鋁鋼電阻單元焊接頭力學性能模擬

何冠中,樓 銘,馬運五,李永兵

(上海交通大學 機械系統與振動國家重點實驗室;上海市復雜薄板結構數字化制造重點實驗室,上海 200240)

隨著全球能源危機和環境污染日益嚴峻，節能減排已成為現代汽車工業的重要發展方向.汽車能源消耗和尾氣排放與車身重量直接相關，更輕質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，發展多材料復合車身已經成為車身輕量化的必然選擇[2-3].其中，鋁合金以密度低、比強度高、耐腐蝕性佳等優點，成為車身輕量化的首選材料.但是，鋁合金等輕質材料的應用對傳統鋼制車身焊裝的電阻點焊技術提出了巨大挑戰[4].鋁和鋼在晶體結構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，導致難以獲得質量可靠的焊接接頭[5].自沖鉚接作為一種無熱效應的機械連接工藝，是當前全鋁和鋁鋼混合車身的主要連接技術[6].然而在連接一些高強度、高硬度材料，如超高強鋼時，自沖鉚接由于設備噸位和鉚釘自身材料特性的制約，無法獲得具有高質量機械互鎖的接頭[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變為同種金屬焊接問題.其工藝過程包括：① 根據鋁板厚度、待焊鋼板材質等條件，選擇尺寸、材質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行沖裁置釘；③ 將待焊鋼板放置于鋁板下層，利用傳統電阻點焊電極對鋁板上的預置鉚釘和下層鋼板進行熔化焊接；④ 在鋼制鉚釘底部與鋼板之間形成焊核，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，目前國內外公開的相關研究相對較少.Meschut等[9]利用多種新工藝對鋁合金和超高強鋼進行連接，發現REW工藝不受超高強鋼變形抗力大而難以形成有效機械自鎖的影響，在與結構膠復合使用時能獲得比自沖鉚接更強的拉剪強度.凌展翔等[10-11]對鋁合金和硼鋼進行REW連接，發現其接頭拉剪強度遠高于傳統的電阻點焊，同時研究了REW接頭硬度分布規律，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

現有研究均是通過試驗手段來分析REW接頭強度.近年來，已經有部分學者對超高強鋼點焊接頭的力學性能進行了模擬研究[12-13]，但是，REW接頭涉及同種材料熔化焊以及異質材料機械互鎖的雙重連接，其接頭形貌和失效機理均較為復雜，同時為研究接頭力學性能而制作不同鉚釘、測試不同焊接參數將耗費巨大精力與時間.因此，利用有限元方法來模擬REW接頭的力學試驗過程，研究接頭力學特性是獲取REW接頭失效機理，降低工藝開發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律，分析接頭中應力應變分布規律和失效行為，揭示接頭失效機理.

1 模型建立

首先依據鉚釘、鋁板和鋼板的實際形貌尺寸，在CATIA軟件中建立相應的三維幾何模型.然后將其導入HYPERMESH中劃分網格、生成LS-DYNA關鍵字k文件，并在LS-PREPOST中編輯相應關鍵字.完成模型前處理后，提交LS-DYNA求解器進行求解計算.計算完成后在LS-PREPOST中查看并分析結果.

1.1 幾何建模與網格剖分

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力學性能建模的關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雜過程，焊接前后鉚釘形貌已發生變化，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))，發現因鉚釘高度較高，與鋼板焊接時類似于差厚板點焊，導致焊核形成偏向于鉚釘一側，鉚釘和鋼板均產生較大面積的熱影響區.鉚釘與鋼板熔核下邊界處形成一個類梯形結構，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發生變化，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節，模型完全復刻實際的鉚釘嵌入鋼板的梯形特征，并采用合并鉚釘底部與鋼板接觸的梯形界面上結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、節省時間，同時便于觀察力學性能測試時接頭內部形貌的演化規律，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.設定拉剪和剝離試驗中兩板交疊區長度為38 mm，接頭布置于兩板交疊區中心，固定裝夾區長度為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，焊核周圍區域網格最細密，大小為 0.1 mm，近接頭區域鉚釘及鋼板網格尺寸為 0.2 mm.遠離接頭部分依重要性做適當稀疏處理，鋁板和鋼板交疊區主體網格尺寸設定為 1.2 mm，而兩板裝夾區網格大小設定為 2.5 mm.拉剪模型單元數為 20 950，節點數為 26 002.剝離模型單元數為 20 622，節點數為 24 602.

圖3 電阻單元焊力學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

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參數均通過實際力學試驗曲線獲取，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微觀組織結構發生改變，其材料力學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則，難以通過材料力學試驗直接獲取其力學性能參數，為此本文通過測量受焊接熱循環影響的材料與母材硬度的比例關系來反推材料的屈服強度和拉伸強度[14-15].本研究利用維氏硬度計測量REW接頭的硬度分布規律，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行測量，每條線上的測試點間隔為 0.3 mm，測試點分布及結果如圖5所示.可以看出，無論對于鋼制鉚釘還是鋼板，其焊核與熱影響區之間的硬度差別不大，可以將其簡化為一個整體的實體強化區.測量得鉚釘強化區和原始母材的平均硬度分別為476和281，按硬度比例關系縮放得到鉚釘強化區的屈服強度和拉伸強度分別為830和 1 306 MPa.同樣，鋼板強化區與其母材硬度分別為376和218 HV，按硬度比例關系縮放得到鋼板強化區的屈服強度和拉伸強度分別為673和931 MPa.有限元模型中使用的各材料等效塑性應力(σ)-應變(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力-應變曲線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展過程，使用關鍵字MAT_ADD_EROSION設置材料的失效準則，并在有限元模擬過程中對失效單元進行刪除來模擬材料的斷裂過程.在實際試驗中發現，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為可失效部件.CR340鋼板的材料失效參數參考文獻[16]中的結果，得到其有效塑性應變隨應力三軸度的變化規律.由于拉剪和剝離試驗中材料受力方式及應力三軸度不同，分別對拉剪和剝離模型選取有效塑性應變ε=1.0 和ε=0.6 作為失效條件.

1.3 邊界及求解條件設置

本模型中的鋁合金板、鋼板以及鋼制鉚釘均設為變形體.模型中各部件的接觸均設置為網格雙向面對面接觸，其LS-DYNA關鍵字為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接觸的摩擦系數取 0.35，將其余接觸面的摩擦系數設為 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點的Z軸方向位移不變.固定下層鋼板裝夾區全部節點自由度，拉剪模型中約束上層鋁板裝夾區所有節點除向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所有節點除向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量縮放的方法[17]，對于拉剪模型中的鋁板裝夾區施加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施加Y軸勻速正向的位移載荷30 mm/s.設置求解時間約為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等效應力演化Fig.9 Simulated geometry and von Mises stress evolution of REW lap-shear process

2 拉剪結果分析

為驗證拉剪模型的準確性，在電子萬能拉伸機上對REW試樣進行拉剪試驗，試驗重復次數為3次，得到拉剪強度分別為 5.722、5.778 和 5.789 kN，即REW接頭平均拉剪強度為 5.763 kN，而有限元模擬計算得最大拉剪強度為 6.002 kN，比試驗值高約 4.1%，模擬結果與試驗值相吻合.相應的拉剪力-位移曲線與模擬計算得到的結果對比如圖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，而模擬曲線未能準確表征該現象.分析其原因主要是模型在建模時進行了一定的簡化處理，即沒有考慮焊接時接頭內其它連接形式，如鉚釘/鋁板或鋁板/鋼板間金屬間化合物層的影響，認為拉伸初期出現的小陡降再上升現象很可能是由鋁鋼脆性金屬間化合物斷裂造成的.總之，有限元模擬結果在強度和位移方面與試驗結果均大致吻合，模型的準確性得以驗證.

選取圖8中模擬拉剪力-位移曲線上的4個重要節點，其對應的接頭形貌及應力場演化過程如圖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A點至B點，該階段鋁板裝夾區被勻速拉伸導致鉚釘左側鋁材受劇烈擠壓變形，在力矩的作用下鉚釘旋轉，拉動接頭一側的下層鋼板旋轉上移.在這一過程中，鋼板硬化區網格發生較大形變，焊核邊界位置形成主要應力集中區.第2階段，當位移達到3.3 mm后，曲線進入BC段，近焊核周圍的鋼板硬化區單元的有效塑性應變達到了設定的失效值，最大應力超過 1.2 GPa，此時網格開始失效、曲線不再上升從而維持在6 kN左右抖動.第3階段，當位移達到 4.38 mm后曲線進入CD段，失效的網格首次完全貫穿鋼板上下表面，裂縫的形成導致拉剪力-位移曲線出現陡降，最后裂紋沿焊核的周向擴展.接頭最終形貌特征為鉚釘發生顯著旋轉，其一側頭部受鋁鋼擠壓向上翹起，底部連同部分鋼板硬化區被半拉拔出鋼板.

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.仔細對比最終接頭斷口形貌后發現，模型在兩板交疊區翹起方式、鉚釘頭部形變程度和鉚釘轉動角度等因素上都較為吻合，也進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接頭拉剪過程的應力、應變和接頭幾何形貌等宏微觀特性的演化規律，預測接頭的失效區域，為工藝優化提供借鑒.

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 剝離結果分析

類似地，在電子萬能拉伸機上對REW試樣進行剝離試驗，3次重復試驗得到剝離強度分別為 945.8、766.7 和 1 051.1 N，計算得到REW接頭平均剝離強度為 921.2 N.有限元模擬得到的最大剝離強度為 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焊核及熱影響區的精確范圍和材料實際參數，導致接頭在斷裂位移有所延伸.總之，有限元模擬結果在強度和位移方面與試驗結果均大致符合，本模型準確可信.

選取圖11中模擬剝離力-位移曲線上的4個重要結點，其對應接頭形貌和應力場演化過程如圖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A點至B點，此時鋁板裝夾端向上勻速拉伸，鉚釘左側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擠壓的共同作用下，焊核周圍硬化區強烈彎曲變形，整個接頭向上移動.第2階段，位移達到 17.1 mm后，曲線進入BC段，焊核邊界處的鋼板硬化區單元的有效塑性應變達到設定值，材料開始失效，裂紋產生并向下延伸.第3階段，位移達到21 mm后，曲線進入CD段，失效網格首次貫穿鋼板上下表面，剝離力-位移曲線開始逐漸下降，當裂紋沿焊核圓周切向擴展到平行于對稱面時，轉而向鋼板母材區擴展，剝離力-位移曲線穩定在850 N左右；D點對應最終接頭形貌，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圓環區域.

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展，轉而將下層鋼板沿條狀拉穿至邊界.對比最終接頭斷口形貌，模型在兩板交疊區彎曲程度、裂紋產生位置等因素上都與試驗較為相似，且模型已經表征了接頭發生紐扣失效后鉚釘連帶部分鋼板硬化區從下層鋼板脫出的趨勢.進一步驗證了本模型對接頭剝離過程中應力應變分布和幾何形貌演化規律的準確性，對預測接頭失效區域和優化工藝提供了有效基礎.

圖12 剝離過程Mises等效應力演化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 結論

本文針對REW接頭力學性能，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力應變變化規律，揭示了接頭失效模式和斷裂機理.研究得到的主要結論如下：

(1)電阻單元焊接頭中焊核位置偏向于鉚釘一側，鉚釘和鋼板均有較大的矩形熱影響區，鉚釘底部與下層鋼板連接界面處為一個梯形結構；

(2)拉剪試樣應力集中主要出現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生較大形變，裂紋于焊核附近鋼板硬化區產生，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.