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嘉峪檢測網(wǎng) 2024-04-28 12:45
摘 要：結(jié)構(gòu)中的焊點(diǎn)往往同時(shí)承受軸向和切向載荷的作用，而焊點(diǎn)的單向力學(xué)性能不能反映焊點(diǎn)的真實(shí)服役狀態(tài).為此，對比了最優(yōu)參數(shù)下的傳統(tǒng)攪拌摩擦焊接（Conventional Friction Stir Spot Welding，CFSSW），無針攪拌摩擦焊接（Probeless Friction Stir Spot Welding，PFSSW）以及掃略攪拌摩擦焊接（Swept Friction Stir Spot Welding，SFSSW）接頭的拉剪和剝離力學(xué)性能.針對某小型全鋁電動(dòng)汽車，提出了焊點(diǎn)多工況服役性能的評價(jià)指標(biāo)，并對3 種焊點(diǎn)的服役性能進(jìn)行了比較.結(jié)果表明，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%.在車身結(jié)構(gòu)的前縱梁連接部分，3種焊點(diǎn)均表現(xiàn)出最高的焊點(diǎn)服役性能.地板橫梁與地板縱梁的連接部分表現(xiàn)出最低的焊點(diǎn)服役性能.由此可知，應(yīng)適當(dāng)增加焊點(diǎn)的數(shù)量以保證結(jié)構(gòu)的安全性.
關(guān)鍵詞：車身輕量化；攪拌摩擦點(diǎn)焊工藝；鋁合金；服役性能
國際社會(huì)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(diǎn)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(shí)現(xiàn)車身結(jié)構(gòu)輕量化設(shè)計(jì)的有效途徑之一.車身結(jié)構(gòu)包括 3 000～4 000 個(gè)焊點(diǎn)，高強(qiáng)度和可靠的點(diǎn)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(diǎn)相對較低，采用傳統(tǒng)的熔焊工藝會(huì)存在熱裂紋、氣孔、夾渣等焊接缺陷［4-5］.有些牌號(hào)的鋁合金甚至被認(rèn)為不能通過焊接進(jìn)行連接.傳統(tǒng)攪拌摩擦焊接（Conventional Friction Stir Spot Welding，CFSSW）是由馬自達(dá)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(gè)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(shí)間，產(chǎn)生穩(wěn)態(tài)的焊接熱及材料的塑性流動(dòng).最后，攪拌頭拔出，完成整個(gè)焊接過程.CFSSW 焊點(diǎn)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(dòng)，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(yùn)動(dòng)，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(diǎn)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(shí)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(jìn)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(jìn)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(bào)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(diǎn)焊及其改進(jìn)工藝力學(xué)性能的比較還沒有系統(tǒng)地研究.并且，焊點(diǎn)在結(jié)構(gòu)中往往同時(shí)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(qiáng)度對接頭性能的評價(jià)不能真實(shí)地反映焊點(diǎn)的服役狀態(tài).
本文基于前期對攪拌摩擦點(diǎn)焊及其改進(jìn)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(diǎn)在接頭中的服役狀態(tài)，提出焊點(diǎn)服役性能的評價(jià)方法.針對最優(yōu)參數(shù)下3 種工藝接頭的服役性能進(jìn)行了比較.本文旨在為車身結(jié)構(gòu)的焊點(diǎn)性能設(shè)計(jì)提供參考.
1、攪拌摩擦點(diǎn)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(diǎn)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(diǎn)的性能，分別對3 種焊點(diǎn)進(jìn)行拉剪和剝離性能測試.采用宏利加工中心（M-V6T）進(jìn)行試樣加工，焊接設(shè)備如圖1（a）所示.此外，設(shè)計(jì)了加工夾具對拉剪和剝離試樣進(jìn)行裝夾，具體分別見圖1（b）和圖1（c）.3種焊點(diǎn)采用相同軸肩直徑的攪拌針進(jìn)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(shí)間3 s），PFSSW（轉(zhuǎn)速3 500 r/min，下壓量0.5 mm，停留時(shí)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(jìn)行3 次重復(fù)性試驗(yàn)，以減少試驗(yàn)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(diǎn)進(jìn)行加工，并對接頭的拉剪力學(xué)性能進(jìn)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(jī)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(dòng).CFSSW 焊接體現(xiàn)出“體連接”的特點(diǎn)，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(kuò)展，所以在斷裂過程中，CFSSW 焊點(diǎn)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(yùn)動(dòng)，有效地增加了焊點(diǎn)連接面積.所以焊點(diǎn)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(diǎn)焊工藝?yán)粜阅艿谋容^如圖4（d）所示.接頭的拉剪試驗(yàn)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(diǎn)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(diǎn)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(jī)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(qiáng)度達(dá)到焊點(diǎn)的剝離強(qiáng)度時(shí)，結(jié)合面被剝離開.當(dāng)PFSSW 焊點(diǎn)的剝離載荷達(dá)到最大值后迅速降低到零，在3 種焊點(diǎn)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(yùn)動(dòng)，增大了焊點(diǎn)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(diǎn)的拉剪力學(xué)性能類似，SFSSW 焊點(diǎn)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(diǎn)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(diǎn)的多工況服役性能
傳統(tǒng)的接頭力學(xué)性能評價(jià)是通過接頭的破壞性試驗(yàn)獲得接頭的失效載荷來進(jìn)行比較的，然而，這種評價(jià)方式不能真實(shí)反映焊點(diǎn)在實(shí)際結(jié)構(gòu)中的服役狀態(tài).本節(jié)提出一種基于車輛實(shí)際服役工況對車身結(jié)構(gòu)的典型連接位置處的焊點(diǎn)服役性能的評價(jià)方法，這種評價(jià)方法較傳統(tǒng)方法更能夠反映車身結(jié)構(gòu)的實(shí)際服役狀態(tài).針對前文提到的3 種點(diǎn)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(jìn)行評價(jià)，選用的結(jié)構(gòu)是某小型全鋁電動(dòng)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(jìn)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(jìn)行簡化或刪除；其次，對車身結(jié)構(gòu)的各部件進(jìn)行抽中面，以減少結(jié)構(gòu)的計(jì)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(jìn)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(gè)四邊形單元和6 815 個(gè)三角形單元.
小型電動(dòng)汽車車身的加載試驗(yàn)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(yàn)具有較好的一致性，驗(yàn)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(shí)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(huì)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(xiàn)率達(dá)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(diǎn)在典型區(qū)域的力學(xué)特性進(jìn)行FE 分析.在車身結(jié)構(gòu)的相應(yīng)位置上隨機(jī)建立203 個(gè)焊點(diǎn)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(diǎn)單元如圖7（b）所示.
圖6 小型電動(dòng)汽車車身的加載試驗(yàn)
Fig.6 Small electric vehicle body loading test
圖7 小型電動(dòng)汽車車身的FE模型
Fig.7 FE model of the small electric vehicle body
圖8 為考慮多工況的車身焊點(diǎn)服役性能評價(jià)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(diǎn)的承載特性進(jìn)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(jìn)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(jià)指標(biāo).對車身結(jié)構(gòu)的FE模型進(jìn)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(gè)懸架安裝孔在3個(gè)方向上的移動(dòng)自由度（Ux=Uy=Uz=0，SPC1，2，3）.在前后懸架的中點(diǎn)加載z 方向的載荷（Fz=6 000 N），如圖9（a）所示.在焊點(diǎn)扭轉(zhuǎn)工況中，約束汽車后懸架的2 個(gè)安裝孔沿著3 個(gè)方向的移動(dòng)自由度（Ux =Uy =Uz =0，SPC1，2，3）.此外，還約束了防撞梁的中點(diǎn)沿y 軸移動(dòng)自由度外的其他移動(dòng)自由度（Ux =Uz =0，SPC1，3）.在前懸架安裝點(diǎn)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(diǎn)，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(diǎn)服役性能評價(jià)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(diǎn)的連接進(jìn)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(gè)剪切應(yīng)力.對兩個(gè)垂直方向上的剪切應(yīng)力進(jìn)行合成.
式中：τ 為焊點(diǎn)的合成剪切應(yīng)力；
分別為焊點(diǎn)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(diǎn)梁單元測點(diǎn)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(diǎn)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(diǎn)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(diǎn)測點(diǎn)的數(shù)量.
焊點(diǎn)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(jìn)行表示［14］.本節(jié)將車身焊點(diǎn)的服役性能的評價(jià)指標(biāo)定義為：
式中：ηi（i=1，2，3）分別代表3 種焊點(diǎn)的多工況服役性能；
分別為焊點(diǎn)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(gè)焊點(diǎn)測點(diǎn)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(shí)刻進(jìn)行正應(yīng)力和剪切應(yīng)力的權(quán)重計(jì)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(jì)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(diǎn)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(diǎn)服役性能.由圖10（a）可知，車身的焊點(diǎn)主要承受軸向應(yīng)力的作用.由圖10（b）可知，SFSSW 焊點(diǎn)在前縱梁等8個(gè)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(diǎn)均表現(xiàn)出最高的焊點(diǎn)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(diǎn)服役性能，應(yīng)適當(dāng)增加焊點(diǎn)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(diǎn)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(jìn)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(diǎn)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(diǎn)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(jìn)行連接.分別對比了最優(yōu)參數(shù)下，CFSSW、PFSSW 和SFSSW 焊點(diǎn)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(diǎn)服役性能與力學(xué)性能的內(nèi)在聯(lián)系，并對3 種焊點(diǎn)的服役性能進(jìn)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(diǎn)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(diǎn)通過1D Beam 單元進(jìn)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(diǎn)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(diǎn)服役性能的評價(jià)方法，并對3 種焊點(diǎn)的多工況服役性能進(jìn)行了比較.結(jié)果表明，SFSSW 的服役性能均高于CFSSW和PFSSW接頭.
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來源：期刊：《湖南大學(xué)學(xué)報(bào)》作者：于貴申 1，陳鑫 1†，于雪 2，武子濤 1，3
來源：Internet
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