鋁鋼電阻單元焊接頭力學(xué)性能模擬

何冠中,樓 銘,馬運五,李永兵

(上海交通大學(xué) 機(jī)械系統(tǒng)與振動國家重點實驗室;上海市復(fù)雜薄板結(jié)構(gòu)數(shù)字化制造重點實驗室,上海 200240)

隨著全球能源危機(jī)和環(huán)境污染日益嚴(yán)峻，節(jié)能減排已成為現(xiàn)代汽車工業(yè)的重要發(fā)展方向.汽車能源消耗和尾氣排放與車身重量直接相關(guān)，更輕質(zhì)的車身可以有效減少油耗和二氧化碳排放量，同時還能提高操控性和動力等性能.因此，車身輕量化受到各大車企的廣泛重視[1].綜合考慮性價比，發(fā)展多材料復(fù)合車身已經(jīng)成為車身輕量化的必然選擇[2-3].其中，鋁合金以密度低、比強(qiáng)度高、耐腐蝕性佳等優(yōu)點，成為車身輕量化的首選材料.但是，鋁合金等輕質(zhì)材料的應(yīng)用對傳統(tǒng)鋼制車身焊裝的電阻點焊技術(shù)提出了巨大挑戰(zhàn)[4].鋁和鋼在晶體結(jié)構(gòu)和熱物理屬性上存在較大差異；而點焊時界面上易形成硬而脆的金屬間化合物，導(dǎo)致難以獲得質(zhì)量可靠的焊接接頭[5].自沖鉚接作為一種無熱效應(yīng)的機(jī)械連接工藝，是當(dāng)前全鋁和鋁鋼混合車身的主要連接技術(shù)[6].然而在連接一些高強(qiáng)度、高硬度材料，如超高強(qiáng)鋼時，自沖鉚接由于設(shè)備噸位和鉚釘自身材料特性的制約，無法獲得具有高質(zhì)量機(jī)械互鎖的接頭[7].

基于上述問題，Meschut等[8]提出了一種電阻單元焊(REW)工藝，以實現(xiàn)鋁合金和鋼之間的有效連接.電阻單元焊基本原理為利用輔助單元將異種金屬的連接問題轉(zhuǎn)變?yōu)橥N金屬焊接問題.其工藝過程包括：① 根據(jù)鋁板厚度、待焊鋼板材質(zhì)等條件，選擇尺寸、材質(zhì)合適的鉚釘作為輔助單元；② 用輔助單元對鋁板的待連接部分進(jìn)行沖裁置釘；③ 將待焊鋼板放置于鋁板下層，利用傳統(tǒng)電阻點焊電極對鋁板上的預(yù)置鉚釘和下層鋼板進(jìn)行熔化焊接；④ 在鋼制鉚釘?shù)撞颗c鋼板之間形成焊核，并配合鉚釘頭部把鋁板鎖在鉚釘與下層鋼板之間.

由于電阻單元焊是一種新型異種材料連接技術(shù)，目前國內(nèi)外公開的相關(guān)研究相對較少.Meschut等[9]利用多種新工藝對鋁合金和超高強(qiáng)鋼進(jìn)行連接，發(fā)現(xiàn)REW工藝不受超高強(qiáng)鋼變形抗力大而難以形成有效機(jī)械自鎖的影響，在與結(jié)構(gòu)膠復(fù)合使用時能獲得比自沖鉚接更強(qiáng)的拉剪強(qiáng)度.凌展翔等[10-11]對鋁合金和硼鋼進(jìn)行REW連接，發(fā)現(xiàn)其接頭拉剪強(qiáng)度遠(yuǎn)高于傳統(tǒng)的電阻點焊，同時研究了REW接頭硬度分布規(guī)律，以及接頭失效模式.

圖1 焊接前后電阻單元焊接頭幾何斷面形貌Fig.1 Cross-section profiles of REW joint

現(xiàn)有研究均是通過試驗手段來分析REW接頭強(qiáng)度.近年來，已經(jīng)有部分學(xué)者對超高強(qiáng)鋼點焊接頭的力學(xué)性能進(jìn)行了模擬研究[12-13]，但是，REW接頭涉及同種材料熔化焊以及異質(zhì)材料機(jī)械互鎖的雙重連接，其接頭形貌和失效機(jī)理均較為復(fù)雜，同時為研究接頭力學(xué)性能而制作不同鉚釘、測試不同焊接參數(shù)將耗費巨大精力與時間.因此，利用有限元方法來模擬REW接頭的力學(xué)試驗過程，研究接頭力學(xué)特性是獲取REW接頭失效機(jī)理，降低工藝開發(fā)的物力和時間成本的首選方法，而此方面研究目前尚屬空白.為此，本文通過建立REW接頭力學(xué)性能有限元模型，研究接頭拉剪和剝離試驗過程中接頭形貌的演化規(guī)律，分析接頭中應(yīng)力應(yīng)變分布規(guī)律和失效行為，揭示接頭失效機(jī)理.

1 模型建立

首先依據(jù)鉚釘、鋁板和鋼板的實際形貌尺寸，在CATIA軟件中建立相應(yīng)的三維幾何模型.然后將其導(dǎo)入HYPERMESH中劃分網(wǎng)格、生成LS-DYNA關(guān)鍵字k文件，并在LS-PREPOST中編輯相應(yīng)關(guān)鍵字.完成模型前處理后，提交LS-DYNA求解器進(jìn)行求解計算.計算完成后在LS-PREPOST中查看并分析結(jié)果.

1.1 幾何建模與網(wǎng)格剖分

本文以厚度為1.4 mm的鋁合金AA5182和厚度為 1.0 mm的冷軋鋼 CR340所組成的鋁鋼異種材料匹配為研究對象.在鉚釘預(yù)置入鋁板后，利用伺服焊槍對鋼制鉚釘和下層鋼板施焊，焊接電流為 8.5 kA、焊接時間為240 ms、電極壓力為 2.8 kN.

REW力學(xué)性能建模的關(guān)鍵在于其接頭形貌的處理，由于焊接時存在材料軟化變形和焊核形成等復(fù)雜過程，焊接前后鉚釘形貌已發(fā)生變化，焊接前后接頭斷面如圖1所示.由圖可見，焊前鉚釘及鋁板的斷面形貌較為規(guī)整，鉚釘腿部垂直于鋁板表面，同時鉚釘腿部與鋁板下表面周圍留有落料模凸臺形成的空隙.焊接時，電極帽對接頭加壓通電，隨著溫度升高，材料軟化，鉚釘產(chǎn)生了較大變形，之前垂直于板材表面的鉚釘腿部受壓變形，并擠壓斷口處鋁板填充落料模凸臺空隙，形成一個斜面，最終鉚釘腿部中心區(qū)域與下層鋼板局部熔化形成熔核.使用2%硝酸酒精溶液對焊后接頭斷面腐蝕15 s之后，采用 LeicaS8APO 體視顯微鏡觀察接頭斷面形貌(見圖1(b))，發(fā)現(xiàn)因鉚釘高度較高，與鋼板焊接時類似于差厚板點焊，導(dǎo)致焊核形成偏向于鉚釘一側(cè)，鉚釘和鋼板均產(chǎn)生較大面積的熱影響區(qū).鉚釘與鋼板熔核下邊界處形成一個類梯形結(jié)構(gòu)，梯形長底邊的實際連接長度約為 3.2 mm左右.

綜合考慮焊接前后斷面的形貌特征，對接頭建模進(jìn)行一定理想化處理，接頭模型如圖2所示.接頭整體上部外輪廓參考焊前形貌，對鉚釘頭部和板件做平整處理.由于焊后接頭處微觀組織和材料特性已經(jīng)發(fā)生變化，將鉚釘和鋼板在熔焊過程中的硬化部分作為單獨部件處理.同時，對于焊核周圍連接細(xì)節(jié)，模型完全復(fù)刻實際的鉚釘嵌入鋼板的梯形特征，并采用合并鉚釘?shù)撞颗c鋼板接觸的梯形界面上結(jié)點的方法以模擬熔核的效果，如圖2(b)中虛線所示.

圖2 電阻單元焊接頭建模及關(guān)鍵幾何尺寸 (mm)Fig.2 Geometrical model of REW joint and key dimensions (mm)

本模型中各部件均為鏡像對稱，為了提高計算效率、節(jié)省時間，同時便于觀察力學(xué)性能測試時接頭內(nèi)部形貌的演化規(guī)律，將帶接頭試樣模型由對稱面一分為二開展模擬研究.針對實際拉剪和剝離試驗中所用試樣的整體尺寸，分別建立有限元模型如圖3所示.設(shè)定拉剪和剝離試驗中兩板交疊區(qū)長度為38 mm，接頭布置于兩板交疊區(qū)中心，固定裝夾區(qū)長度為40 mm.

試樣各部件均定義為三維實體單元，拉剪和剝離模型的網(wǎng)格劃分策略如圖4所示.為同時保證模擬精度和計算效率，焊核周圍區(qū)域網(wǎng)格最細(xì)密，大小為 0.1 mm，近接頭區(qū)域鉚釘及鋼板網(wǎng)格尺寸為 0.2 mm.遠(yuǎn)離接頭部分依重要性做適當(dāng)稀疏處理，鋁板和鋼板交疊區(qū)主體網(wǎng)格尺寸設(shè)定為 1.2 mm，而兩板裝夾區(qū)網(wǎng)格大小設(shè)定為 2.5 mm.拉剪模型單元數(shù)為 20 950，節(jié)點數(shù)為 26 002.剝離模型單元數(shù)為 20 622，節(jié)點數(shù)為 24 602.

圖3 電阻單元焊力學(xué)性能測試樣品示意圖(mm)Fig.3 Schematic of REW specimen configuration with dimensions (mm)

圖4 拉剪和剝離模型網(wǎng)格剖分Fig.4 Mesh strategy of REW lap-shear and coach-peel specimens

1.2 材料特性及失效判據(jù)

本研究所用鋁合金板材AA5182、鋼板CR340和通過多沖程冷鐓工藝制備而得的鋼制鉚釘母材10B21的材料屬性如表1所示.

鋁板和鋼板的材料力學(xué)參數(shù)均通過實際力學(xué)試驗曲線獲取，鋼制鉚釘則采用雙線性模型.由于焊接后形成的焊核及熱影響區(qū)微觀組織結(jié)構(gòu)發(fā)生改變，其材料力學(xué)性能相較母材有了較大變化，而焊核幾何尺寸小且形貌不規(guī)則，難以通過材料力學(xué)試驗直接獲取其力學(xué)性能參數(shù)，為此本文通過測量受焊接熱循環(huán)影響的材料與母材硬度的比例關(guān)系來反推材料的屈服強(qiáng)度和拉伸強(qiáng)度[14-15].本研究利用維氏硬度計測量REW接頭的硬度分布規(guī)律，分別選取了鉚釘頭部、上層鋁板和下層鋼板沿厚度方向的中心線進(jìn)行測量，每條線上的測試點間隔為 0.3 mm，測試點分布及結(jié)果如圖5所示.可以看出，無論對于鋼制鉚釘還是鋼板，其焊核與熱影響區(qū)之間的硬度差別不大，可以將其簡化為一個整體的實體強(qiáng)化區(qū).測量得鉚釘強(qiáng)化區(qū)和原始母材的平均硬度分別為476和281，按硬度比例關(guān)系縮放得到鉚釘強(qiáng)化區(qū)的屈服強(qiáng)度和拉伸強(qiáng)度分別為830和 1 306 MPa.同樣，鋼板強(qiáng)化區(qū)與其母材硬度分別為376和218 HV，按硬度比例關(guān)系縮放得到鋼板強(qiáng)化區(qū)的屈服強(qiáng)度和拉伸強(qiáng)度分別為673和931 MPa.有限元模型中使用的各材料等效塑性應(yīng)力(σ)-應(yīng)變(ε)曲線如圖6所示.

表1 有限元模型中材料屬性Tab.1 Material properties of FE model

圖5 電阻單元焊接頭幾何斷面形貌及硬度分布Fig.5 Cross section and hardness profile of REW joint

圖6 有限元模型中材料的等效塑性應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.6 Effective plastic stress-strain curve of materials in FE model

為模擬拉剪和剝離試驗中的裂紋擴(kuò)展過程，使用關(guān)鍵字MAT_ADD_EROSION設(shè)置材料的失效準(zhǔn)則，并在有限元模擬過程中對失效單元進(jìn)行刪除來模擬材料的斷裂過程.在實際試驗中發(fā)現(xiàn)，接頭的失效模式是紐扣斷裂，其失效位置位于焊核周圍的鋼板上，因此本模型只定義鋼板硬化區(qū)為可失效部件.CR340鋼板的材料失效參數(shù)參考文獻(xiàn)[16]中的結(jié)果，得到其有效塑性應(yīng)變隨應(yīng)力三軸度的變化規(guī)律.由于拉剪和剝離試驗中材料受力方式及應(yīng)力三軸度不同，分別對拉剪和剝離模型選取有效塑性應(yīng)變ε=1.0 和ε=0.6 作為失效條件.

1.3 邊界及求解條件設(shè)置

本模型中的鋁合金板、鋼板以及鋼制鉚釘均設(shè)為變形體.模型中各部件的接觸均設(shè)置為網(wǎng)格雙向面對面接觸，其LS-DYNA關(guān)鍵字為FORMING_SURFACE_TO_SURFACE_MORTAR.各界面間摩擦采用庫倫模型描述，考慮到實際接頭中鋁板與鉚釘接觸面為過盈配合，因此將模型中鋁板和鉚釘硬化區(qū)接觸的摩擦系數(shù)取 0.35，將其余接觸面的摩擦系數(shù)設(shè)為 0.2.模型邊界條件如圖7所示.鑒于鏡像模型的對稱性，約束模擬過程中對稱面上所有單元節(jié)點的Z軸方向位移不變.固定下層鋼板裝夾區(qū)全部節(jié)點自由度，拉剪模型中約束上層鋁板裝夾區(qū)所有節(jié)點除向X軸方向移動外所有自由度，同樣地，剝離模型中約束鋁板裝夾區(qū)所有節(jié)點除向Y軸方向移動外所有自由度.為了縮短模擬時間，提高計算效率，采用增加位移載荷速度配合質(zhì)量縮放的方法[17]，對于拉剪模型中的鋁板裝夾區(qū)施加X軸勻速正向位移載荷6 mm/s，對于剝離模型中的鋁板裝夾區(qū)施加Y軸勻速正向的位移載荷30 mm/s.設(shè)置求解時間約為1 s，求解時間步 0.005 s.

圖7 有限元模型邊界條件Fig.7 Boundary conditions of FE-models

圖9 拉剪過程Mises等效應(yīng)力演化Fig.9 Simulated geometry and von Mises stress evolution of REW lap-shear process

2 拉剪結(jié)果分析

為驗證拉剪模型的準(zhǔn)確性，在電子萬能拉伸機(jī)上對REW試樣進(jìn)行拉剪試驗，試驗重復(fù)次數(shù)為3次，得到拉剪強(qiáng)度分別為 5.722、5.778 和 5.789 kN，即REW接頭平均拉剪強(qiáng)度為 5.763 kN，而有限元模擬計算得最大拉剪強(qiáng)度為 6.002 kN，比試驗值高約 4.1%，模擬結(jié)果與試驗值相吻合.相應(yīng)的拉剪力-位移曲線與模擬計算得到的結(jié)果對比如圖8所示.由圖可見：模擬所得拉剪力(F)-位移(L)曲線與試驗曲線的變化趨勢上具有較好的匹配度；從局部特征來看，試驗曲線在拉伸位移達(dá)到1 mm左右時普遍存在小陡降，而后再上升的過程，而模擬曲線未能準(zhǔn)確表征該現(xiàn)象.分析其原因主要是模型在建模時進(jìn)行了一定的簡化處理，即沒有考慮焊接時接頭內(nèi)其它連接形式，如鉚釘/鋁板或鋁板/鋼板間金屬間化合物層的影響，認(rèn)為拉伸初期出現(xiàn)的小陡降再上升現(xiàn)象很可能是由鋁鋼脆性金屬間化合物斷裂造成的.總之，有限元模擬結(jié)果在強(qiáng)度和位移方面與試驗結(jié)果均大致吻合，模型的準(zhǔn)確性得以驗證.

選取圖8中模擬拉剪力-位移曲線上的4個重要節(jié)點，其對應(yīng)的接頭形貌及應(yīng)力場演化過程如圖9所示.由圖可見，REW接頭拉剪過程可以劃分為3個階段.第1階段，從起始經(jīng)A點至B點，該階段鋁板裝夾區(qū)被勻速拉伸導(dǎo)致鉚釘左側(cè)鋁材受劇烈擠壓變形，在力矩的作用下鉚釘旋轉(zhuǎn)，拉動接頭一側(cè)的下層鋼板旋轉(zhuǎn)上移.在這一過程中，鋼板硬化區(qū)網(wǎng)格發(fā)生較大形變，焊核邊界位置形成主要應(yīng)力集中區(qū).第2階段，當(dāng)位移達(dá)到3.3 mm后，曲線進(jìn)入BC段，近焊核周圍的鋼板硬化區(qū)單元的有效塑性應(yīng)變達(dá)到了設(shè)定的失效值，最大應(yīng)力超過 1.2 GPa，此時網(wǎng)格開始失效、曲線不再上升從而維持在6 kN左右抖動.第3階段，當(dāng)位移達(dá)到 4.38 mm后曲線進(jìn)入CD段，失效的網(wǎng)格首次完全貫穿鋼板上下表面，裂縫的形成導(dǎo)致拉剪力-位移曲線出現(xiàn)陡降，最后裂紋沿焊核的周向擴(kuò)展.接頭最終形貌特征為鉚釘發(fā)生顯著旋轉(zhuǎn)，其一側(cè)頭部受鋁鋼擠壓向上翹起，底部連同部分鋼板硬化區(qū)被半拉拔出鋼板.

圖8 拉剪模擬和試驗的拉剪力-位移曲線對比Fig.8 Comparison of force-displacement curves of modeling and specimen

圖10所示為本研究REW接頭拉剪試樣的斷口形貌.其斷裂模式為紐扣斷裂，即鉚釘連同焊核下方部分鋼板被上層鋁板一并拉出，在鋼板中留下空孔.仔細(xì)對比最終接頭斷口形貌后發(fā)現(xiàn)，模型在兩板交疊區(qū)翹起方式、鉚釘頭部形變程度和鉚釘轉(zhuǎn)動角度等因素上都較為吻合，也進(jìn)一步驗證本研究所建立的拉剪有限元模型可以有效模擬REW接頭拉剪過程的應(yīng)力、應(yīng)變和接頭幾何形貌等宏微觀特性的演化規(guī)律，預(yù)測接頭的失效區(qū)域，為工藝優(yōu)化提供借鑒.

圖10 拉剪試驗斷口形貌Fig.10 Failure modes of REW joints after lap-shear test

圖11 模擬和試驗的剝離力-位移曲線對比Fig.11 Comparison of force-displacement curves of modeling and specimen

3 剝離結(jié)果分析

類似地，在電子萬能拉伸機(jī)上對REW試樣進(jìn)行剝離試驗，3次重復(fù)試驗得到剝離強(qiáng)度分別為 945.8、766.7 和 1 051.1 N，計算得到REW接頭平均剝離強(qiáng)度為 921.2 N.有限元模擬得到的最大剝離強(qiáng)度為 915.1 N，比試驗平均值低約 0.7%，兩者大小十分接近.模擬結(jié)果與試驗的剝離力(F′)-位移曲線對比如圖11所示.模擬曲線斜率類似試驗曲線的增大-減小-再增大趨勢，其最大剝離力與試驗平均值相近，而其對應(yīng)的位移則稍大于試驗中的位移值.分析其原因主要是簡化模型時未能考慮焊接后接頭內(nèi)焊核及熱影響區(qū)的精確范圍和材料實際參數(shù)，導(dǎo)致接頭在斷裂位移有所延伸.總之，有限元模擬結(jié)果在強(qiáng)度和位移方面與試驗結(jié)果均大致符合，本模型準(zhǔn)確可信.

選取圖11中模擬剝離力-位移曲線上的4個重要結(jié)點，其對應(yīng)接頭形貌和應(yīng)力場演化過程如圖12所示.不同于拉剪，剝離試驗中鋁板和鋼板都有較為嚴(yán)重的變形.類似地，模擬剝離過程也可以劃分為3個階段.第1階段，從起始經(jīng)A點至B點，此時鋁板裝夾端向上勻速拉伸，鉚釘左側(cè)頭部受鋁板擠壓作用而翹曲，同時鋼板在鉚釘向上拉拔和鋁板交疊區(qū)擠壓的共同作用下，焊核周圍硬化區(qū)強(qiáng)烈彎曲變形，整個接頭向上移動.第2階段，位移達(dá)到 17.1 mm后，曲線進(jìn)入BC段，焊核邊界處的鋼板硬化區(qū)單元的有效塑性應(yīng)變達(dá)到設(shè)定值，材料開始失效，裂紋產(chǎn)生并向下延伸.第3階段，位移達(dá)到21 mm后，曲線進(jìn)入CD段，失效網(wǎng)格首次貫穿鋼板上下表面，剝離力-位移曲線開始逐漸下降，當(dāng)裂紋沿焊核圓周切向擴(kuò)展到平行于對稱面時，轉(zhuǎn)而向鋼板母材區(qū)擴(kuò)展，剝離力-位移曲線穩(wěn)定在850 N左右；D點對應(yīng)最終接頭形貌，此時位移為30 mm，鉚釘半拉脫出下層鋼板母材，其中鉚釘頭部在鋁板的擠壓作用下向上彎曲，鋼板斷口為焊核邊界的1/4圓環(huán)區(qū)域.

REW剝離試樣斷口形貌如圖13所示.其斷裂模式為紐扣斷裂，即鋁板帶動鉚釘向上勻速拉伸，鉚釘連帶焊核周圍部分鋼材一起從母材拉出.不同于一般紐扣斷裂中留下的圓形空孔，本研究中鉚釘初步拉出豁口后，裂紋沿焊核圓周切向擴(kuò)展，轉(zhuǎn)而將下層鋼板沿條狀拉穿至邊界.對比最終接頭斷口形貌，模型在兩板交疊區(qū)彎曲程度、裂紋產(chǎn)生位置等因素上都與試驗較為相似，且模型已經(jīng)表征了接頭發(fā)生紐扣失效后鉚釘連帶部分鋼板硬化區(qū)從下層鋼板脫出的趨勢.進(jìn)一步驗證了本模型對接頭剝離過程中應(yīng)力應(yīng)變分布和幾何形貌演化規(guī)律的準(zhǔn)確性，對預(yù)測接頭失效區(qū)域和優(yōu)化工藝提供了有效基礎(chǔ).

圖12 剝離過程Mises等效應(yīng)力演化Fig.12 Simulated geometry and von Mises stress evolution of REW coach-peel process

圖13 剝離試驗斷口形貌Fig.13 Failure modes of REW joints after coach-peel test

4 結(jié)論

本文針對REW接頭力學(xué)性能，利用有限元模擬分析手段，研究了拉剪和剝離試驗中的接頭應(yīng)力應(yīng)變變化規(guī)律，揭示了接頭失效模式和斷裂機(jī)理.研究得到的主要結(jié)論如下：

(1)電阻單元焊接頭中焊核位置偏向于鉚釘一側(cè)，鉚釘和鋼板均有較大的矩形熱影響區(qū)，鉚釘?shù)撞颗c下層鋼板連接界面處為一個梯形結(jié)構(gòu)；

(2)拉剪試樣應(yīng)力集中主要出現(xiàn)在鉚釘與下層鋼板形成焊核邊沿，拉剪過程中此處的下層鋼板失效，鉚釘連帶焊核附近鋼材拉出，形成紐扣斷裂；

(3)剝離試驗時鋼板和鋁板都產(chǎn)生較大形變，裂紋于焊核附近鋼板硬化區(qū)產(chǎn)生，鉚釘與焊核周圍鋼材一起將下層鋼板拉穿至鋼板邊界，斷裂模式為紐扣斷裂.