鋁鋼電阻單元焊沖裁過(guò)程建模

何冠中 樓銘 馬運(yùn)五 李永兵

1．上海交通大學(xué)機(jī)械系統(tǒng)與振動(dòng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海，2002402．上海交通大學(xué)上海市復(fù)雜薄板結(jié)構(gòu)數(shù)字化制造重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海，200240

0 引言

為應(yīng)對(duì)日益嚴(yán)峻的能源危機(jī)和環(huán)境污染的挑戰(zhàn)，節(jié)能減排已成為現(xiàn)代汽車(chē)工業(yè)的必然要求。車(chē)身輕量化作為節(jié)能減排的有效手段，越發(fā)得到各大汽車(chē)企業(yè)的重視[1]。鋁合金因其比強(qiáng)度高、密度低、耐腐蝕性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，已替代部分鋼材被越來(lái)越多地應(yīng)用于車(chē)身制造。綜合考慮車(chē)身制造成本和減重效果，鋁鋼混用已經(jīng)成為輕量化車(chē)身發(fā)展的必然趨勢(shì)[2-3]。電阻點(diǎn)焊作為車(chē)身裝配的傳統(tǒng)點(diǎn)連接工藝，憑借其接頭強(qiáng)度高、能耗低、效率高等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于傳統(tǒng)鋼制車(chē)身焊裝。然而，鋁合金等輕質(zhì)材料的應(yīng)用對(duì)傳統(tǒng)點(diǎn)連接技術(shù)提出了巨大挑戰(zhàn)，由于鋁和鋼之間的熱物理屬性差異較大且熔焊時(shí)易形成硬脆的金屬間化合物，傳統(tǒng)電阻點(diǎn)焊工藝難以實(shí)現(xiàn)鋁鋼等異種金屬材料的有效連接[4]。自沖鉚接作為一種高效的冷成形工藝，以其無(wú)熱效應(yīng)、能耗低、易于自動(dòng)化生產(chǎn)等特點(diǎn)，成為當(dāng)前全鋁和鋁鋼混合車(chē)身的主要連接技術(shù)[5]。但是由于鉚釘硬度和設(shè)備噸位的限制，當(dāng)連接一些如先進(jìn)高強(qiáng)鋼/超高強(qiáng)鋼等高強(qiáng)度、高硬度材料時(shí)，自沖鉚接過(guò)程中鉚釘腿部易發(fā)生嚴(yán)重墩粗，從而無(wú)法獲得有效的機(jī)械互鎖。

鑒于上述問(wèn)題，MESCHUT等[6]提出了一種“電阻單元焊(resistance element welding，REW)”方法以實(shí)現(xiàn)鋁合金與鋼之間的可靠連接。電阻單元焊是一種利用輔助單元實(shí)現(xiàn)異種板材連接的技術(shù)，其典型流程如下：首先根據(jù)鋁板厚度及待焊鋼板材質(zhì)選擇具有合適尺寸及材質(zhì)的鉚釘；然后將鋁板的待連接區(qū)域放置于落料模上，利用沖頭將鉚釘預(yù)置在鋁板內(nèi)；之后將點(diǎn)焊電極對(duì)準(zhǔn)鋁板上預(yù)置的鉚釘，對(duì)其與下層鋼板施焊；最后在鉚釘?shù)撞颗c鋼板之間形成焊核，并把鋁板“鎖”在鉚釘與下層鋼板之間。該方法充分利用鉚接和點(diǎn)焊的特點(diǎn)，巧妙地將異種金屬連接問(wèn)題轉(zhuǎn)化為同種金屬焊接問(wèn)題。因此，理論上該方法可被應(yīng)用于連接各類(lèi)異種材料匹配，具有廣泛的適用性。

作為一項(xiàng)新型異種材料連接技術(shù)，電阻單元焊目前國(guó)內(nèi)外公開(kāi)的相關(guān)研究?jī)?nèi)容還較少。MESCHUT等[7]在超高強(qiáng)鋼與鋁合金的幾種創(chuàng)新連接工藝比較中，發(fā)現(xiàn)電阻單元焊在加膠后連接鋁合金和硼鋼時(shí)，能獲得比自沖鉚接和熱熔自攻絲鉚接等異種金屬連接工藝更強(qiáng)的拉剪強(qiáng)度。凌展翔等[8-9]針對(duì)鋁合金和硼鋼這一匹配，將其與傳統(tǒng)電阻點(diǎn)焊工藝相比較，并從電阻單元焊的接頭力學(xué)性能、拉剪試驗(yàn)斷口形貌、微觀組織及接頭硬度分布規(guī)律等多角度展開(kāi)系統(tǒng)研究。

國(guó)內(nèi)外現(xiàn)有研究均是針對(duì)電阻單元焊工藝的焊接過(guò)程和接頭整體性能而展開(kāi)的，缺乏對(duì)其沖裁階段的研究。近年來(lái)，已有許多學(xué)者對(duì)普通沖裁與精密沖裁的斷裂過(guò)程機(jī)理進(jìn)行了研究，并針對(duì)不同的金屬提出了相應(yīng)的斷裂模型[10-14]。然而，由于電阻單元焊沖裁階段獲得的接頭特征對(duì)后續(xù)焊接階段熱變形與焊后殘余應(yīng)力分布等特性有重要影響，因此不僅要關(guān)心其沖裁過(guò)程中鉚釘和落料模幾何形貌對(duì)沖裁力和斷口的影響，更要關(guān)心沖裁結(jié)束后鉚釘與上層鋁板間的接觸狀態(tài)。為此，本研究擬通過(guò)有限元仿真的方法研究鉚釘、落料模形貌對(duì)電阻單元焊沖裁過(guò)程以及沖裁后接頭質(zhì)量的影響規(guī)律，為電阻單元焊工藝的鉚釘與模具設(shè)計(jì)提供借鑒。

1 模型建立

模型建立與求解過(guò)程如下：首先在AutoCAD軟件中建立鉚釘和模具的幾何模型，將其導(dǎo)入HYPERMESH中劃分有限元網(wǎng)格并生成可導(dǎo)入LS-DYNA的k文件。然后在LS-PREPOST中編輯相應(yīng)關(guān)鍵字，最后提交LS-DYNA求解器進(jìn)行求解計(jì)算。計(jì)算結(jié)束后，在LS-PREPOST中查看并分析結(jié)果。

1.1 幾何建模與網(wǎng)格剖分

沖裁設(shè)備由沖頭、壓邊圈、落料模組成，工作時(shí)沖頭將驅(qū)動(dòng)鋼制鉚釘向下沖裁被壓緊在壓邊圈和落料模中的鋁板。考慮到本模型中各部件均為軸對(duì)稱狀態(tài)，為提高計(jì)算效率，將其簡(jiǎn)化為二維軸對(duì)稱模型開(kāi)展仿真研究，如圖1a所示。鉚釘、鋁合金板、壓邊圈和落料模等的關(guān)鍵幾何尺寸如圖1b所示，其中鉚釘腿部半徑為2 mm，鋁合金板厚度為1.4 mm。本文分別選取五個(gè)重要變量，即鉚釘腿部末端傾斜角度α、鉚釘頭部?jī)A斜角度β、落料模凸臺(tái)高度h、落料模凸臺(tái)寬度l以及鉚釘腿部和落料模之間的間隙g來(lái)研究上述形貌特征對(duì)沖裁結(jié)果的影響。

三維示意圖 二維簡(jiǎn)化模型(a)結(jié)構(gòu)示意圖

(b)模型關(guān)鍵幾何尺寸圖1 電阻單元焊鉚釘沖裁結(jié)構(gòu)示意圖與幾何尺寸Fig.1 Geometrical model of REW punching set-up and key dimensions

本模型各個(gè)部件均定義為二維實(shí)體單元，網(wǎng)格劃分如圖2所示。鉚釘網(wǎng)格尺寸為0.15 mm。為同時(shí)保證仿真精度和計(jì)算效率，鋁板主體網(wǎng)格尺寸設(shè)定為0.14 mm，而將鋁板斷裂處(長(zhǎng)為1.2 mm)的網(wǎng)格尺寸設(shè)定為0.05 mm。整個(gè)仿真模型網(wǎng)格數(shù)量為3 528，節(jié)點(diǎn)數(shù)為3 823。

圖2 電阻單元焊沖裁過(guò)程有限元仿真模型與網(wǎng)格剖分Fig.2 FE model of REW punching process and mesh strategy

1.2 材料特性與斷裂準(zhǔn)則

本研究所用鋼制鉚釘通過(guò)多沖程冷鐓工藝獲得，其母材為CA340。由于鉚釘在冷鐓成形制造過(guò)程中存在加工硬化等現(xiàn)象，所以實(shí)際鉚釘?shù)膹?qiáng)度要高于母材。考慮到鉚釘幾何形貌不規(guī)則，難以通過(guò)標(biāo)準(zhǔn)材料力學(xué)試驗(yàn)手段獲取其力學(xué)性能參數(shù)，為此本文通過(guò)測(cè)量鉚釘與母材的硬度比例關(guān)系來(lái)反推鉚釘實(shí)際的屈服強(qiáng)度和拉伸強(qiáng)度[15-16]。維氏硬度計(jì)測(cè)得鉚釘和原始母材平均硬度分別為281.2 HV和213.6 HV，按此硬度比例關(guān)系對(duì)母材的屈服強(qiáng)度和拉伸強(qiáng)度進(jìn)行比例縮放，得到最終鉚釘?shù)那?qiáng)度和拉伸強(qiáng)度分別為500 MPa和592 MPa。表1所示為仿真模型中所用的鋁合金5182和鋼制鉚釘?shù)牟牧蠈傩浴?/p>

表1 鋁板與鉚釘?shù)牟牧蠈傩訲ab.1 Material properties of aluminum and rivet

為模擬鋁板在沖裁過(guò)程中的裂紋擴(kuò)展過(guò)程，需設(shè)置材料的失效斷裂條件。研究表明，鋁合金沖裁模具的間隙小于板厚的6%時(shí)，材料剪切面上的光亮帶比例減小，剪切斷裂帶增大, 可以認(rèn)為是純剪[17]。本試驗(yàn)中鋁板厚度t=1.4 mm，鉚釘腿部外徑與落料模內(nèi)徑相差0.1 mm，即兩部件間隙為0.05 mm，小于板厚的6%，滿足純剪切的判斷條件，故本文采用剪切應(yīng)變?chǔ)?0.6作為失效模式判據(jù)。

1.3 求解條件設(shè)置

本仿真模型中沖頭、壓邊圈、落料模設(shè)為剛體，鋁板和鋼制鉚釘設(shè)為變形體。模型中各部件的接觸均設(shè)置為二維網(wǎng)格自動(dòng)面對(duì)面接觸，其LS-DYNA關(guān)鍵字為“AUTOMATIC_2D_SURFACE_TO_SURFACE”。摩擦問(wèn)題采用庫(kù)侖模型描述，取摩擦因數(shù)為0.2。由于模型具有二維軸對(duì)稱特性，所以約束仿真過(guò)程中鉚釘和板料對(duì)稱軸上的單元節(jié)點(diǎn)的徑向位移不變，即約束其位置X=0。沖裁過(guò)程中，落料模的位置固定，壓邊圈和沖頭只允許在Y方向移動(dòng)，設(shè)置壓邊圈的壓邊力為1 000 N，在沖頭上施加勻速向下的位移載荷，速度為150 mm/s。為保證鉚釘頭部底面能與壓邊圈作用下的鋁板上表面平齊，鉚釘行程應(yīng)比鉚釘腿部長(zhǎng)度與落料模凸臺(tái)高度之和稍大，因此取鉚釘行程為2.08 mm。設(shè)置求解時(shí)間約為0.015 s，求解時(shí)間步為0.000 1 s。

1.4 沖裁過(guò)程分析

本研究以釘腿角度α和釘頭角度β均為0°、落料模凸臺(tái)高度h=0.3 mm、寬l=0.4 mm、間隙g=0.05 mm這一組合作為基準(zhǔn)，其沖裁過(guò)程如圖3所示，相應(yīng)沖頭對(duì)鉚釘?shù)臎_裁力隨行程的變化規(guī)律如圖4所示。首先鋁板在壓邊圈和落料模的共同作用下預(yù)壓緊，沖頭帶動(dòng)鉚釘持續(xù)下壓，鋁板受力發(fā)生剪切變形，該階段沖裁力逐漸增大。當(dāng)沖裁力到達(dá)最大(B點(diǎn))時(shí)，裂紋產(chǎn)生并逐漸擴(kuò)展，直至鋁板完全斷裂，該階段沖裁力逐漸減小至C點(diǎn)。廢料下落后，鉚釘繼續(xù)下行直至鉚釘頭部下表面與鋁板上表面平行，由于鉚釘失去了鋁板的支反力，CD段沖裁力幾乎為零。當(dāng)鉚釘頭部接觸鋁板斷口之后，鉚接力從D點(diǎn)迅速增至最大點(diǎn)E點(diǎn)，此時(shí)鋁材在落料模凸臺(tái)和鉚釘頭部的共同擠壓下徑向流動(dòng)壓緊鉚釘腿部側(cè)面，直至沖裁完成。

(a)初始狀態(tài) (b)裂紋產(chǎn)生 (c)鋁板斷裂

(d)釘頭/鋁板接觸 (e)沖裁完成圖3 有限元仿真得到的沖裁過(guò)程Fig.3 Simulated geometry evolution of REW punching process

圖4 仿真得到的沖裁力與鉚釘行程的關(guān)系Fig.4 Simulated punching force-rivet displacement curve

1.5 接頭形貌對(duì)比

本研究通過(guò)對(duì)比試驗(yàn)與仿真的幾何形貌對(duì)仿真模型的準(zhǔn)確性進(jìn)行驗(yàn)證。鉚釘嵌入鋁板后的接頭斷面金相與仿真結(jié)果對(duì)比如圖5所示。從鉚釘

圖5 有限元仿真結(jié)果與試驗(yàn)的接頭斷面對(duì)比Fig.5 Comparison of the cross-section profiles between simulation and physical test

腿部半徑、鉚釘與鋁板縱向接觸長(zhǎng)度和凸臺(tái)壓痕寬度三個(gè)關(guān)鍵位置的對(duì)比可以看出，基于有限元仿真模型獲得的沖裁接頭與實(shí)際金相幾何形貌總體符合，二者之間的誤差在可接受范圍內(nèi)，本模型的準(zhǔn)確性得以驗(yàn)證。

1.6 應(yīng)力分布分析

沖裁后接頭內(nèi)部的von Mises應(yīng)力分布如圖6a所示。由于沖裁時(shí)鉚釘頭部同時(shí)受沖頭和鋁板的擠壓作用，故接頭應(yīng)力主要集中分布于鉚釘頭部和腿部與鋁板接觸區(qū)域。同時(shí)，鋁板在鉚釘頭部和落料模凸臺(tái)的擠壓下向內(nèi)側(cè)流動(dòng)，沿徑向壓緊鉚釘腿部側(cè)面，形成緊實(shí)而穩(wěn)定的接頭，其中鋁板沿X方向梯度分布的壓應(yīng)力如圖6b所示。

2 鉚釘與模具形貌對(duì)沖裁的影響規(guī)律

本研究從兩個(gè)方面評(píng)價(jià)電阻單元焊預(yù)置鉚釘?shù)慕宇^質(zhì)量，一方面是沖裁過(guò)程中的最大沖裁力要盡量小以保護(hù)設(shè)備，另一方面是鋁板對(duì)鉚釘腿部的徑向壓應(yīng)力要盡量大，以保證二者之間具有良好的接觸狀態(tài)?；谝陨显u(píng)價(jià)原則，為充分研究各部分形貌對(duì)沖裁質(zhì)量的影響規(guī)律，選取如圖1c所示的五個(gè)主要形貌尺寸(α、β、h、l、g)開(kāi)展研究。在此基礎(chǔ)上，分別對(duì)每個(gè)變量改變兩個(gè)不同參數(shù)進(jìn)行有限元仿真，提取仿真過(guò)程中的最大沖裁力(即圖4中E點(diǎn)值)和最終時(shí)刻鋁材對(duì)鉚釘?shù)钠骄鶋簯?yīng)力(即圖6b中鋁板斷口最左側(cè)網(wǎng)格的X-stress平均值)，制成表2。

(a)鉚釘和鋁板的von Mises應(yīng)力云圖

(b)鋁板X(qián)-stress應(yīng)力云圖圖6 仿真得到的沖裁結(jié)果應(yīng)力云圖Fig.6 Simulated Von Mises stress and X-stress distributions of the final joint

2.1 鉚釘腿部形貌

由于電阻單元焊涉及沖裁后鉚釘和鋼板的點(diǎn)焊過(guò)程，因此鉚釘腿部末端形貌對(duì)后續(xù)焊接具有不可忽視的影響。相對(duì)于平底，傾斜式腿部末端更有利于鋼制鉚釘和下層鋼板形成較好的局部接觸，增大電流密度，從而獲得更佳的焊接質(zhì)量。結(jié)合表2數(shù)據(jù)，對(duì)比基準(zhǔn)型、釘腿一(傾斜5°)和釘腿二(傾斜10°)三者仿真得到的沖裁力-位移曲線如圖7所示?？梢钥吹?，在鋁板斷裂階段，底部?jī)A斜角對(duì)最大沖裁力大小并無(wú)顯著影響，而最大沖載力對(duì)應(yīng)的斷裂位移有所延長(zhǎng)，且底部?jī)A斜越大，最大沖裁力出現(xiàn)時(shí)的位移越大。同時(shí)，三種條件下最終壓緊階段的最大沖裁力和鋁板對(duì)鉚釘?shù)膹较蚱骄鶋簯?yīng)力并無(wú)較大差別，顯然鉚釘腿部末端傾斜角度對(duì)沖裁接頭成形的質(zhì)量影響不大。因此，后續(xù)可以僅從優(yōu)化接頭焊接質(zhì)量的角度來(lái)設(shè)計(jì)適當(dāng)?shù)你T釘腿部末端傾斜角度。

表2 有限元仿真幾何參數(shù)及結(jié)果

圖7 釘腿底部?jī)A斜角對(duì)沖裁力-位移曲線的影響Fig.7 Effect of rivet shank shape on the punching force-displacement curve

2.2 鉚釘頭部形貌

鉚釘頭部形貌是影響沖裁后鋁板對(duì)鉚釘壓應(yīng)力的重要因素，設(shè)計(jì)下傾式的鉚釘頭部可以更好地幫助板材向內(nèi)擠壓鉚釘腿部，以形成接觸狀態(tài)良好的接頭。結(jié)合表2，對(duì)比基準(zhǔn)型、釘頭一(傾斜5°)和釘頭二(傾斜10°)三者仿真得到的最大沖裁力和鋁材對(duì)鉚釘腿部的徑向平均壓應(yīng)力如圖8所示。釘頭下傾角越大，最大沖裁力和徑向平均壓應(yīng)力均越大。因此，在設(shè)備沖裁力允許的情況下，增加釘頭下傾角可以顯著提高鋁板對(duì)鉚釘?shù)臄D壓力，獲得更加緊實(shí)的預(yù)置接頭。

圖8 釘頭下傾角度對(duì)最大沖裁力和平均壓應(yīng)力的影響Fig.8 Effect of rivet head shape on the maximumpunching force and average compressive stress

2.3 落料模凸臺(tái)形貌

圖9 落料模凸臺(tái)寬度對(duì)最大沖裁力和平均壓應(yīng)力的影響Fig.9 Effect of boss width on the maximum punchingforce and average compressive stress

落料模凸臺(tái)是幫助鉚釘徑向擠壓板材以制成互鎖的重要部件。在基準(zhǔn)凸臺(tái)寬度0.4 mm的基礎(chǔ)上，結(jié)合表2分別改變凸臺(tái)寬度為0.2 mm和0.6 mm，通過(guò)計(jì)算得到有限元仿真結(jié)果如圖9所示。從圖9中可以看到，凸臺(tái)寬度越大，鋁材受擠壓變形的區(qū)域越大，進(jìn)而導(dǎo)致最大沖裁力和鋁材對(duì)鉚釘腿部的平均壓應(yīng)力越大。同時(shí)，凸臺(tái)寬度從0.4 mm增大到0.6 mm時(shí)的平均徑向壓應(yīng)力增幅相對(duì)其從0.2 mm增大到0.4 mm時(shí)減小，說(shuō)明隨著凸臺(tái)寬度增大，平均壓應(yīng)力和最大沖裁力逐漸增大且趨于平緩，即其增大作用的邊際效用減小。這是由于板材受擠壓部分離接觸面越來(lái)越遠(yuǎn)，傳遞給斷口接觸一側(cè)擠壓效果減弱。此外，過(guò)大的凸臺(tái)寬度留下的沖裁接頭大空隙，不利于后續(xù)焊接過(guò)程中形成良好的接頭質(zhì)量。本研究中綜合考慮沖裁接頭緊實(shí)度與后續(xù)焊接質(zhì)量，認(rèn)為落料模凸臺(tái)寬度為0.4 mm較為合適。

在基準(zhǔn)凸臺(tái)高度為0.3 mm基礎(chǔ)上，按表2分別變換凸臺(tái)高度為0.2 mm和0.4 mm進(jìn)行仿真計(jì)算，結(jié)果如圖10所示。凸臺(tái)高度的增大相當(dāng)于增大了近鉚釘一側(cè)鋁材的形變，致使最大沖裁力和徑向平均壓應(yīng)力顯著增大。然而，在增大平均壓應(yīng)力的同時(shí)，凸臺(tái)高度并非越高越好，主要原因是凸臺(tái)高度增大將導(dǎo)致鋁材與鉚釘腿部的實(shí)際接觸面積減小，因此鋁材對(duì)鉚釘腿部的整體徑向壓力曲線一定呈先增大后減小的趨勢(shì)，其必然存在一個(gè)最大值點(diǎn)。計(jì)算得到三類(lèi)凸臺(tái)的整體徑向擠壓力如表3所示，發(fā)現(xiàn)高凸臺(tái)模型中的徑向擠壓力相對(duì)基準(zhǔn)型的徑向擠壓力變化不大。所以，實(shí)際應(yīng)用中需要找到平均壓應(yīng)力與接觸面積間的平衡點(diǎn)以獲取較大的整體徑向擠壓力。

圖10 落料模凸臺(tái)高度對(duì)最大沖裁力和平均壓應(yīng)力的影響Fig.10 Effect of boss height on the maximum punching force and average compressive stress

平均壓應(yīng)力(MPa)縱向接觸高度(mm)徑向接觸面積(mm2)徑向擠壓力(kN)低凸臺(tái)650.81.215.19.8基準(zhǔn)810.01.113.811.2高凸臺(tái)898.71.012.611.3

2.4 鉚釘與落料模間隙

鉚釘腿部與落料模間隙是決定材料剪切斷裂過(guò)程的重要參數(shù)?；鶞?zhǔn)型間隙為0.05 mm，結(jié)合表2改變間隙為0.02 mm和0.08 mm得到仿真結(jié)果如圖11所示。由于間隙尺寸相對(duì)于整個(gè)鉚釘和凸臺(tái)尺寸來(lái)說(shuō)小一個(gè)數(shù)量級(jí)，因此它對(duì)壓緊過(guò)程中最大沖裁力的影響較小，可以忽略。此外，雖然落料模與鉚釘之間更小的間隙可以略微提升鋁材對(duì)鉚釘?shù)膹较蚱骄鶋簯?yīng)力,然而，間隙大小的選擇事實(shí)上存在一定約束條件，如需考慮模具實(shí)際制造精度、模具與鉚釘?shù)某叽绻钆浜弦约斑^(guò)小間隙可能導(dǎo)致沖裁后落料下落困難等問(wèn)題。

圖11 鉚釘與落料模間隙對(duì)最大沖裁力和平均壓應(yīng)力的影響Fig.11 Effect of gap between rivet and die on the maximum punching force and average compressive stress

3 結(jié)論

本研究針對(duì)電阻單元焊沖裁過(guò)程，利用有限元仿真分析手段，研究了鉚釘頭部形貌、鉚釘腿部形貌、落料模凸臺(tái)寬度、凸臺(tái)高度以及鉚釘與落料模間隙五個(gè)特征尺寸對(duì)沖裁過(guò)程及沖裁接頭質(zhì)量的影響規(guī)律，為鉚釘及模具形貌優(yōu)化提供了借鑒。主要結(jié)論如下：

(1)鉚釘腿部末端傾斜角增大可以延長(zhǎng)沖裁斷裂過(guò)程的位移，但對(duì)沖裁接頭質(zhì)量無(wú)明顯影響。

(2)適當(dāng)增大鉚釘頭部下傾角度可有效增大鋁材對(duì)鉚釘?shù)膹较驂壕o程度。

(3)增大落料模凸臺(tái)高度的同時(shí)也減小了鋁材與鉚釘?shù)慕佑|面積，這種情況下鋁材對(duì)鉚釘?shù)恼w徑向擠壓力呈先增大后減小的趨勢(shì)。

(4)增大落料模凸臺(tái)寬度可增大鋁材對(duì)鉚釘?shù)膹较驂簯?yīng)力，但其寬度延伸越長(zhǎng)對(duì)鋁材與鉚釘接觸處的壓應(yīng)力提升效果越小。

(5)減小落料模與鉚釘腿部間隙可以小幅增大鋁材對(duì)鉚釘?shù)膹较驍D壓作用，但是過(guò)小的間隙設(shè)計(jì)會(huì)增大鉚釘和模具制造難度，并易引發(fā)沖裁時(shí)落料困難等問(wèn)題。

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