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嘉峪檢測網(wǎng) 2024-07-30 12:16
摘要：鉚釘鍍層是影響鉚接接頭成形及力學(xué)性能的重要因素,采用單邊摩擦鉚焊(SSFR)工藝連接6005A-T6和6A01-T5鋁合金板材,研究了無鍍層、Zn鍍層、ZnNi鍍層三種類型鉚釘對(duì)應(yīng)的SSFR接頭成形過程鉚接力、能量輸入及接頭宏微觀成形的演化規(guī)律,分析了接頭中不同位置的鍍層剩余厚度及鉚釘/板材界面的元素?cái)U(kuò)散,探究了鉚釘鍍層對(duì)接頭拉剪和十字拉伸性能的影響。研究結(jié)果表明,鍍層的引入降低了鉚釘旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的能量輸入,從而使鋁合金材料的熱影響區(qū)減小,但能量輸入的降低不利于鉚釘空腔內(nèi)鋁合金材料間固相連接的形成,導(dǎo)致接頭的拉剪和十字拉伸性能下降。與Zn鍍層相比,ZnNi鍍層的耐磨性較強(qiáng),在鉚釘高速旋轉(zhuǎn)的攪拌摩擦作用下鍍層剩余厚度仍超過40%,有助于提高接頭的抗腐蝕性能。
關(guān)鍵詞：單邊摩擦鉚焊;無預(yù)制孔連接;鋁合金;鉚釘鍍層;失效機(jī)理
引言
交通運(yùn)輸業(yè)是能源消耗和碳排放的重要行業(yè),實(shí)現(xiàn)交通運(yùn)輸?shù)湍芎?、少排放發(fā)展是助力實(shí)現(xiàn)碳達(dá)峰、碳中和目標(biāo)的重要手段[1-2]。在高速列車制造領(lǐng)域,鋁合金作為一種關(guān)鍵的輕量化材料,因成形性好、比強(qiáng)度高、耐火性強(qiáng)、耐腐蝕性好等優(yōu)點(diǎn)而正在逐漸取代傳統(tǒng)鋼材,成為最新一代高速列車制造的首選材料[3]。目前,在時(shí)速超過200 km的高速列車中,鋁合金型材約占車體總質(zhì)量的70%[4]。
高速列車車體的鋁合金型材結(jié)構(gòu)具有空腔封閉、結(jié)構(gòu)異形等特點(diǎn),必須采用單邊連接工藝進(jìn)行裝配制造。抽芯鉚接是目前鋁合金型材連接中應(yīng)用最廣泛的單邊點(diǎn)連接工藝,該工藝使用的鉚釘由一個(gè)套環(huán)和一個(gè)帶鎖槽的釘桿構(gòu)成。在鉚接前需要對(duì)被連接部位預(yù)先制孔,然后將鉚釘插入預(yù)制孔中,使用專用的鉚槍拉伸釘桿并擠壓套環(huán)使其塑性變形實(shí)現(xiàn)鎖合,最后用鉚槍將釘桿剪斷使軸尾與套環(huán)平齊以實(shí)現(xiàn)可靠的機(jī)械連接。該工藝獨(dú)特的推拉式設(shè)計(jì)能夠?qū)崿F(xiàn)材料的單邊連接,尤其適用于鋁合金管件、型材等空心封閉結(jié)構(gòu),接頭具有緊固力高、動(dòng)態(tài)疲勞性能好等特點(diǎn)[5]。然而,抽芯鉚接工藝在應(yīng)用過程中會(huì)帶來以下三個(gè)問題:①制孔產(chǎn)生碎屑,金屬碎屑留存在封閉型腔中,隨車體的運(yùn)動(dòng)而產(chǎn)生摩擦磨損、振動(dòng)噪聲,降低了車體結(jié)構(gòu)的可靠性,也嚴(yán)重影響列車的乘坐舒適性,制約了高速列車的提速升級(jí),此外,碎屑還增加了電器設(shè)備短路的隱患;②裝配難度提高,抽芯鉚接所需的制孔工序不僅增加了工藝復(fù)雜性和成本,降低了裝配效率,且各層被連接材料之間預(yù)制孔的對(duì)中度以及孔與鉚釘?shù)母咄S度要求也增加了裝配難度;③接頭密封性差,由于鉚釘和被連接材料預(yù)制孔之間存在間隙,接頭氣密性和水密性較差,無法滿足車體服役要求,隨著車輛運(yùn)行速度的提高,腐蝕帶來的安全性隱患被進(jìn)一步放大。
針對(duì)鋁合金型材結(jié)構(gòu)的連接難題,無預(yù)制孔單邊連接工藝也得到了廣泛關(guān)注,包括攪拌摩擦盲鉚(friction stir blind riveting, FSBR)、流動(dòng)鉆鉚(flow drill screw, FDS)、自沖摩擦鉚焊(friction self-piercing riveting, F-SPR)等工藝。
FSBR工藝采用高速旋轉(zhuǎn)的鉚釘穿刺工件,隨后回拉釘腿使其膨脹實(shí)現(xiàn)機(jī)械緊固,克服了抽芯鉚接需要預(yù)制孔的缺點(diǎn)[6-8]。MA等[9]利用FSBR工藝實(shí)現(xiàn)了6022鋁合金和鑄鋁的連接,發(fā)現(xiàn)在較高的進(jìn)給速度和較低的主軸轉(zhuǎn)速下,接頭的斷裂吸能顯著提高,相比傳統(tǒng)抽芯鉚接接頭提高約62%。然而,由于接頭中鉚釘穿透了全部工件,FSBR工藝仍無法避免通孔引起的毛刺和接頭密封性差等問題。
FDS工藝通過螺桿高速旋轉(zhuǎn)軟化并穿刺工件,最終通過螺紋嚙合實(shí)現(xiàn)螺桿與工件間的機(jī)械連接,獲得高強(qiáng)度接頭。LI等[10]將FDS工藝和粘接工藝結(jié)合,進(jìn)一步提高了接頭強(qiáng)度且增大了失效位移。然而,FDS工藝完全穿透的連接形式會(huì)導(dǎo)致接頭發(fā)生較嚴(yán)重的電偶腐蝕,引起螺釘強(qiáng)度下降[11],且螺釘相對(duì)較大的質(zhì)量和較高的制造成本也限制了其在輕量化車身制造中的廣泛應(yīng)用[12-14]。
F-SPR工藝是一種結(jié)合了自沖鉚接和攪拌摩擦點(diǎn)焊的機(jī)械-固相復(fù)合連接工藝,該工藝使用較輕的半空心鉚釘高速旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的摩擦熱軟化材料,從而在較小軸向力下實(shí)現(xiàn)機(jī)械連接。同時(shí),鉚釘?shù)母咚傩D(zhuǎn)與工件材料的劇烈攪拌摩擦使工件間形成固相連接,為接頭提供了額外強(qiáng)化。相比于FSBR和FDS接頭,F-SPR接頭避免了鉚釘對(duì)下層工件的刺穿,因此具有更好的密封性和耐腐蝕性。然而,根據(jù)XIAN等[15]的研究,當(dāng)熱輸入較高時(shí),鉚釘機(jī)械互鎖不足,當(dāng)熱輸入較低時(shí),接頭孔洞等缺陷無法避免,嚴(yán)重影響了接頭的力學(xué)性能。進(jìn)一步,YANG等[16]設(shè)計(jì)了新型半空心內(nèi)螺紋鉚釘,并基于此款鉚釘提出了新型單邊摩擦鉚焊(single-sided friction riveting, SSFR)工藝,通過摩擦軟化和控?zé)犷A(yù)緊兩階段,進(jìn)一步協(xié)調(diào)工藝過程中的熱-力輸入,最終獲得無缺陷螺紋-固相復(fù)合連接接頭,具有較高的力學(xué)性能和較好的密封性能,為鋁合金結(jié)構(gòu)單邊連接提供了新的選擇。
在鉚接工藝中,由于鉚釘與異質(zhì)金屬材料間的電勢差會(huì)帶來電化學(xué)腐蝕問題,因此通常在鉚釘表面添加鍍層以實(shí)現(xiàn)鉚釘與工件間的物理隔離,進(jìn)而減緩接頭電化學(xué)腐蝕。KARIM等[17]研究了不同鉚釘鍍層對(duì)異種材料間自沖鉚接接頭腐蝕行為和強(qiáng)度退化的影響,結(jié)果表明,相較于無鍍層和Almac®鍍層鉚釘,使用ZnNi鍍層鉚釘獲得的接頭耐腐蝕性更優(yōu),腐蝕后的接頭強(qiáng)度下降程度更小。此外,鍍層的存在也改變了鉚釘表面狀況,顯著影響著鉚釘與工件間的摩擦和接頭成形性能[18]。ZHAO等[19]研究了不同接觸界面表面條件對(duì)自沖鉚接接頭質(zhì)量的影響,結(jié)果表明,在鉚釘表面添加鍍層或潤滑劑可降低鉚釘與上板間的摩擦因數(shù),有利于增加接頭互鎖量和底部剩余厚度。KARIM等[20]研究了不同鍍層鉚釘對(duì)自沖鉚接接頭強(qiáng)度的影響,結(jié)果表明,在相似的鉚接條件下,摩擦因數(shù)較低的ZnNi鍍層鉚釘穿刺更深,機(jī)械互鎖更強(qiáng)。綜上所述,對(duì)于自沖鉚接等冷成形工藝,鉚釘鍍層的研究已較為充分,然而,對(duì)于SSFR等熱成形工藝,鉚釘鍍層對(duì)接頭成形及性能的影響尚不清楚。
本文使用基于鋼制鉚釘?shù)腟SFR工藝,對(duì)6005A-T6和6A01-T5鋁合金板材進(jìn)行連接,研究鍍層成分對(duì)SSFR接頭成形的影響機(jī)制,通過分析工藝過程中的鉚接力、摩擦熱,以及接頭中鍍層剩余厚度,揭示鉚釘/板材間攪拌摩擦作用對(duì)鍍層損傷的影響規(guī)律。在此基礎(chǔ)上,比較無鍍層、Zn鍍層和ZnNi鍍層鉚釘對(duì)應(yīng)接頭的力學(xué)性能及失效形式,闡明不同鉚釘鍍層下SSFR接頭的強(qiáng)化機(jī)理。
1、試驗(yàn)方法
1.1 試驗(yàn)材料
試驗(yàn)所用材料為3 mm厚的6005A-T6和6A01-T5鋁合金板材,所用鉚釘為半空心內(nèi)螺紋鉚釘,包括釘蓋和釘腿兩部分,其中釘蓋主要起傳遞扭矩和下壓力的作用,其直徑為10 mm,高度為2 mm。釘蓋上端加工有6個(gè)楔形驅(qū)動(dòng)齒,用于與驅(qū)動(dòng)頭嚙合,實(shí)現(xiàn)對(duì)鉚釘高速旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)的穩(wěn)定驅(qū)動(dòng)。釘蓋下端設(shè)有環(huán)形凹槽,用于容納在工藝過程中沿釘腿外側(cè)流出的鋁合金材料。釘腿外壁無結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì),內(nèi)壁采用M6粗牙螺紋,螺紋高度為3.8 mm,鉚釘外觀形貌及尺寸如圖1所示。半空心鉚釘采用40Cr合金結(jié)構(gòu)鋼制備,質(zhì)量約為1.9 g。鋁合金材料及鉚釘?shù)幕瘜W(xué)成分和力學(xué)性能分別如表1和表2所示。鉚釘表面鍍層采用電鍍工藝,依據(jù)GMW4700通用標(biāo)準(zhǔn)[21]制備,成分分別為Zn和ZnNi。
表1 6005A-T6、6A01-T5鋁合金及40Cr鋼材料的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))
Tab.1 The compositions of 6005A-T6 and 6A01-T5 aluminum alloy and 40Cr steel (mass fraction)
表2 6005A-T6、6A01-T5鋁合金及40Cr鋼的力學(xué)性能
Tab.2 The mechanical properties of 6005A-T6, 6A01-T5 aluminum alloy and 40Cr steel
(a)外觀形貌 (b)幾何尺寸
圖1 SSFR鉚釘
Fig.1 SSFR rivets
1.2 工藝方法及試驗(yàn)設(shè)備
SSFR工藝過程如圖2所示,主要包括摩擦軟化和控?zé)犷A(yù)緊兩個(gè)階段。在摩擦軟化階段,鉚釘保持高速旋轉(zhuǎn)并低速進(jìn)給,與工件劇烈摩擦并大量產(chǎn)熱,充分軟化并以較小的鉚接力刺穿上層工件材料,使上層截留金屬與下層工件實(shí)現(xiàn)固相結(jié)合;在控?zé)犷A(yù)緊階段,降低鉚釘旋轉(zhuǎn)速度并提高其進(jìn)給速度,抑制鉚釘與工件材料間的摩擦產(chǎn)熱,協(xié)調(diào)鉚釘空腔內(nèi)部材料流動(dòng),從而抑制缺陷產(chǎn)生并實(shí)現(xiàn)螺紋齒的充分填充,最終獲得螺紋-固相復(fù)合連接接頭[16]。
圖2 SSFR工藝過程示意圖[16]
Fig.2 Schematic diagram of the SSFR process[16]
根據(jù)前期對(duì)工藝參數(shù)的探索,確定了實(shí)現(xiàn)兩階段工藝目標(biāo)的參數(shù)。第一階段旋轉(zhuǎn)速度n1為3600 r/min,進(jìn)給速度f1為2 mm/s,進(jìn)給深度x1為3 mm;第二階段旋轉(zhuǎn)速度n2為1800 r/min,進(jìn)給速度f2為4 mm/s,進(jìn)給深度x2為2.4 mm。
SSFR工藝的原型系統(tǒng)如圖3所示,主要由C形框架、控制器和試驗(yàn)臺(tái)三部分組成。其中,試驗(yàn)臺(tái)和驅(qū)動(dòng)軸分別置于C形框架的開口處,試驗(yàn)過程中由驅(qū)動(dòng)軸驅(qū)動(dòng)鉚釘進(jìn)行旋轉(zhuǎn)和進(jìn)給運(yùn)動(dòng),而工件疊放在試驗(yàn)臺(tái)上,為了模擬單邊連接工況,在試驗(yàn)臺(tái)上開有一個(gè)φ30 mm的孔作為空心支撐。驅(qū)動(dòng)軸與兩臺(tái)伺服電機(jī)相連,用于實(shí)現(xiàn)鉚釘周向旋轉(zhuǎn)和軸向進(jìn)給兩個(gè)運(yùn)動(dòng)。此外,為了獲取工藝過程信號(hào),在設(shè)備上共安裝了3個(gè)傳感器。其中,壓力傳感器內(nèi)置于驅(qū)動(dòng)軸上方,其量程為50 kN,精度為0.25 kN;扭矩傳感器安裝在主軸和旋轉(zhuǎn)電機(jī)輸出端之間,以實(shí)時(shí)獲得工藝過程中的主軸扭矩?cái)?shù)據(jù),其量程為50 N·m,精度為0.05 N·m;鉚釘?shù)倪M(jìn)給位移采用光柵尺測量,其量程為150 mm,分辨力為0.005 mm,上述傳感器的采樣頻率均為2.0 kHz。
圖3 SSFR工藝原型系統(tǒng)
Fig.3 SSFR process prototype system
1.3 接頭質(zhì)量評(píng)價(jià)方法
本研究主要從宏觀形貌、微觀形貌、硬度、力學(xué)性能4個(gè)方面對(duì)接頭質(zhì)量進(jìn)行評(píng)價(jià)。對(duì)SSFR接頭進(jìn)行切割、鑲嵌、研磨和拋光后,使用徠卡金相顯微鏡Leica DM6M觀測接頭截面宏觀形貌,使用掃描電子顯微鏡JEOL JSM-7800F PRIME對(duì)接頭截面不同區(qū)域微觀形貌、元素分布進(jìn)行表征。采用顯微硬度儀Wilson VH1102對(duì)磨拋后的試樣進(jìn)行維氏硬度測試,其中鋁合金板材的測試載荷為0.98 N,鋼鉚釘?shù)臏y試載荷為 2.94 N,硬度點(diǎn)陣的間隔為0.3 mm,邊界陣點(diǎn)與試樣邊緣的距離為0.15 mm。
接頭的拉剪性能測試方法如圖4a所示,將兩片130 mm×38 mm的工件進(jìn)行搭接,搭接區(qū)域?yàn)?8 mm×38 mm的正方形,鉚釘位于搭接區(qū)中心。拉剪試驗(yàn)中,為了避免由兩板軸線與所受拉力不平行產(chǎn)生的旋轉(zhuǎn)扭矩的影響,將一對(duì)厚度為3 mm的墊片墊置于鋁板的夾持端上。十字拉伸力學(xué)性能測試方法如圖4b所示,兩片100 mm×38 mm的工件正交搭接,鉚接位置位于搭接區(qū)中心,在工件兩端開兩個(gè)距離為66 mm的圓孔用于夾持。力學(xué)性能試驗(yàn)在SUNS UTM5504X電子試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行,拉伸速率為2 mm/min,每組參數(shù)下重復(fù)測試5次。
(a)拉剪試樣
(b)十字拉伸試樣[16]
圖4 接頭力學(xué)性能測試樣件尺寸
Fig.4 The sample size for joint mechanical performance testing
2、結(jié)果與討論
2.1 鉚釘表面鍍層分布
為了研究SSFR工藝過程對(duì)鉚釘鍍層厚度的影響,首先對(duì)電鍍后鉚釘表面鍍層進(jìn)行金相觀察,并測量其厚度。圖5和圖6所示分別為Zn鍍層和ZnNi鍍層的鉚釘不同區(qū)域的鍍層形貌,圖7所示為不同位置處鍍層的初始厚度,可以看到,整體上兩種鉚釘?shù)腻儗佣驾^為均勻。對(duì)于Zn鍍層鉚釘,其內(nèi)腔的a、b區(qū)域及釘蓋下端的環(huán)形凹槽f處的鍍層較厚,為20～35 μm,而尖端處及外壁的厚度相差較小,為8～13 μm。對(duì)于ZnNi鍍層鉚釘,其內(nèi)腔、螺紋齒以及外壁的鍍層厚度較Zn鍍層更厚,為25～40 μm。
圖5 Zn鍍層鉚釘不同區(qū)域鍍層形貌
Fig.5 Morphology of Zn-coated rivets in different areas
圖6 ZnNi鍍層鉚釘不同區(qū)域鍍層形貌
Fig.6 Morphology of ZnNi-coated rivets in different areas
圖7 鉚釘不同區(qū)域鍍層初始厚度
Fig.7 The initial thickness of coating in different areas of the rivet
2.2 鍍層厚度隨接頭成形的演化
圖8所示為帶有不同鍍層鉚釘分別在進(jìn)給深度為0.5 mm、1 mm、3 mm時(shí)對(duì)應(yīng)的接頭形貌。從圖8中可以看出,當(dāng)鉚釘進(jìn)給到0.5 mm時(shí),Zn鍍層已經(jīng)基本消失;而對(duì)于ZnNi鍍層鉚釘,當(dāng)進(jìn)給深度為3 mm時(shí),鍍層仍清晰可見,且呈連續(xù)分布狀態(tài)。這是因?yàn)榕cZn鍍層相比,ZnNi鍍層具有更好的耐磨性,在鉚釘高速旋轉(zhuǎn)的攪拌摩擦作用下不易損壞。此外,兩種鍍層的熔點(diǎn)也有較大差異, Zn鍍層的熔點(diǎn)為419.5 ℃,而ZnNi鍍層的熔點(diǎn)為530～580 ℃[22]。鋁合金摩擦鉚焊過程中的溫度約為340～535 ℃[23],因此在摩擦熱的作用下Zn鍍層已經(jīng)熔化,并在鉚釘壓力的作用下鉚釘/鋁板界面接觸,而ZnNi鍍層較高的熔點(diǎn)使其不會(huì)完全熔化,殘余鍍層仍附著在鉚釘表面。
(a)Zn鍍層
(b)ZnNi鍍層
圖8 不同鍍層鉚釘進(jìn)給過程中的接頭形貌
Fig.8 Joint morphology during the SSFR process with different rivet coatings
2.3 鉚接力及摩擦熱分析
圖9和圖10所示為SSFR工藝過程中不同鍍層鉚釘對(duì)應(yīng)的鉚接力隨進(jìn)給深度的變化曲線和對(duì)應(yīng)的峰值。從圖9中可以看出,對(duì)于無鍍層鉚釘,在第一階段,鉚釘接觸上層板初期,兩者接觸面積逐漸增大,在鉚釘壁與板材間的摩擦和板材沿進(jìn)給方向抵抗變形的作用下,鉚接力先增大達(dá)到第一個(gè)峰值,之后在摩擦熱軟化的作用下,鉚接力逐漸減小;在第二階段,鉚釘旋轉(zhuǎn)速度降低,進(jìn)給速度提高,鉚接力呈現(xiàn)出與第一階段類似的先增大后減小的規(guī)律。從圖10中可以看出,鉚釘表面鍍層對(duì)鉚接力有顯著影響,Zn鍍層鉚釘鉚焊過程中的峰值力較高,主要因?yàn)閆n鍍層相較鉚釘原始表面和ZnNi鍍層粗糙度更低,因此鉚焊過程中的摩擦產(chǎn)熱也更少,造成鋁合金板材的熱軟化不足。在鉚焊復(fù)合連接工藝中,母材的軟化程度影響著接頭最終成形質(zhì)量,鉚接力越大,相應(yīng)的母材軟化程度越低,最終接頭成形后出現(xiàn)裂紋的概率越高。
圖9 鉚接力隨進(jìn)給位移變化曲線
Fig.9 The curve of riveting force with feed displacement
圖10 不同鍍層鉚釘對(duì)應(yīng)鉚焊過程的峰值力
Fig.10 The peak force corresponding to the riveting process of rivets with different coatings
在SSFR工藝過程中,鉚釘刺入工件的能量由主軸的軸向進(jìn)給運(yùn)動(dòng)和周向旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)做功提供,輸入的能量小部分被工件的塑性變形消耗,大部分轉(zhuǎn)化為熱量以提高工件和鉚釘?shù)臏囟?。SSFR工藝的總能量輸入E可表示為
E=EF+EM
(1)EF=
Ffdt(2)EM=Mndt(3)Δt=x/f
(4)式中,EF為鉚接力消耗的能量;EM為扭矩消耗的能量;F為工藝過程中的鉚接力;M為扭矩;f為鉚釘?shù)倪M(jìn)給速度;n為旋轉(zhuǎn)速度;t為工藝時(shí)間;Δt為工藝自始至終的時(shí)間周期,可表示為總進(jìn)給位移x與進(jìn)給速度f的比值。
定義能量輸入比R,表示SSFR工藝工程中旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的能量占總能量的比例,表達(dá)式為R=EM/E(5)圖11所示為不同鍍層鉚釘對(duì)應(yīng)的能量輸入,可以看出,旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的能量占總能量輸入均超過96%。這與先前攪拌摩擦工藝的研究結(jié)果一致[9],即總能量主要通過鉚釘?shù)男D(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生。此外,由于ZnNi鍍層表面粗糙度低,以及ZnNi鍍層在鉚焊過程中保留更為完整,鍍層碎片與鉚釘和板材間的摩擦產(chǎn)熱更少,因此ZnNi鍍層鉚釘對(duì)應(yīng)總能量輸入最低。
圖11 不同鍍層鉚釘對(duì)應(yīng)的能量輸入
Fig.11 Energy input corresponding to rivets with different coatings
2.4 接頭宏微觀組織分析
利用能譜儀(energy dispersive spectrometer, EDS)對(duì)鋁合金材料和鉚釘界面處的元素?cái)U(kuò)散情況進(jìn)行分析。選取3種不同鉚釘接頭中鉚釘腿與鋁合金材料典型接觸界面進(jìn)行面掃描,結(jié)果如圖12所示。從圖12a中可以看出,對(duì)于無鍍層鉚釘接頭,Fe元素向鋁合金母材發(fā)生輕微擴(kuò)散;從圖12b中可以看出,對(duì)于Zn鍍層鉚釘接頭,其鍍層中的Zn元素會(huì)在鉚釘外壁周圍的鋁合金材料中發(fā)生更大范圍的擴(kuò)散;從圖12c中可以看出,對(duì)于ZnNi鍍層鉚釘接頭,其鍍層中的Ni元素幾乎未發(fā)生擴(kuò)散,且Zn元素?cái)U(kuò)散也非常有限。
(a)無鍍層鉚釘
(b)Zn鍍層鉚釘
(c)ZnNi鍍層鉚釘
圖12 接頭EDS面掃描結(jié)果
Fig.12 EDS surface scanning results of the joint
進(jìn)一步,結(jié)合EDS線掃描定量分析,選取圖12中鋁合金和鋼鉚釘接觸界面的垂線,對(duì)其元素?cái)U(kuò)散情況進(jìn)行分析,結(jié)果如圖13所示。由圖13可以看到,在無鍍層鉚釘接頭的接觸界面,Fe元素向鋁合金側(cè)發(fā)生擴(kuò)散,擴(kuò)散寬度約為10 μm;在Zn鍍層鉚釘接頭的接觸界面左側(cè),鍍層中的Zn元素幾乎完全發(fā)生擴(kuò)散,且原子比例為1∶9左右,形成了Al-Zn混合區(qū),該區(qū)域Zn元素與鋁合金母材在高溫作用下發(fā)生反應(yīng);與Zn鍍層鉚釘不同,ZnNi鍍層鉚釘在鉚焊后主要形成了4個(gè)不同區(qū)域,分別為母材區(qū)、Al-Zn-Ni混合區(qū)、鍍層區(qū)和鉚釘區(qū),其中,Al-Zn-Ni混合區(qū)為ZnNi鍍層與母材相互擴(kuò)散形成,其中的Al原子與Zn原子比例相對(duì)穩(wěn)定在1∶4附近,靠近鍍層附近存在少量Ni元素,而鍍層區(qū)的元素組成主要為Zn元素和Ni元素,且原子比例與初始鍍層相同,這證明ZnNi鍍層在鉚焊過程中,一部分原始鍍層得以保留,而另一部分則向鋁合金母材發(fā)生擴(kuò)散。
(a)無鍍層鉚釘
(b)Zn鍍層鉚釘
(c)ZnNi鍍層鉚釘
圖13 接頭EDS線掃描結(jié)果
Fig.13 EDS line scanning results of the joint
2.5 硬度分析
接頭維氏硬度測量結(jié)果如圖14所示,根據(jù)硬度結(jié)果將鋁合金板材分為母材區(qū)、熱影響區(qū)和攪拌區(qū)3個(gè)區(qū)域。其中,母材區(qū)受熱影響較小,該區(qū)域硬度與原始硬度相差不大;攪拌區(qū)受熱影響較大,且在形成過程中承受很大的塑性變形,該區(qū)域硬度較低,均在70HV以下;而熱影響區(qū)硬度介于母材區(qū)和攪拌區(qū)之間。在這3個(gè)不同區(qū)域中,熱影響區(qū)的寬度差異在一定程度上可以反映SSFR工藝過程中的熱輸入差異。無鍍層鉚釘接頭釘腿外側(cè)的熱影響區(qū)寬度約為2.20 mm,而鍍層鉚釘接頭對(duì)應(yīng)的熱影響區(qū)寬度約為1.62 mm,說明在SSFR工藝過程中,無鍍層鉚釘接頭的母材吸收熱量較多且軟化程度較高。摩擦鉚焊過程中的熱輸入會(huì)導(dǎo)致鋁合金基體中的強(qiáng)化相發(fā)生長大,晶粒內(nèi)部的位錯(cuò)密度降低,從而引起材料硬度降低,因此,當(dāng)動(dòng)態(tài)軟化大于細(xì)晶強(qiáng)化時(shí),材料硬度發(fā)生下降。相比于無鍍層鉚釘接頭,有鍍層鉚釘接頭的鋁合金材料平均硬度相對(duì)較高,其中平均硬度最高的是Zn鍍層鉚釘接頭。
圖14 鉚焊接頭維氏硬度云圖
Fig.14 Vickers hardness cloud map of the riveted joints
2.6 力學(xué)性能分析
圖15所示為接頭準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)試驗(yàn)結(jié)果。圖15a為不同鍍層鉚釘對(duì)應(yīng)接頭的拉剪曲線,可以看出,鍍層的存在會(huì)導(dǎo)致接頭的失效位移明顯減小。圖15b為不同鍍層鉚釘對(duì)應(yīng)接頭的十字拉伸曲線,結(jié)果表明,有無鍍層對(duì)接頭十字拉伸性能影響不大。由圖15c可知,總計(jì)出現(xiàn)了3種拉剪斷裂失效形式,即底部鋁合金斷裂、螺紋失效和鋁柱斷裂。其中無鍍層鉚釘對(duì)應(yīng)接頭拉剪斷裂以底部鋁合金斷裂為主,而鍍層鉚釘對(duì)應(yīng)接頭拉剪斷裂以鋁柱斷裂為主,所有種類接頭均出現(xiàn)少量的螺紋失效。十字拉伸失效模式包括螺紋失效和鋁柱斷裂,如圖15d所示。結(jié)果表明,該工藝參數(shù)下接頭十字拉伸性能受鍍層種類影響較小,且不同失效形式接頭性能差異不大。圖16和圖17所示為接頭平均峰值拉剪力、十字拉伸力和斷裂吸能大小。從圖16中可以看出,Zn鍍層和ZnNi鍍層的鉚釘對(duì)應(yīng)接頭峰值拉剪力相較無鍍層鉚釘接頭均有所下降,斷裂吸能下降幅度超過40%。從圖17中可以看出,鉚釘鍍層對(duì)接頭平均峰值十字拉伸力和斷裂吸能幾乎沒有影響。
(a)拉剪載荷-位移曲線
(b)十字拉伸載荷-位移曲線
(c)拉剪斷裂形式
(d)十字拉伸斷裂形式
圖15 接頭準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果
Fig.15 Results of quasi-static mechanical performance test for joints
圖16 接頭平均峰值拉剪力及斷裂吸能
Fig.16 Average tensile-shear peak force and fracture energy absorption of the joint
圖17 接頭平均峰值十字拉伸力及斷裂吸能
Fig.17 Average cross-tension peak force and fracture energy absorption of the joint
3、結(jié)論
(1)在SSFR工藝中,相較于使用無鍍層鉚釘,使用鍍層鉚釘對(duì)應(yīng)的接頭鉚接力更大,且鉚接力的增大易導(dǎo)致接頭成形過程中出現(xiàn)裂紋等缺陷。
(2)當(dāng)使用Zn鍍層鉚釘時(shí),獲得的接頭中釘腿底部的鍍層完全消失,無法實(shí)現(xiàn)鉚釘和鋁合金材料間的物理隔離,而當(dāng)使用ZnNi鍍層鉚釘時(shí),獲得的接頭中鉚釘不同區(qū)域的鍍層均有所保留。
(3)無鍍層鉚釘?shù)腇e原子會(huì)向鋁合金材料內(nèi)發(fā)生輕微擴(kuò)散,而Zn鍍層鉚釘和ZnNi鍍層鉚釘主要是Zn原子向鋁合金基體內(nèi)擴(kuò)散,這是由于Zn熔點(diǎn)較低而導(dǎo)致的。
(4)SSFR接頭中,按硬度特征可將鋁合金材料大致分為母材區(qū)、熱影響區(qū)和攪拌區(qū),而鍍層的存在不會(huì)影響接頭組織分類。其中熱影響區(qū)和攪拌區(qū)材料受到了較大的熱影響和塑性變形,因此兩區(qū)域硬度較低,均低于70HV。此外,無鍍層鉚釘接頭的鋁合金材料由于吸熱更多且軟化更高,其熱影響區(qū)范圍最大。
(5)鉚釘鍍層導(dǎo)致接頭拉剪失效位移減小超過40%,但對(duì)接頭正拉性能無明顯影響。此外,SSFR工藝接頭共出現(xiàn)了3種拉剪失效形式,分別為底部鋁合金斷裂、螺紋失效和鋁柱斷裂,其中底部鋁合金失效對(duì)應(yīng)的峰值拉剪力和斷裂吸能最高。
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