鉚壓重塑形工藝的鉚釘優(yōu)化與試驗研究

陳超,趙升噸,崔敏超,韓曉蘭,賁寧宇,范淑琴

(西安交通大學機械工程學院,710049,西安)

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鉚壓重塑形工藝的鉚釘優(yōu)化與試驗研究

陳超,趙升噸,崔敏超,韓曉蘭,賁寧宇,范淑琴

(西安交通大學機械工程學院,710049,西安)

為解決傳統(tǒng)機械變形壓力連接存在較高凸起的問題并增加連接強度,提出了一種采用特制鉚釘?shù)你T壓重塑形工藝。該工藝在無鉚連接工藝后將鉚釘置于連接點的凹坑內,然后壓縮凸起處使凸起高度降低。采用DEFORM-2D軟件對鉚壓重塑形工藝進行有限元分析,得到了連接點的最大拉伸強度;采用正交試驗方法對鉚釘尺寸進行了設計優(yōu)化,得到了能實現(xiàn)最大拉伸強度的鉚釘尺寸。在鉚壓重塑形試驗中,連接點的凸起高度從1.6 mm降低到了1.1 mm;平均拉伸強度從950.6 N提高到1 130.7 N,即重塑形后的拉伸強度比重塑形前提高了18.9%;平均剪切強度從1 168.6 N提高到2 636.1 N,即重塑形后的剪切強度比重塑形前提高了125.6%。由此證明,鉚壓重塑形工藝可有效降低凸起高度,并且能提高連接點的強度。

機械變形壓力連接;重塑形;有限元分析;鉚釘優(yōu)化

近年來,隨著汽車行業(yè)的快速發(fā)展,汽車輕量化技術得到了廣泛關注[1]。為了實現(xiàn)車身的輕量化,鋁合金板材被廣泛應用于汽車車身。但是,傳統(tǒng)的連接方式如點焊、鉚接等在連接鋁合金板材時有很多缺點,其中點焊會產生火花、煙霧等,污染環(huán)境,且在焊接異種材料時連接強度差,而鉚接則會對板材表面產生損傷,影響使用效果。

機械變形壓力連接技術采用專門的模具對連接板材進行沖壓,利用金屬的塑性變形能力在板件間產生內嵌從而實現(xiàn)連接。為了有效連接金屬板材,科研人員在機械變形壓力連接技術上做了很多研究工作,例如:Lambiase等人分別在模具尺寸對連接點的影響、機械變形連接有限元分析和連接點強度等方面進行了研究[2-4];趙升噸等人探討了機械變形壓力連接機理和損傷演化機制[5];何曉聰?shù)热藢Ξ惙N板材連接、連接點強度性能和連接點微觀組織等方面進行了很多研究[6-8];石柏軍等人開發(fā)了機械變形壓力連接質量監(jiān)控系統(tǒng)[9]。

但是,機械變形壓力連接也存在很多不足。如圖1所示,機械變形壓力連接點會存在一個較高的凸起,這嚴重影響了板材連接的表面質量。此外,壓力連接點的靜態(tài)強度僅是點焊的70%左右。因此,如何降低連接點凸起高度并增加連接點強度成為了機械變形壓力連接技術的關鍵問題之一。本文在機械變形壓力連接的基礎上開發(fā)了鉚壓重塑形工藝,利用一種特制鉚釘對連接點進行重新塑形,以此降低連接點高度并提高連接強度。

圖1 機械變形壓力連接點外觀

1 機械變形壓力連接和鉚壓重塑形原理

1.1 機械變形壓力連接原理

如圖2所示,將上板和下板置于沖頭和下模之間,并用壓邊圈壓緊。沖壓時,沖頭向下運動,使上板和下板沿沖頭運動方向變形;分瓣模沿沖頭運動方向的垂直方向滑動,使上板和下板的材料呈輻射狀向外流動,從而使上板的材料內嵌入下板中,形成一個卡扣,實現(xiàn)機械變形壓力連接。

1.2 鉚壓重塑形原理

如圖3所示,將機械變形壓力連接點倒扣在特制鉚釘上,使鉚釘置于連接點的凹坑內,連接點置于上模和下模之間。鉚壓重塑形工藝開始后,上模向下運動,在下模的配合下擠壓連接點,降低連接點凸起高度。在擠壓過程中鉚釘發(fā)生塑性變形,嵌入到上板中,并壓迫上板在連接點處進一步嵌入到下板中,使連接強度增加。

(a)壓力連接前 (b)壓力連接后圖2 機械變形壓力連接示意圖

(a)重塑形前 (b)重塑形后圖3 鉚壓重塑形示意圖

2 有限元分析

有限元分析采用DEFORM-2D軟件,分析側重于成形后的形狀尺寸及抗拉強度。整個分析過程分3步進行:①模擬采用分瓣式模具產生機械變形壓力連接點;②在該連接點的基礎上進一步進行鉚壓重塑形工藝;③進行連接點拉伸模擬以獲得連接點的最大連接強度。在有限元模擬過程中,為了保證模擬條件的連續(xù)性,機械變形壓力連接、鉚壓重塑形和拉伸模擬需要連續(xù)進行。

采用2 mm厚的AL6061板材作為連接件,AL6061的彈性模量為67.6 GPa,泊松比為0.33,屈服強度為207.9 GPa。AL6061的載荷-位移曲線如圖4所示。

圖4 AL6061的載荷-位移曲線

材料在變形過程中會產生硬化現(xiàn)象,這里采用Voce硬化方程來描述AL6061的變形行為

σ=A-(A-B)e-Cε

式中:σ為真實應力;ε為真實應變;A、B、C為擬合系數(shù)。

使用Matlab軟件進行非線性擬合[10],得到Al6061板料的硬化方程系數(shù)為A=229.8,B=163.8,C=51.22,相應的硬化方程變?yōu)?/p>

σ=229.8-66e-51.22ε

第一階段是機械變形壓力連接。在有限元分析中,AL6061板材的材料屬性設置為彈塑性。設置材料屬性后對網格進行劃分,采用四邊形網格。在該成形過程中,板料的塑性變形程度大,為了保證結果的可靠性,采用DEFORM軟件中的自適應網格劃分技術,網格重劃分準則取最小單元網格邊長的1/3,約為0.02 mm。壓力連接所用的模具設置為剛性,模具主要尺寸見圖5。定義接觸時,在接觸件之間定義摩擦,選擇庫倫摩擦定律。上板和下板間的摩擦因數(shù)設為0.3[11],模具和板材間的摩擦因數(shù)設為0.15。沖頭向下沖壓的速度設為0.5 mm/s,當連接點底部厚度降低到1.3 mm時停止運動。應變的有限元分析結果如圖6所示,產生的連接點尺寸如圖7所示。本文采用的是軸對稱模型,為了使對稱面上的節(jié)點不沿x方向移動,對這些節(jié)點施加邊界條件,定義x=0的節(jié)點的x方向速度為0。

圖5 壓力連接模具的基本尺寸

(a)連接前 (b)連接后圖6 機械變形壓力連接的應變有限元分析結果

圖7 連接點尺寸

第二階段采用AL6061的特制鉚釘進行鉚壓重塑形。在機械變形壓力連接過程完成之后,更換模具,同時將鉚釘置于連接點的凹坑內,開始進行鉚壓重塑形工藝。重塑形模具的尺寸如圖8所示,鉚釘材料設置為彈塑性,模具材料設置為剛性。鉚釘和上板間的摩擦因數(shù)設為0.3,鉚釘和下模具、下板和上模具間的摩擦因數(shù)設為0.15。上模具向下沖壓的速度設為0.05 mm/s,當連接點凸起高度從1.6 mm降低到1.1 mm時停止運動。應變的有限元分析結果如圖9所示。

圖8 重塑形模具的基本尺寸

(a)重塑形前 (b)重塑形后圖9 鉚壓重塑形的應變有限元分析結果

第三階段是應用DEFORM軟件進行拉伸模擬試驗。連接點的強度包括拉伸強度和剪切強度,但其拉伸強度一般低于剪切強度。實際使用中連接點發(fā)生的損壞大多是因為拉伸強度不足,因此本文以拉伸強度作為評價連接點強度的指標。如圖10所示,在鉚壓重塑形工藝之后,去掉模具,將下板的下底面固定,在上板的側邊上施加一個豎直向上的運動,通過測量向上運動所需要的最大力來獲得連接點的最大連接強度,拉伸速度v設置為2 mm/min。拉伸模擬試驗的應變有限元分析結果如圖11所示。

圖10 拉伸模擬示意圖

(a)拉伸前 (b)拉伸后圖11 拉伸模擬試驗的應變有限元分析結果

3 特制鉚釘尺寸的優(yōu)化設計

鉚壓重塑形工藝所采用的特制鉚釘?shù)某叽缡怯绊戇B接點強度的關鍵因素之一。鉚釘尺寸的優(yōu)化設計是一個多水平多因素問題,本文選擇正交試驗作為鉚釘尺寸的優(yōu)化設計方法,以最大拉伸強度作為評價標準。

特制鉚釘?shù)男螤钊鐖D12所示。為了使鉚釘能恰好置于連接點的凹坑里且能夠對中,鉚釘?shù)闹睆胶透叨确謩e與連接點凹坑的直徑(5.5 mm)和深度(4.2 mm)相等。在正交試驗設計中,鉚釘?shù)闹饕叽绨ㄉ隙嗣婧拖露嗣鎴A臺形凹坑的直徑(d)、錐角(α)和深度(l)。為了方便加工及試驗,上端面和下端面的圓臺形凹坑尺寸保持一致。由表1可見,鉚釘尺寸優(yōu)化是一個3水平3因素的正交問題,需要做9組有限元數(shù)值模擬以得到最優(yōu)尺寸。對設計的9組尺寸組合分別進行有限元分析,得到最大拉伸強度(Fmax),結果見表2。

圖12 鉚釘剖視圖

水平因 素d/mmα/(°)l/mm12.8350.223.6450.434.4550.6

表2 正交試驗設計及有限元分析結果

應用極差分析研究不同因素對拉伸強度的影響,極差越大,代表該因素對拉伸強度的影響越顯著。從表3中可以看出,凹坑直徑的極差最大,說明它對拉伸強度影響最大,其次是凹坑錐角,再次是凹坑深度。

為了研究數(shù)據(jù)的波動情況,本文又對數(shù)據(jù)進行了方差分析。如表4所示,在3個因素中,只有d的F值大于19,即P>0.05,表示d的數(shù)值波動較大,對拉伸強度有很大影響。α和l的F值均小于19,即P<0.05,表示α和l的數(shù)據(jù)波動較小,對拉伸強度影響也較小。

根據(jù)極差分析和方差分析的結果,凹坑直徑對拉伸強度的影響最大,其次分別是凹坑錐角和凹坑深度。因此,鉚釘尺寸的最優(yōu)組合是:d=4.4 mm;α=45°;l=0.4 mm。

表3 極差分析結果

Ki(i=1,2,3):每個因素在i水平的拉伸強度總和;ki(i=1,2,3):每個因素在i水平的拉伸強度平均值;R:每個因素平均拉伸強度的極差。

表4 方差分析(F0.05=19)

4 鉚壓重塑形試驗

4.1 試驗步驟

制備80 mm×25 mm×2 mm的AL6061板作為連接件,整個試驗過程分2步進行:首先對2塊AL6061板進行機械變形壓力連接,產生壓力連接點;再在該連接點的基礎上進行鉚壓重塑形。

機械變形壓力連接所采用的分瓣式模具如圖13所示,模具尺寸、沖頭沖壓速度及停止位置與前述有限元分析中的設置保持一致。沖壓后得到的連接點的外觀和剖面如圖14所示。

圖13 分瓣式模具

(a)連接點外觀

(b)連接點剖面圖14 機械變形壓力連接的連接點外觀和剖面

鉚壓重塑形所采用的模具如圖15所示,模具尺寸、上模具下行速度及停止位置與前述有限元分析中的設置保持一致。優(yōu)化設計后制造的特制鉚釘如圖16所示,重塑形后得到的連接點的外觀和剖面如圖17所示。

圖15 鉚壓重塑形模具

圖16 特制鉚釘

對重塑形前和重塑形后的連接板在Instron 5982材料性能試驗機上進行拉伸試驗和剪切試驗,相應的板材試樣形狀分別如圖18和圖19所示,拉伸試驗和剪切試驗的速度設置為2 mm/min。

(a)連接點外觀

(b)連接點剖面圖17 重塑形后的連接點外觀和剖面

圖18 拉伸試驗用的試樣

圖19 剪切試驗用的試樣

4.2 試驗結果

表5 重塑形前后的平均拉伸和剪切強度

5 結 論

本文提出了一種采用特制鉚釘?shù)你T壓重塑形工藝,該工藝有助于降低機械變形壓力連接點的高度,增加連接強度。

采用DEFORM-2D軟件進行了有限元分析,整個分析過程包括3個階段:機械變形壓力連接;鉚壓重塑形;拉伸試驗模擬。以拉伸強度為評價標準,采用正交試驗方法對鉚釘?shù)某叽邕M行了優(yōu)化設計。對得到的數(shù)據(jù)進行了極差分析和方差分析,結果表明凹坑直徑d對拉伸強度的影響最大,其次分別是凹坑錐角α和凹坑深度l,由此獲得的鉚釘尺寸最優(yōu)組合是d=4.4 mm,α=45°,l=0.4 mm。

試驗結果表明:連接點的凸起高度從1.6 mm降低到1.1 mm;平均拉伸強度從950.6 N提高到1 130.7 N,即重塑形后的拉伸強度比重塑形前提高了18.9%;平均剪切強度從1 168.6 N提高到2 636.1 N,即重塑形后的剪切強度比重塑形前提高了125.6%。由此證明,鉚壓重塑形工藝可顯著降低連接點的凸起高度,同時可以提高連接點的強度。

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(編輯 葛趙青)

Rivet Optimization and Experimental Research on the Reshaping Method

CHEN Chao,ZHAO Shengdun,CUI Minchao,HAN Xiaolan,BEN Ningyu,FAN Shuqin

(School of Mechanical Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China)

The application of conventional mechanical clinching in automotive industry is restricted because of the exterior protrusion. In order to reduce the protrusion height and increase the strength of clinched joint, a new rivet-reshaping process was proposed to reshape the clinched joint in this study. The rivet was embedded in the pit of the joint after the conventional mechanical clinching and then the protrusion was compressed to reduce the protrusion height. The maximum tensile strength of the clinched joint was obtained by finite element simulation using the software DEFORM-2D. The geometrical parameters of the reshaped rivet with maximum tensile strength were acquired by optimization using orthogonal design. In the experiment, the protrusion height of the reshaped joints was reduced from 1.6 to 1.1 mm. The average tensile strength of the reshaped joints was increased from 950.6 to 1 130.7 N, i.e. the average tensile strength was increased by 18.9% compared with the clinched joints before reshaping; and the average shear strength of the reshaped joints was increased from 1 168.6 to 2 636.1 N, i.e. the average shear strength was increased by 125.6% compared with the clinched joint before reshaping. It was proved that the reshaping method can reduce the protrusion height and increase the strength of clinched joint effectively.

mechanical clinching; reshaping; finite element simulation; rivet optimization

10.7652/xjtuxb201603015

2015-09-15。 作者簡介:陳超(1990—),男,博士生;趙升噸(通信作者),男,教授,博士生導師。 基金項目:國家自然科學基金重點資助項目(51335009);國家自然科學基金資助項目(51305333);陜西省科學技術研究發(fā)展計劃工業(yè)攻關計劃資助項目(2014K07-23)。

時間:2015-12-31

http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20151231.1129.002.html

TG306

:A

:0253-987X(2016)03-0094-06