余海燕，于浩波，吳航宇

（同濟大學汽車學院，上海201804）

《汽車節(jié)能與新能源汽車技術(shù)路線圖》中已明確規(guī)定：到2020年乘用車百km油耗必須降至5L，汽車重量比2015年降低10%，到2025年降低20%。而且明確了到2020年600MPa以上級別超高強度鋼的應(yīng)用比例、單車用鋁量以及單車用鎂量分別達50%、190kg和15kg。到2025年，這3個數(shù)據(jù)分別為30%、250kg和25kg［1］。這說明了包括高強度鋼板、鋁合金、鎂合金等在內(nèi)的多種輕量化材料同時在汽車上的應(yīng)用將是趨勢［2］。另一方面，薄壁管具有中空、質(zhì)量輕、高剛度和高強度的特點，由多種輕質(zhì)材料薄壁管組合而成的結(jié)構(gòu)同時具備輕質(zhì)材料和薄壁管的雙重優(yōu)點，減重效果更顯著，可以達到減重效果、力學性能與成本的同時占優(yōu)。但目前薄壁管類零件在汽車上的應(yīng)用并不多，其主要原因之一就是現(xiàn)有的焊接、螺紋連接、鉚接、粘接等連接技術(shù)還不能滿足薄壁管類零件制造需求。

同種金屬板材的連接方法有三大類［3-5］，第一類是有冶金意義上的連接，如通過軋制、擠壓、鍛造變形和摩擦生熱為主要連接機制的連接方法，如冷連接、摩擦攪拌焊、摩擦焊等；第二類是以產(chǎn)生塑性變形為機制的塑性連接，如自沖鉚、摩擦自沖鉚［6］、無鉚連接、塞鉚焊［7］、摩擦塞鉚焊［8］、流動鉆鉚、液壓成形連接、電磁成形連接等。與第一類連接方法相比，第二類連接無需實現(xiàn)冶金學上的微觀組織形成，無需去除零件表面氧化膜，也無需加熱，只需控制塑性成形質(zhì)量，更適合于工業(yè)化的生產(chǎn)。第三類是采用結(jié)構(gòu)膠、密封膠等化學粘接劑將兩材料粘接在一起，有輥壓與粘接的復合連接［9］、粘接與擠壓變形的復合連接［10］、粘接與鉚接的復合連接［11］、粘接與螺紋連接的復合連接等［12］。這種方法在近些年得到快速發(fā)展。

上述連接方法主要是針對金屬板材件的連接，金屬管連接的［13］主要方法有焊接、螺紋連接、法蘭連接、粘接、卡箍連接、形狀記憶合金連接和冷擠壓連接。管與管的焊接易出現(xiàn)裂紋、焊穿、焊接變形大等缺陷，不適合于薄壁管的連接，而且鋁、鎂合金的焊接非常困難。粘接劑易發(fā)生老化失效，對濕熱環(huán)境適應(yīng)性差，因此粘接常伴隨其他連接方法同時使用。螺紋連接由于螺紋的牙高占據(jù)一定的壁厚，使得管件的強度減小，此方法不適合于薄壁管。同樣法蘭連接和卡箍連接常用于大口徑的圓管。因此，傳統(tǒng)管連接方法均不適合于薄壁管的連接，新研發(fā)的管連接方法更加適用。套環(huán)連接的原理是將2根待連接的管插入套環(huán)內(nèi)，在兩端接口處填入嵌縫材料，然后從套環(huán)的兩端填充密封材料，這種連接方法的接頭強度低，主要用于鑄鐵管、石棉水泥管、混泥土管等的連接。形狀記憶合金連接方法是將管件插入加熱的管接頭內(nèi)，冷卻后記憶合金管接頭收縮恢復到原來的形狀，使管件緊固連接。這種連接接頭對溫度比較敏感，不適合于有承載要求的管件的連接。電磁脈沖連接是利用電磁力使外管產(chǎn)生向內(nèi)的變形與內(nèi)管接觸形成連接。這種連接方法中磁場力是關(guān)鍵參數(shù)，而磁場力的影響因素多而復雜，易導致外管輪廓的畸變。旋壓塑性流動復合連接主要利用摩擦產(chǎn)熱使金屬管軟化，在熱和壓力的共同作用下使連接區(qū)發(fā)生塑性流動實現(xiàn)連接。這種連接中，易產(chǎn)生塑性區(qū)域金屬來不及填充旋壓頭劃過的區(qū)域而在這些區(qū)域留下大小不一的空缺，空缺不僅影響美觀還大大降低了接頭的強度。

葡萄牙學者Alves等［13-14］提出了一種基于壓縮失穩(wěn)形成褶皺，并利用兩管褶皺的重疊包覆來連接兩薄壁管的方法。這項技術(shù)還被拓展用于管-板塑性連接、管-管曲面褶皺連接［15］和管-管斜交連接，近期該課題組又將該方法用于兩薄壁管的內(nèi)縮式連接［16］。Afonso、Alves等［17］提出的新凸臺連接方式，基于管塑性連接變形，管壁材料經(jīng)軸向壓縮堆積，形成截面形狀和尺寸可控的環(huán)形法蘭。然后使用環(huán)形法蘭固定板材，并通過第2個凸臺成形操作或自由管端頂在板材表面上鐓處，在桿和板材之間形成機械連接接頭。目前國內(nèi)外對這項技術(shù)的研究還比較少，主要有Alves課題組、德國幾所大學以及德國寶馬汽車公司。

該方法自發(fā)明至今主要用于鋼管的連接，尚沒有在異質(zhì)金屬管連接方面的應(yīng)用。鋁合金由于焊接性差，比鋼管更迫切需求這種塑性連接技術(shù)，但是鋁合金的塑性變形能力比鋼差，其連接可行性的工藝參數(shù)及幾何參數(shù)要求更加苛刻。為此，本文以鋁合金管/鋼管為對象，采用Abaqus軟件對壓縮塑性連接過程進行仿真，并設(shè)計了壓縮塑性連接模具對仿真模型進行驗證。重點對壓縮塑性連接過程、管坯的相對自由長度、模具與管坯間隙、芯棒與管坯間隙對成形性的影響規(guī)律進行討論。

1 塑性連接試驗

1.1 薄壁管壓縮塑性連接原理

葡萄牙學者Alves等［13-14］提出的基于壓縮塑性連接的原理，如圖1所示。金屬薄壁管分為上下2段，上、下管為被連接的兩薄壁管，上、下管端部分別設(shè)計有內(nèi)倒角和外倒角。在軸向壓力作用下上管向下運動，當上管與下管接觸時，在端部倒角的引導下，上管會自動向外滑動并產(chǎn)生向外鼓凸的變形，形成外褶皺。隨后下管進入上管內(nèi)側(cè)，當下管邊緣與上管接觸后發(fā)生失穩(wěn)變形，形成向外鼓凸的內(nèi)褶皺。同時，外褶皺被壓短變寬。隨后，內(nèi)外褶皺在軸向壓力作用下繼續(xù)壓縮變形，直至形成包覆的褶皺，最終實現(xiàn)兩薄壁管的連接。這種連接技術(shù)在模具和壓力機的作用下具有高精度、高效率和高可靠性的特點，易于批量生產(chǎn)，而且對管坯性能的影響小，沒有光、熱、廢氣等排放，無須填充材料，工作環(huán)境友好，適合于汽車零部件的制造。

圖1 基于壓縮失穩(wěn)的管-管端部塑性連接原理圖Fig.1 Principle of plastic joining of tube ends based on compression instability

1.2 材料及試樣

以St16鋼管和6061-T6鋁合金管為對象，其中鋼管為焊接鋼管，鋁合金管采用擠壓加工。鋼管外徑32mm，壁厚1.5mm。鋁合金管外徑32mm，壁厚1.0mm?；玖W性能參數(shù)由圓弧形單向拉伸試驗獲得，試樣參考GB/T228.1—2010標準取圓弧形試樣，其形狀及尺寸如圖2a所示，并設(shè)計了如圖2b所示的專用夾具。如表1所示，2種鋼管的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線如圖3所示。

圖2圓弧形單向拉伸試樣及其夾具Fig.2 Dimensions of arc specimen adopted in uni?axial tension and its clampers

表1 St16鋼/6061鋁薄壁管的材料性能參數(shù)Tab.1 Mechanical properties of St16/AA6061 thinwalled tubes

圖3 St16鋼管和AA6061鋁合金管的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.3 True stress-strain curves of St16 steel an?dAA6061 aluminum alloy

1.3 塑性連接模具及實驗

圖4a和4b所示為薄壁管塑性連接專門設(shè)計的模具，該模具由上模、下模、芯模、上下模板組成。上下模板與材料試驗機的工作臺相連。模具設(shè)計過程中確保模具間隙的均勻非常關(guān)鍵，間隙太大模具圓角部分無法有效擠壓管端部使之產(chǎn)生緊密接觸。間隙過小，連接后試樣接頭卡在模具中無法脫模。經(jīng)過多次修改，采用了下模與下模板通過圓形槽直壁接觸來定位，同時芯模與下模板采用螺釘進行固定，如圖4a所示，最終試制出的模具如圖4b所示。塑性連接試驗在MTS材料試驗機上進行，壓縮速度2mm·min-1。

2 塑性連接仿真模型

圖5 薄壁管壓縮塑性連接有限元模型Fig.5 Finite element model of compression plastic joining forthin-walled tubes

為了對鋼-鋁管連接變形過程關(guān)鍵參數(shù)進行研究，采用Abaqus/Explicit軟件對連接變形過程進行數(shù)值仿真。圖5所示為仿真模型，考慮幾何及載荷均是軸對稱，管坯選取軸對稱單元模擬，上模和下模定義為離散剛體，內(nèi)部芯棒定義為解析剛體，這3個剛體均定義為RAX2單元。各接觸面設(shè)為主從面接觸，摩擦系數(shù)取0.15?？紤]連接變形過程中存在上/下管坯與上/下模、上/下管坯與芯模、上管坯與下管坯等12個接觸對，故上/下管坯定義為非協(xié)調(diào)模式CAX4I單元，非協(xié)調(diào)單元能增加單元位移梯度的附加自由度，能克服剪切自鎖問題，具有較高的計算精度。

3 結(jié)果分析與討論

根據(jù)壓桿失穩(wěn)理論，彈性桿在軸向壓力作用下發(fā)生失穩(wěn)的臨界載荷大小可用歐拉方程（1）來計算。

式中，Pcr為臨界載荷，E為彈性模量，I為壓桿失穩(wěn)方向的慣性矩，l為壓桿的長度。式（1）說明壓縮失穩(wěn)的發(fā)生與受壓桿的截面形狀和長度密切相關(guān)。本文研究的2個管端部對接，可以當作2根管串聯(lián)起來的壓縮失穩(wěn)，每個管坯都是一個可發(fā)生彈塑性變形的壓桿，中間連接部位由于內(nèi)外倒角的作用導致在壓縮時產(chǎn)生一定的軸向阻力和徑向作用力，如果被連接的2個管坯具有完全相同的材料特性和幾何特性，也就是說式（1）中的彈性模量E、慣性矩I和長度l相同，那么這2個管發(fā)生壓縮失穩(wěn)的位置和形狀應(yīng)該相同。只要這兩管在材料上或幾何上稍有區(qū)別，那么它們產(chǎn)生的失穩(wěn)位置和失穩(wěn)波形都會不同，而這就是影響接頭形成的關(guān)鍵因素。因此每個管坯露出模具的部分長度也稱為自由長度，l0和l1、管坯的截面尺寸、管坯與模具的間隙、對壓縮塑性連接是否成功非常關(guān)鍵。

3.1 模型驗證

為了驗證有限元模型的準確性，從實驗中選取了如圖6所示的接頭試件。為了方便觀察接頭處褶皺輪廓，將圖6a所示管接頭沿管中性面剖開，分別測量內(nèi)外褶皺的外徑D1、D2以及接頭的總高度H，如圖6a和圖6b所示。圖6c為仿真所得輪廓，形成該接頭的上下管自由尺寸分別為20mm與16mm?？梢?，實驗所測接頭輪廓與圖6b所示的輪廓形狀相同。表2列出了接頭輪廓的測量結(jié)果與仿真值。與實驗結(jié)果相比，仿真結(jié)果的誤差為1%左右，仿真精度滿足要求。這說明本文所建立的有限元模型可以準確地再現(xiàn)管壓縮塑性連接的過程，可以采用該有限元模型進行后續(xù)的分析。

圖6 St16/AA6061管壓縮塑性連接接頭及接頭尺寸（l0=20mm，l1=16mm）Fig.6 Formed St16/AA6061 tube jointsmanufac?tured by compression plastic joining and il?lustration of main dimensions(l0=20mm and l1=16mm)

表2 測量與仿真所得的接頭幾何尺寸Tab.2 Measured and simulated geometry dimen?sions of joints

3.2 相對自由長度的影響

圖7a～7f所示為不同自由長度的管坯壓縮塑性連接形成的接頭結(jié)構(gòu)及等效應(yīng)力分布。圖7a中兩管自由長度均為10mm，此時lg=l0+l1=20mm，管坯內(nèi)徑為16mm，故lg/r0=1.250?？梢钥闯鼋宇^已經(jīng)形成，內(nèi)外褶皺波形貼合也較好，但是接頭半徑方向的尺寸較小，也就是壓縮形成的褶皺徑向?qū)挾容^小，這樣的接頭在軸向拉力作用下容易脫開從而接頭強度不足。由此可以說明當lg/r0≤1.250時，這兩管不適合于采用壓縮連接的方式形成接頭。圖7b～7f所示接頭的徑向?qū)挾戎饾u增加，區(qū)別在于兩管褶皺頂點處的間隙不同。圖7c所示接頭最好，徑向?qū)挾容^大且褶皺頂點處間隙也較小，內(nèi)外褶皺接觸面大，彎曲產(chǎn)生的包覆作用大。此時lg/r0=1.625，這說明當被連接兩管的幾何尺寸滿足1.250＜lg/r0＜1.625時，可以通過軸向壓縮的方式形成接頭。圖7e和圖7f所示接頭不僅存在較大的頂點間隙，在下模圓角處還產(chǎn)生了較大的圓角間隙，如圖中圓圈所標記之處。這兩類接頭內(nèi)外褶皺接觸面小，相互包覆作用小，連接強度低，故均屬于不合格接頭，在工藝設(shè)計時需要避免這種設(shè)計。因此在lg/r0≥1.875時，本文研究的St16鋼管和6061鋁合金管所形成的接頭屬于不合格接頭。

圖7 1.5mm鋼和1mm鋁管在不同l0和l1下壓縮塑性連接仿真接頭Fig.7 Simulated joints of 1.5mm-St16/1mm-AA6061 tubesat different free lengths

為了進一步說明上下管自由長度l0與l1的不合理設(shè)計對最終接頭形貌的影響，圖8分別列出了2種自由長度情況下接頭的形成過程（圖8a～8e為成型過程情況1，上下管自由端長度分別為l0=14、l1=12、lg/r0=1.625。圖8f～8j為成型過程情況2，上下管自由端長度分別為l0=14、l1=12、lg/r0=2.375）。圖8a～8e和圖8f～8j分別對應(yīng)壓縮過程中的5個關(guān)鍵狀態(tài)，包括初始狀態(tài)、上管壓縮失穩(wěn)、下管開始失穩(wěn)、上下管形成褶皺和壓縮結(jié)束狀態(tài)。圖8a和8f所示被連接兩管端面接觸，在軸向壓力作用下，上管向外滑動直至與下模接觸，直至開始彎曲變形，如圖8b和8g所示。上管發(fā)生彎曲后，軸向長度減小導致下管上端與上管內(nèi)圓角接觸，下管也開始發(fā)生彎曲變形，如圖8c和8h所示。圖8d所示上管和下管所產(chǎn)生的褶皺彎曲貼合，間隙被消除。而圖8i所示內(nèi)外褶皺并沒有完全貼合，存在間隙，而且褶皺頂點偏離正中位置。隨著壓縮行程的增加，由于接觸面小，內(nèi)褶皺對外褶皺的約束作用也小，外褶皺基本處于自由脹形狀態(tài)，而內(nèi)褶皺受圖8j中G點和H點的約束作用產(chǎn)生了2次彎曲，從而加大了GH區(qū)域的間隙，使得內(nèi)外褶皺的接觸面急劇下降，導致最終形成的內(nèi)外褶皺外形不匹配，接觸面小，如圖8j所示。而圖8e所示內(nèi)外褶皺完全匹配，接觸面大，這樣彎曲所產(chǎn)生的包覆作用也強，足夠的接觸面是確保接頭強度的關(guān)鍵因素。這說明合理的自由長度設(shè)計可以使內(nèi)外管在壓縮失穩(wěn)后產(chǎn)生的變形是協(xié)調(diào)的，也就是說內(nèi)褶皺的變形與外褶皺的變形不僅大小協(xié)調(diào)而且方向也協(xié)調(diào)。因此，壓縮塑性變形連接能否形成合格接頭需要對被連接兩管的自由長度進行合理設(shè)計，對于本文所研究的對象，當兩管自由長度滿足1.2，0＜lg/r0＜1.625時可以形成合格接頭。

圖8 2組不同上下管自由長度l0-l1下接頭的仿真壓縮過程Fig.8 Simulated compression process of two groups of tubes at different free lengthsin compression

3.3 壓力-位移響應(yīng)

圖9 中圓點和三角形標記點的曲線為分別為St16/St16管接頭與St16/AA6061管接頭塑性連接過程中的載荷位移曲線，相應(yīng)管坯幾何尺寸相同，壓縮位移也相同。位移是上管端部處的位移，載荷是由壓力機傳感器測得的軸向壓力。可見，2種接頭的載荷位移曲線變化趨勢基本相同，壓縮開始階段載荷隨著壓縮行程的增加逐漸上升，當上管端部與下管端部接觸時壓力達到局部最大值，也就是圖9中曲線上的A點。此后，上管開始壓縮失穩(wěn)變形，當上管端部與下模圓角相接觸時載荷達到局部峰值，如圖9中的B點。之后，下管也開始發(fā)生屈曲失穩(wěn)變形，只是下管形成的褶皺（內(nèi)褶皺）與上管形成的褶皺（外褶皺）相接觸，此時載荷達到一個新的峰值，如圖9中C點。該點之后，內(nèi)外褶皺一起發(fā)生塑性變形，外褶皺逐漸將內(nèi)褶皺包覆在內(nèi)。當兩褶皺的內(nèi)側(cè)面相接觸時載荷又達到一個峰值，如圖9中E點。此時，接頭已經(jīng)形成。

圖9中St16/AA6061接頭塑性連接的載荷位移曲線下降后并沒有繼續(xù)上升，其主要原因是鋁管的塑性變形能力差，在接頭形成后所形成的褶皺無法壓實，也就是褶皺無法被壓至內(nèi)表面接觸的狀態(tài)，故載荷沒有向St16/St16載荷曲線中那樣快速上升。

3.4 模具/管坯外表面間隙

圖9 鋼/鋼、鋼/鋁薄壁管塑性連接的載荷-位移曲線（l0=20mm，l1=18mm）Fig.9 Force-displacementcurves of St16/St16 and St16/AA6061 thin-walled tubes in plastic joining（l0=20 mm and l1=18 mm）

為了分析模具與管坯間隙量對壓縮塑性連接性能的影響，以自由長度l0=20mm、l1=18mm、壁厚均為1.5mm的St16鋼/AA6061薄壁管為例，模具與管坯外表面的間隙分別取0.1～0.7mm，仿真得到如圖10a～10d所示的接頭輪廓。由圖可見，隨著間隙量的增大，所形成接頭輪廓不同，主要表現(xiàn)在褶皺頂端間隙量和褶皺內(nèi)側(cè)接觸面大小不同。圖10a～10b所示接頭內(nèi)外褶皺有較大接觸面，內(nèi)側(cè)褶皺在圓角處彎曲曲率大，而圖10c～10d所示接頭內(nèi)外褶皺接觸面小，內(nèi)褶皺圓角曲率較大，且褶皺頂點向上偏移，形成接頭松散。主要原因在于上管端部間隙大，材料流進上下模之間的部分較多，所形成的外褶皺過大，導致內(nèi)外褶皺頂端間隙增大以及在軸線方向長度過大，也就是形成的褶皺偏大，這樣內(nèi)外褶皺的相互擠壓作用減弱，從而內(nèi)褶皺也沒有充分塑性變形。因此，本文所研究St16鋼/AA6061薄壁管合理的間隙量為0.1～0.3mm，即0.07～0.20倍的壁厚。

圖10 模具間隙為0.1～0.7mm時的仿真接頭Fig.10 Simulated jointsat a die/tube clearance of?within 0.1 to0.7mm

3.5 芯棒/管坯內(nèi)表面的間隙

壓縮塑性連接過程中芯棒對管內(nèi)表面有徑向支撐和軸向摩擦約束的作用。間隙太小，一方面會導致芯棒與管內(nèi)表面接觸面大從而軸向所需的壓縮載荷增加，另一方面壓縮連接后芯棒會卡在接頭內(nèi)，導致芯棒取出困難，從而影響連接效率。間隙過大，可能會形成不合格接頭。所以芯棒與管內(nèi)表面的間隙量對壓縮塑性連接成形性非常重要。為此，進行了間隙量為0.1～0.6mm情況下的接頭輪廓仿真，仿真所得接頭輪廓如圖11所示。圖11a～11e所示接頭輪廓基本相同，內(nèi)外褶皺接觸面大，內(nèi)褶皺頂點處曲率大且表面接觸緊密，褶皺頂點處于軸向?qū)χ形恢?，只是在褶皺頂點處存在一定的間隙。圖11f所示接頭為不合格接頭，內(nèi)外褶皺在軸向沒有形成接觸，下管材料流進過多，導致圓角處材料過早堆積，如圖中圓圈標記之處，堆積限制了相鄰區(qū)域材料的流動，導致內(nèi)側(cè)褶皺不再繼續(xù)長大，沒有形成有效的包覆褶皺。因此，可得芯棒與管坯內(nèi)表面的可能合理間隙量為0.1～0.4mm，也就是0.07～0.27倍的壁厚。

圖11 芯棒間隙為0.1～0.6mm的仿真接頭Fig.11 Simulated joints at acore/tube clearance of 0.1 to 0.6mm

4 結(jié)論

以St16鋼和6061鋁合金薄壁管為對象，對一種新型的薄壁管的塑性連接方法的可行性進行了仿真和試驗研究，對壓縮塑性連接過程、管坯的自由長度及模具間隙對成形性的影響以及載荷-位移曲線進行了討論?？傻萌缦轮饕Y(jié)論：

（1）基于壓縮形成褶皺的塑性連接方法可用于St16/AA6061薄壁管的端部連接。

（2）對研究的St16/AA6061薄壁管而言，管坯相對自由長度滿足1.250＜lg/r0＜1.625、模具與管坯外表面間隙為0.07～0.20倍的壁厚、芯棒與管坯間隙為0.07～0.27倍的壁厚是壓縮塑性連接成功的前提條件。

（3）壓縮塑性連接能形成有效連接的關(guān)鍵技術(shù)在于合理設(shè)計管坯自由長度、管坯與芯棒、管坯與模具間隙量，使被連接兩管在壓縮失穩(wěn)之后的變形協(xié)調(diào)，包括變形量的匹配和變形方向的協(xié)調(diào)，也就是內(nèi)外褶皺的波形輪廓必須緊密貼合在一起。