DC54鋼板與6082-T6鋁板熱熔自攻絲工藝參數(shù)優(yōu)化

王健強，高 朗，顧延鞏

(合肥工業(yè)大學 機械工程學院，合肥 230009)

0 引言

熱熔自攻絲(Flow-drill screws，F(xiàn)DS)工藝是一種新型連接工藝，發(fā)明于1990年，尼桑、路虎、保時捷、寶馬等眾多汽車品牌也都引入了熱熔自攻絲連接工藝[1]。

國外學者對熱熔自攻絲工藝做了一定的研究。Szlosarek等[2]通過試驗研究了碳纖維增強聚合物與鋁合金板件之間的熱熔自攻絲連接接頭在不同準靜態(tài)載荷下的性能，分析了接頭的破壞及失效模式。Skovron J等[3]研究了工藝參數(shù)如何影響熱熔自攻絲接頭的幾何形狀，并進行了強度測試以驗證所發(fā)現(xiàn)的規(guī)律。S?nstab? J K等[4]研究了在不同準靜態(tài)載荷作用下，鋁合金板件之間熱熔自攻絲連接的力-位移響應曲線及失效模式。Grujicic M等[5]提出了一種計算方法來估算工藝參數(shù)及材料參數(shù)對熱熔自攻絲接頭連接質(zhì)量及力學性能的影響。S?nstab? J K等[6]對鋁合金板件6061-T4與6063-T6之間的熱熔自攻絲連接在不同準靜態(tài)載荷作用下的性能進行了試驗與仿真的對比，驗證了仿真的可行性，并提出了一種簡單的方法來構(gòu)建連接的幾何模型。Scholz C S等[7]研究了腐蝕條件對鋁鎂合金、高強度鋼、不銹鋼之間的熱熔自攻絲接頭的力學性能的影響。Nagel P等[8]嘗試在不預開孔的情況下用熱熔自攻絲工藝來連接纖維增強塑料與金屬材料，并且通過接頭的宏觀微觀截面、力學性能、超聲波及腐蝕來評價接頭的質(zhì)量。

國內(nèi)學者對熱熔自攻絲工藝的研究較少。目前熱熔自攻絲工藝的研究還遠遠不夠，仍缺乏大量的試驗研究。

本文以車身中常用的DC54鋼板及6082-T6鋁合金板為研究對象，對鋼鋁異種材料的熱熔自攻絲連接進行了試驗研究，在此基礎上通過響應曲面設計對板間間隙進行了單目標優(yōu)化，選出了影響間隙的較優(yōu)工藝參數(shù)。

1 熱熔自攻絲工藝簡介

熱熔自攻絲通過專用的螺釘高速旋轉(zhuǎn)軟化被連接板材，并在軸向下壓力的作用下擠壓并旋入被連接板材，最后在螺釘與板材之間形成螺紋連接，中心孔處的材料則被擠出并在下層板件的底部形成環(huán)狀套管。其工藝過程如圖1所示分為5個階段，從左至右依次為定位、孔成形、螺紋成形、攻入、夾緊。

熱熔自攻絲主要應用在車身地板、車門內(nèi)板、后板內(nèi)板及行李箱蓋等部位，可在較小變形的情況下實現(xiàn)單邊連接[9]。

圖1 熱熔自攻絲工藝過程

2 正交試驗

2.1 試驗目的

為了探究工藝參數(shù)對熱熔自攻絲接頭連接質(zhì)量及準靜態(tài)載荷作用下力學性能的的影響，為實際應用提供指導。

連接質(zhì)量是通過板件連接截面的間隙及螺牙深度來評判，間隙及螺牙深度見圖2。所測量間隙位于釘帽邊緣正下方，取左右兩側(cè)間隙均值為間隙值。圖2所示為右側(cè)間隙的測量，間隙越小越好。取下層板內(nèi)任意一側(cè)連續(xù)排列的3個螺牙深度均值為螺牙深度值。圖2所示為其中一個螺牙深度的測量，螺牙深度越大越好。

力學性能是通過板件的十字軸向拉伸測試的最大力及剪切測試的最大力來評判，試件的搭接方式及尺寸見圖3。兩種搭接均是鋼板在上且固定，鋁板在下且被拉伸，拉伸方向如箭頭所示。圖3a中φ7為安裝孔，板件重疊區(qū)域長寬均為40mm；圖3b中夾緊區(qū)域及重疊區(qū)域長度均為30mm，寬度均為40mm。螺釘位于重疊區(qū)域中心。

圖2 連接截面的間隙及螺牙深度

(a) 十字軸向拉伸

(b) 剪切 圖3 準靜態(tài)載荷作用下的十字軸向拉伸及剪切試件的搭接方式及尺寸

2.2 試驗材料及設備

本文以車身結(jié)構(gòu)中常用的DC54鋼板及6082-T6鋁合金板件作為試驗材料，因當前的薄板連接趨勢為采用更薄的鋼板，故選用厚度為0.8 mm的鋼板來進行試驗，試件的尺寸如表1所示。

表1 試件尺寸

使用Deprag公司生產(chǎn)的熱熔自攻絲設備(圖4a)進行試驗，使用Arnold公司生產(chǎn)的Flowform螺釘M5×22來連接板件，使用專用的切割機對稱的切割連接接頭，并用光學顯微鏡(圖4b)測量截面，使用某拉伸試驗機(圖4c)來進行準靜態(tài)載荷試驗，并設定拉伸速度為10 mm/min。

(a) 熱熔自攻絲設備 (b) 光學顯微鏡 (c) 拉伸試驗機 圖4 試驗設備

2.3 試驗因素及水平

本文選擇鋼鋁搭接組合A、孔成形階段的軸向下壓力B及最后擰緊階段的擰緊扭矩C作為試驗因素。鋼鋁搭接組合按下層鋁板厚度不同共0.8 mm+3 mm、0.8 mm+3.5 mm、0.8 mm+4 mm這3個水平；軸向下壓力共選取700、900、1100 N這3個水平；擰緊扭矩共選取7、9、11 N·m這3個水平。

2.4 試驗方案

根據(jù)上面所選的試驗因素及水平，這是三因素三水平試驗，選用L9(34)正交表進行試驗，該正交表共計9組試驗。試驗按表2中所列進行，并將試驗結(jié)果的數(shù)據(jù)填入表3中。共有3次試驗。第1次試驗是剪切試驗，第2次試驗是十字軸向拉伸試驗；第3次試驗是測量連接截面的板件間隙及螺牙深度。

表2 正交試驗表

表3 正交試驗結(jié)果表

3 試驗結(jié)果的分析

3.1 極差法分析

利用極差法分析表3中的試驗結(jié)果數(shù)據(jù)并將其填入下面的表4和表5中。極差R反映了因素對指標的影響程度。R越大，該因素對指標的影響程度也越大。

表4 正交試驗中最大試驗力的極差分析表

表5 正交試驗中間隙及螺牙深度的極差分析表

最大剪切力Smax。由表4可知鋼鋁搭接組合對其影響最大；擰緊扭矩對其影響次之；軸向下壓力對其影響最小，即A>C>B。各因素水平的改變對最大剪切力的影響規(guī)律如圖5所示。

圖5 最大剪切力-水平變化規(guī)律

由圖5可以看出，因素A中鋼板厚度0.8mm保持不變，鋁合金板件厚度從3mm增加到4mm時，最大剪切力逐漸減小；因素B軸向下壓力從700N逐漸增大至1100N時，最大剪切力由小變大而后由大變小；因素C擰緊扭矩從7N·m逐漸增大至11N·m時，最大剪切力逐漸增大。因最大剪切力越大越好，故較好的組合方案是A1C3B2。

最大拉伸力Tmax。由表4可知軸向下壓力對其影響最大；擰緊扭矩對其影響次之；鋼鋁搭接組合對其影響最小，即B>C>A。各因素水平的改變對最大拉伸力的影響規(guī)律如圖6所示。

圖6 最大拉伸力-水平變化規(guī)律

由圖6可以看出，因素A中鋼板厚度0.8 mm保持不變，鋁合金板件厚度從3 mm增加到4 mm時，最大拉伸力逐漸增大；因素B軸向下壓力從700 N逐漸增大至1100 N時，最大拉伸力由大變小而后由小變大；因素C擰緊扭矩從7 N·m逐漸增大至11 N·m時，最大拉伸力由小變大而后由大變小。因最大拉伸力越大越好，故較好的組合方案是B1C2A3。

板件間隙J。由表5可知鋼鋁搭接組合對其影響最大；擰緊扭矩對其影響次之；軸向下壓力對其影響最小，即A>C>B。各因素水平的改變對間隙的影響規(guī)律如圖7所示。

圖7 間隙-水平變化規(guī)律

由圖7可以看出，因素A中鋼板厚度0.8 mm保持不變，鋁合金板件厚度從3 mm增加到4 mm時，間隙逐漸增加；因素B軸向下壓力從700 N逐漸增大至1100 N時，間隙逐漸增加；因素C擰緊扭矩從7 N·m逐漸增大至11 N·m時，間隙逐漸減小。因間隙越小越好，故較好的組合方案是A1C3B1。

螺牙深度H。由表5可知擰緊扭矩對其影響最大；鋼鋁搭接組合對其影響次之；軸向下壓力對其影響最小，即C>A>B。各因素水平的改變對螺牙深度的影響規(guī)律如圖8所示。

圖8 螺牙深度-水平變化規(guī)律

由圖8可以看出，因素A中鋼板厚度0.8 mm保持不變，鋁合金板件厚度從3 mm增加到4 mm時，螺牙深度逐漸減小；因素B軸向下壓力從700 N逐漸增大至1100 N時，螺牙深度由大變小而后由小變大；因素C擰緊扭矩從7 N·m逐漸增大至11 N·m時，螺牙深度由小變大而后由大變小。因螺牙深度越大越好，故較好的組合方案是C2A1B3。

3.2 方差法分析

最大剪切力Smax。從下面的表6中可以看出，因素A鋼鋁搭接組合、因素B軸向下壓力、因素C擰緊扭矩的F值均小于臨界值3。所以總體來說，各因素對最大剪切力的影響均不明顯。因素A對最大剪切力的影響最大，因素C次之，因素B最小。這與極差法的分析結(jié)果一致。

表6 正交試驗中最大剪切力的方差分析表

最大拉伸力Tmax。從下面的表7中可以看出，因素A鋼鋁搭接組合、因素C擰緊扭矩的F值均小于臨界值3，因素B軸向下壓力的F值大于9。所以總體來說，因素A、因素C對最大拉伸力的影響均不明顯，因素B對最大拉伸力的影響明顯。因素B對最大拉伸力的影響最大，因素C次之，因素A最小。這與極差法的分析結(jié)果一致。

表7 正交試驗中最大拉伸力的方差分析表

從表8中可以看出，因素A鋼鋁搭接組合、因素C擰緊扭矩的F值均大于臨界值19，因素B軸向下壓力的F值小于3。所以總體來說，因素A、因素C對間隙的影響明顯，因素B對間隙的影響不明顯。因素A對間隙的影響最大，因素C次之，因素B最小。這與極差法的分析結(jié)果一致。

表8 正交試驗中間隙的方差分析表

螺牙深度H。從下面的表9中可以看出，因素A鋼鋁搭接組合、因素B軸向下壓力、因素C擰緊扭矩的F值均小于臨界值3。所以總體來說，因素A、因素B、因素C對螺牙深度的影響均不明顯。因素C對螺牙深度的影響最大，因素A次之，因素B最小。這與極差法的分析結(jié)果一致。

表9 正交試驗中螺牙深度的方差分析表

3.3 最大試驗力與間隙及螺牙深度的關系

從圖9可以看出，總的趨勢是隨著間隙的增大，最大剪切力不斷減?。婚g隙對最大拉伸力的影響規(guī)律不明顯。從圖10可以看出，總的趨勢是隨著螺牙深度的增大，最大剪切力也增大；螺牙深度對最大拉伸力的影響規(guī)律不明顯。

圖9 間隙-最大試驗力

圖10 螺牙深度-最大試驗力

4 間隙的優(yōu)化

由前文中試驗結(jié)果的方差分析可知，間隙J受到板厚及擰緊扭矩的明顯影響，軸向下壓力對間隙的影響接近明顯(F值為2.67，接近3)；最大拉伸力Tmax只受到軸向下壓力的明顯影響；螺牙深度H及最大剪切力Smax不受工藝參數(shù)的明顯影響。故決定建立關于間隙J的近似數(shù)學模型。

響應曲面設計[10]是在因子空間先設計合理的試驗點，以便于建立有效的回歸方程，從而解決生產(chǎn)中的優(yōu)化問題，也稱回歸設計。回歸正交設計是回歸設計中最具代表性的設計方法，它是正交設計與回歸分析有機結(jié)合而成的一種新的試驗方法，兼容了正交設計與回歸分析的優(yōu)點。當自變量只有一次方時，一般采用一次正交回歸設計。

由圖7知，各工藝參數(shù)與間隙J很可能是線性關系，所以本文采用一次回歸正交設計。其原理如下：試驗指標(y)與m個試驗因素X1，X2，…，Xm(j=1,2，…m)之間的多元回歸方程，若試驗共進行了i(i=1,2，…，n)次，則：

式中，bo為常數(shù)項，b1，b2，…，bj，…，bm分別為相應自變量的偏回歸系數(shù)，偏回歸系數(shù)可通過最小二乘原理計算出來。

設間隙J與下層鋼板厚度X1、軸向下壓力X2、擰緊扭矩X3之間，近似地具有線性關系，則有J=bo+b1X1+b2X2+b3X3。

根據(jù)上述原理及前面正交試驗的數(shù)據(jù)求得：J=-0.19+0.15X1+0.008X2-0.026X3，得到的方程只是近似數(shù)學模型，其擬合精度能否滿足要求，需進行回歸方程的F顯著性檢驗，所得多元線性回歸方差分析表列于表10中。

表10 間隙的正交設計回歸分析的方差分析表

從表10中可以看出，F(xiàn)值24大于臨界值12.06，回歸方程的線性關系是高度顯著的，說明可以不考慮3組工藝參數(shù)之間的相互作用。

同時可以看出，X1的偏回歸系數(shù)為正值，X2的偏回歸系數(shù)為正值，X3的偏回歸系數(shù)為負值，即增加下層鋁板厚度與軸向下壓力會增大間隙，增加擰緊扭矩會減小間隙。這與極差法的分析一致。X1的偏回歸系數(shù)絕對值最大，X3的次之，X2的最小，偏回歸系數(shù)絕對值越大說明相應的因素影響越大，這與方差法的分析一致。

所以為了減小間隙，下層鋁板在厚度足夠的前提下應選厚度更小的，擰緊扭矩應選大一些，軸向下壓力應選小一些。

5 結(jié)論

(1) 不同厚度的鋼鋁搭接組合與擰緊扭矩這2組工藝參數(shù)對間隙有明顯影響；軸向下壓力對最大拉伸力有明顯影響；工藝參數(shù)對最大剪切力及螺牙深度無明顯影響。

(2) 最大剪切力與間隙及螺牙深度均存在明顯的相關性。雖然工藝參數(shù)對最大剪切力無明顯影響，但對間隙有明顯影響。因此，可以通過優(yōu)化工藝參數(shù)來減小間隙以增大最大剪切力。

(3) 鋼鋁材料間的熱熔自攻絲接頭在準靜態(tài)載荷作用下未發(fā)生失效，但鋼板因太薄而被撕裂。這說明薄鋼板在車身結(jié)構(gòu)的應用中，應當使用強度較高的鋼板才能保證較好的連接力學性能。