以很好地反映接頭的緩沖吸震能力［21］。圖5 為單因素及交互作用對能量吸收值的影響規(guī)律，由圖5（a）可知，能量吸收值隨著板材硬度的增加呈先增后減的趨勢，試驗中板材硬度的增加可以提高失效載荷數(shù)值，使抵抗變形的能力得到提升，進一步促使接頭緩沖吸震的能力增強，但繼續(xù)增大到一定值時，雖然失效載荷很大，但由于接頭剛度較大，容易發(fā)生脆性斷裂，導(dǎo)致接頭緩沖吸震的能力增長緩慢。沖壓力與能量吸收值呈正線性關(guān)系，沖壓力的增加對能量吸收值只有微小的提升，這是由于能量吸收值主要取決于材料本身的塑性。能量吸收值隨膠膜厚度增加呈先減后增的趨勢，由圖5（b）、圖5（c）可以看出，能量吸收值的低點位于板材硬度最高處，高點則存在于右側(cè)膠膜厚度最大處。因此，只有當(dāng)膠膜厚度較大時，等高線才逐漸稠密，在其他情況下是相對稀疏的，尤其是當(dāng)板材硬度低于46.5 HRB 且膠膜厚度低于0.12 mm 時等高線尤為稀疏，這說明當(dāng)膠膜厚度較高、板材硬度不過高時接頭的緩沖吸震能力較強。膠膜厚度高可以保證接頭具有相對較高的承載力，不至于快速失效，板材硬度不過高可以使整個接頭具有一定的延展性，不會使載荷全部直接作用于膠層，膠層就不會直接發(fā)生脆性斷裂，能量吸收值自然高。因此，接頭緩沖吸震的能力的提升要注意斷裂部位的承載能力和整體結(jié)構(gòu)剛度的變化。

圖5 單因素及交互作用對能量吸收值的影響Fig.5 Influence of single factor and interaction on energy absorption value

2.2 接頭斷裂失效分析

為了進一步闡明接頭斷裂失效過程，采用仿真與試驗相結(jié)合的方式［22］，借助ABAQUS 工具軟件模擬接頭受載過程機械內(nèi)鎖的形變過程，通過建立圖3 所示的壓印/粘接接頭有限元仿真模型，仿真模型中基板和膠層分別采用GTN（Gurson Tvergaard-Needleman）模型和內(nèi)聚力模型，膠層與板材采用TIE 綁定［23-25］。設(shè)置通用接觸模擬膠層失效后板材之間的接觸。采用COH3D8六面體單元劃分網(wǎng)格，堆疊方向為厚度方向，圖6為膠膜壓印/粘接接頭有限元模型截面對比。圖7為接頭機械內(nèi)鎖失效分析示意圖。

圖6 膠膜壓印/粘接接頭1/4 截面對比Fig.6 Comparison of quarter section for clinch-bonded joints with adhesive film

圖7 接頭機械內(nèi)鎖失效分析示意圖Fig.7 Failure analysis diagram of joint mechanical internal lock

圖8 為壓印/粘接接頭試驗拉脫失效過程的采集圖像。定義接頭的失效分數(shù)λ分析失效過程中接頭內(nèi)鎖區(qū)變化：

圖8 壓印/粘接接頭試驗拉脫失效過程Fig.8 Pull-though failure process of clinched joints and clinch-bonded joints test

式中：St為接頭拉伸端的位移；Smax為接頭完全失效時的位移。

從圖8 來看，接頭受拉時，膠層會最先承載，由于膠層的剛度低，受載時會直接將力傳遞。所以載荷繼續(xù)施加以后區(qū)域3 和區(qū)域4（區(qū)域劃分參照圖7）的頸部附近逐漸出現(xiàn)縫隙，即λ=0.103，0.213 時，此時內(nèi)鎖區(qū)各區(qū)域之間無相對運動，壓印點周圍搭接區(qū)的膠層并未發(fā)生失效。隨載荷的增加，搭接區(qū)的膠層和壓印點底部的膠層出現(xiàn)瞬間失效，區(qū)域3 和區(qū)域4 直接分離，即λ=0.487 時。隨后區(qū)域2 在載荷的作用下沿區(qū)域1 和2 的接觸曲面產(chǎn)生相對滑動。由于凸起部位的存在，兩區(qū)域滑動過程中產(chǎn)生了不同程度的塑性變形，即λ=0.564，0.709 時。區(qū)域1 受壓產(chǎn)生了微小的變形，力則經(jīng)區(qū)域2 傳遞到整個上板壓印點區(qū)域，導(dǎo)致該區(qū)域整體向下偏移，區(qū)域2 頸部被拉伸但未斷裂，接頭完全失效，即λ=0.962時。

結(jié)合壓/粘接頭拉脫失效仿真過程（圖9）分析發(fā)現(xiàn)，在載荷剛施加（λ=0.095）時區(qū)域1 和2組成的內(nèi)鎖區(qū)部位的應(yīng)力明顯增大，且區(qū)域2 的頸部是應(yīng)力值最高的部位。隨著載荷的增加，λ=0.238，0.428，0.524 時，可以看到以區(qū)域2 頸部為起點，應(yīng)力最終擴散到整個上板壓印點區(qū)域，應(yīng)力峰值區(qū)域則主要在頸部附近。當(dāng)λ=0.952 時，殘余應(yīng)力主要分布在上板壓印點區(qū)域和下板右側(cè)承載區(qū)域，這與試驗所反映出的變化規(guī)律相符。

圖9 壓印/粘接接頭仿真拉脫失效過程Fig.9 Simulation of pull-though failure process of clinch-bonded hybrid joints

圖10 為壓印/粘接接頭試驗混合失效過程的采集圖像。從圖像來看，載荷剛施加時，區(qū)域1 和2 之間開始出現(xiàn)縫隙并逐漸擴大，即λ=0.163時。隨后膠層在載荷的作用下失效，主要承載點變?yōu)閰^(qū)域3 和4 組成的內(nèi)鎖區(qū)，即λ=0.345 時。在載荷的作用下，區(qū)域3 開始沿接觸面滑動，但兩區(qū)域的凸起部位并未滑動分離失效，而是形成二次互鎖，導(dǎo)致頸部受拉伸斷裂，即λ=0.624，0.801 時。之后載荷繼續(xù)增加，裂紋沿頸部擴展。最終，以區(qū)域3 和4 接觸部位為支點，載荷通過少部分未斷裂頸部使已斷裂區(qū)域旋轉(zhuǎn)脫出，形成混合失效，即λ=0.922 時。

圖10 壓印/粘接接頭試驗混合失效過程Fig.10 Mixed failure process of clinch-bonded joints in tests

結(jié)合壓印/粘接接頭試驗混合失效仿真過程（圖11）分析發(fā)現(xiàn)，最初接頭作為一個整體承載，膠層附近的基板和壓印點內(nèi)部都有較高的應(yīng)力，即λ=0.130 時。在區(qū)域3 和4 之間出現(xiàn)明顯的縫隙時，膠層的承載力明顯下降了，即λ=0.217時，可以看到此時頸部的應(yīng)力值已經(jīng)是所有區(qū)域中最高的。膠層失效后，頸部附近的應(yīng)力值不斷上升，即λ=0.435，0.652 時。當(dāng)頸部發(fā)生斷裂后，已斷裂的頸部應(yīng)力得到了釋放，未斷裂頸部應(yīng)力則不斷攀升。同時，區(qū)域2 的底部內(nèi)鎖結(jié)構(gòu)在頸部只有少部分斷裂時仍舊受載，具有較高的應(yīng)力值，而當(dāng)旋轉(zhuǎn)發(fā)生后，該區(qū)域幾乎不受載，應(yīng)力明顯降低，此時，整個接頭的應(yīng)力峰值主要集中于未斷裂的頸部，即λ=0.902，0.987 時，最終失效。

圖11 壓印/粘接接頭仿真混合失效過程Fig.11 Simulation of mixed failure process for clinch-bonded hybrid joints

為更好地預(yù)測接頭的失效形式，以壓印點中心為圓心，分別以壓印點中心到區(qū)域1 和2 凸起部位邊緣距離為中心畫圓，兩圓圍成一個圓環(huán)，表示完整接頭的內(nèi)鎖關(guān)系，兩圓之間的距離即為底切量。將圓環(huán)分為A、B、C、D4 個區(qū)域（圖7）。沿加載方向在圓環(huán)的C區(qū)和D區(qū)各畫一條直線，如圖11（e）、圖11（f）中虛線框內(nèi)所示，這兩條線代表該位置沿加載方向的內(nèi)鎖長度。顯然C區(qū)的內(nèi)鎖長度要高于D區(qū)的內(nèi)鎖長度，因此4 個區(qū)域中，D區(qū)失效難度最小，A區(qū)最大，B區(qū)等于C區(qū)但皆大于D區(qū)。不同區(qū)域的失效對應(yīng)著不同的失效模式。通過試驗與仿真分析可知A區(qū)為4個區(qū)域中主要承載區(qū)，若A區(qū)域最終失效，則接頭發(fā)生以拉脫為主的失效形式，若頸部未斷裂則為拉脫失效，若頸部斷裂則發(fā)生混合失效。

3 結(jié) 論

1） 熱熔膠膜作為粘接劑引入到壓印連接技術(shù)中，可以填補粘接接頭處的空隙，有利于抵抗外界對接頭內(nèi)部造成的腐蝕破壞，對試件接頭力學(xué)性能有較好的提升。

2） 方差分析表明，膠膜厚度對能量吸收值影響最為顯著，板材硬度次之，沖壓力影響最弱；板材硬度對失效載荷影響最為顯著，沖壓力次之，膠膜厚度影響最弱。多元回歸模型與試驗數(shù)據(jù)吻合較好，可以將回歸模型作為粘接強度預(yù)測模型，以指導(dǎo)膠膜在工程中的實際應(yīng)用。

3） 通過試驗與有限元分析發(fā)現(xiàn)，接頭失效形式主要以拉脫失效和混合失效（拉脫與頸部斷裂同時發(fā)生）為主。拉剪過程中，載荷首先作用于膠膜，然后逐漸向中心壓印點傳遞，直至膠膜失效后，由壓印點單獨承載，沿受載方向，靠近下板搭接區(qū)末端的頸部作為主要承載部位；若該區(qū)域失效，則接頭發(fā)生以拉脫失效為主的失效模式，若該區(qū)域未完全失效，則接頭發(fā)生以混合失效為主的失效模式。