2A12-T4铝合金自冲摩擦铆焊接头力学行为研究

2022-03-29杨炳鑫马运五山河杨天豪孙靖李永兵

航空学报 2022年2期

杨炳鑫,马运五,山河,杨天豪,孙靖,李永兵,*

1.上海交通大学机械与动力工程学院,上海 200240

2.上海航天设备制造总厂有限公司,上海 200245

2A12 铝合金具有比强度高、耐腐蚀性好和可热处理强化等优点,被广泛用于飞机、火箭和导弹等大型构件的制造中。然而,在航天薄壁结构制造中,当前的技术条件还难以实现大型构件的整体成形,数以万计的铝合金零部件必须依赖连接技术实现装配。

其中,干涉配合铆接技术是航空航天领域2系铝合金构件装配的重要工艺。该工艺通过在板材上预制通孔,铆接时铆杆在压铆力作用下发生镦粗,铆接后孔壁与钉杆形成一定的干涉量,同时在铆孔以外部分形成墩头,达到锁紧被连接件的目的。然而,预制孔工序无形中增加了工艺复杂程度,单点铆接周期长约10 s,导致工艺成本大幅提升,且制孔过程易产生毛刺等多余物,影响产品服役性能。此外,铆钉和被连接材料之间存在间隙,会使接头密封性降低。传统铆接工艺面临的诸多问题使其无法适应高强铝合金的连接需求,因此,开发新型连接工艺是提高空天产品制造效率和可靠性的必然趋势。国内外针对超高强铝合金点连接的研究主要分为预制孔铆接技术、无预制孔铆接技术、固相连接技术三个方面。

预制孔铆接技术以干涉配合铆接为主。近年来,研究人员对传统干涉配合铆接方式进行优化,提出电磁铆接技术,通过电磁驱动的压铆工艺能够使铆钉变形更加均匀,有利于提高接头的密封性和疲劳寿命,然而,电磁铆接过程应变速率高,铆钉镦头形成绝热剪切带,工艺控制不当会产生微裂纹。且该方法仍需要预制孔过程,影响产品装配效率和服役性能。

无预制孔铆接技术能够消除预制孔工艺带来的上述问题,因而备受关注。自冲铆接技术是一种无预制孔铆接技术：半空心铆钉受到冲压作用刺穿上层板,并在凹模的作用下向下层板扩张,最终形成机械互锁。自冲铆接工艺已广泛用于连接汽车用5系和6系铝合金。但是,由于2系铝合金的延展率低,在自冲铆接时接头底部容易出现开裂。虽然通过感应加热或激光预热等方式可以消除裂纹,但预加热工序的引入不仅使工艺周期大幅延长,还使设备复杂化,与简化工艺流程的目标相悖。

作为一种固相连接技术,搅拌摩擦点焊具有热输入低、无材料熔化的优点,因而广受关注。但是,传统的搅拌摩擦点焊工艺会在接头中留下一个匙孔,不仅引起接头有效承载面积降低,还导致应力集中等问题,严重影响了接头的静、动态强度。德国GKSS研究中心针对这一问题提出了回填式搅拌摩擦点焊工艺,通过控制轴套与搅拌针的相对运动使材料回填,最终消除匙孔。Li G.H.等应用回填式搅拌摩擦点焊工艺对2A12铝合金进行连接,获得了高质量的无匙孔接头,但搅拌针往复运动产生的钩状缺陷和弱连接等缺陷使接头在受外载荷时极易出现界面断裂,导致承载能力变差,难以应用于对结构强度和可靠性要求严苛的空天领域。

针对传统干涉配合铆接工艺需要预制孔的问题,Li Y.B.等提出了一种机械-固相复合连接技术,称为自冲摩擦铆焊(F-SPR)工艺。在FSPR 过程中,半空心铆钉在刺入工件的同时做高速旋转运动。通过铆钉旋转产生的摩擦热软化低延展性材料,抑制开裂。同时,通过对摩擦热的控制使接头中铆钉和工件之间形成固相连接。最终形成无裂纹的机械-固相复合连接接头。Li和Liu等采用F-SPR 工艺连接铝合金和镁合金,在接头中观察到铝镁金属间化合物,证明了固相连接的存在。Ma等研究了F-SPR 工艺中铆钉旋转和进给速度对接头成形和力学性能的影响,并进一步分析了机械连接和固相连接对接头拉剪力学行为的影响机制。Ma等系统地研究了铆接力、扭矩和热输入与接头质量之间的关系,并提出了两段式F-SPR 工艺,通过合理地控制铆接力和热输入,可以获得宏观形貌和力学性能更佳的接头。

总体而言,F-SPR 工艺已成功实现了汽车用5系、6系、7系铝合金及AZ31B 镁合金的连接,并在低延展性材料连接方面展现出一定优势,但在空天领域的2系铝合金连接方面尚缺乏研究。因此,针对航空用2A12-T4铝合金板材,采用两段式F-SPR 工艺进行研究。首先,分析了不同转换深度下的接头缺陷特征,确定合适的转换深度。接着,在不同进给速度下,分析接头的宏观形貌变化及微观组织特征。之后,对不同进给速度下的接头力学行为和断裂机理进行深入分析。最后,将F-SPR 工艺接头的拉剪力学性能与两种现用干涉配合铆接接头进行比较。

1 试验准备

1.1 试验材料

试验所用板材分别为1.5 mm 和2.5 mm 厚的2A12-T4铝合金,半空心铆钉由35Cr Mo中碳钢制成且表面无镀层处理。材料的化学成分和力学性能分别如表1和表2所示。图1展示了试验所用铆钉的形貌及尺寸,其钉体尺寸参考了传统自冲铆接工艺,钉盖设计为外驱动齿和内定位孔的结构,便于传递扭矩,实现铆钉的高精度旋转驱动。

图1 半空心铆钉截面尺寸及物理形貌Fig.1 Cross-section dimensions and physical appearance of semi-hollow rivet

表1 板材及铆钉化学成分Table 1 Chemical composition of sheets and rivets wt%

表2 板材及铆钉力学特性Table 2 Mechanical properties of sheets and rivets

1.2 试验系统

图2给出了F-SPR 试验原型系统,由C型框架、试验平台和控制单元3部分组成。其中,试验台安装在C 型框架开口的下端,试验板材通过平台上的凹槽和夹紧装置固定于凹模上方,半空心铆钉通过驱动齿与驱动头啮合共同置于板材上方。

图2 F-SPR 工艺试验系统Fig.2 Test system for F-SPR process

2 试验方法

2.1 工艺介绍

F-SPR 工艺如图3所示,主要包括摩擦软化和高速镦铆两个阶段,共涉及旋转速度、进给速度及进给深度这3个工艺参数：

图3 F-SPR 工艺示意图Fig.3 Schematic diagram of F-SPR process

1)阶段Ⅰ：摩擦软化阶段。凹模、板材、半空心铆钉及驱动头就位,驱动头驱动铆钉以高速旋转,同时以速度慢速进给,产生摩擦热软化并刺入上层板材。

2)阶段Ⅱ：高速镦铆阶段。当铆钉进给时停止旋转,并以快速刺入下层板,钉腿受到较大的进给阻力而向外张开变形,当铆钉进给到时工艺结束,最终获得机械-固相复合接头。其中,、分别表示工艺两阶段中铆钉旋转的角速度,、分别表示工艺两阶段中铆钉刺入板材的速度,、分别表示第1阶段的进给深度及两阶段进给的总位移。

表3列出了本研究中所用的工艺参数,其中,测试1～3改变了,研究其对F-SPR 接头成形质量的影响；确定后,测试2、4、5将控制为单一变量,研究其对F-SPR 接头形貌、硬度及力学性能的影响。根据所用工艺参数的不同,整个工艺过程持续约0.62～2.65 s。

表3 F-SPR 试验工艺参数Table 3 Process parameters of F-SPR test

2.2 接头质量评价

主要从宏观形貌、微观形貌、硬度、拉剪性能及正拉性能这5个方面对F-SPR 接头质量进行评价。通过对F-SPR 接头进行镶嵌、研磨和抛光程序后,使用Leica光学显微镜对其宏微观形貌进行观察。如图4(a)所示,接头宏观形貌有两个评价指标,即机械互锁量与底部厚度。机械互锁量表示钉腿相对于原始尺寸张开的距离,机械互锁量越大,表示铆钉与工件之间的机械互锁越强；底部厚度是指铆钉腿内表面与工件底部表面的最短距离,底部厚度值越小,接头底部开裂的风险越大。使用WILSON VH1102维氏硬度计对接头母材进行硬度测试并生成硬度云图,所用压力为0.1 kgf(0.98 N)。

F-SPR 接头的拉剪力学性能测试方法如图4(b)所示,将两片130 mm×38 mm 的工件进行搭接,搭接区域为38 mm×38 mm 的正方形,铆接位置位于搭接区中心。为了避免拉剪实验中两板轴线与所受拉力不平行产生的旋转扭矩的影响,将一对厚度为2.5 mm 和1.5 mm 的垫片分别垫置在1.5 mm 和2.5 mm 铝板的夹持端上。正拉力学性能测试方法如图4(c)所示,两片100 mm×38 mm 的工件正交搭接,铆接位置位于搭接区中心,在工件两端开两个距离为66 mm的圆孔用于夹持。拉剪试验及正拉试验均在SUNS UTM5504X 电子试验机上进行,拉伸速率为3.0 mm/min。此外,为了保证测试的准确性,每个参数下重复测试3次。

图4 F-SPR 接头质量评价方法和力学性能测试试样Fig.4 Quality evaluation method and mechanical performance testing specimen of F-SPR joint

3 试验结果及讨论

3.1 接头宏观形貌

3.1.1 转换深度的影响

作为F-SPR 工艺中的重要参数,转换深度通过影响两个阶段的转换时间,影响着整个过程中的热力作用,最终影响接头的成形质量。为了确定合适的转换深度,将作为单一变量并分别设置为5.3、3.5、1.7 mm,其余工艺参数详见表3中的测试1～3,获得的F-SPR 接头形貌如图5所示。当为5.3 mm 时,铆钉始终保持高速旋转进给运动,导致整个过程尤其是工艺后期产热过高,使母材过度软化自由变形,在形成的接头中出现多余物、间隙及钉腿张开不足等多种缺陷,如图5(a)所示。当为1.7 mm 时,阶段Ⅰ中摩擦产热不足,对下层板的延展性改善不足,最终在接头内部及底部出现裂纹缺陷,如图5(c)所示。而当为3.5 mm 时,阶段Ⅰ与阶段Ⅱ的热力作用得到合理控制,铆接完成后获得的接头中避免了上述缺陷,获得了质量良好的接头。因此,在后面的试验中,转换深度确定为3.5 mm。

图5 不同转换深度下F-SPR 接头横截面及底部形貌Fig.5 Cross-section and bottom morphologies of F-SPR joints with different switch depth

3.1.2 进给速度的影响

进给速度通过影响阶段Ⅰ的产热时间,从而影响整个过程的热力作用,是影响接头成形质量的又一关键参数。将作为单一变量并分别设置为2、5、8 mm/s开展F-SPR 试验,其余工艺参数详见表3中测试2、4、5。图6展示了3个进给速度下的接头宏观形貌,并对接头的2个宏观形貌评价指标进行了总结,可以看到,3个进给速度下均获得了无明显缺陷的F-SPR 接头,且随着的增加,底部厚度无明显变化,而机械互锁量逐渐增大。这是因为进给速度的增大导致阶段Ⅰ的产热时间缩短,对材料的软化作用减轻,相应的铆接阻力增大,钉腿受力张开更明显,从而机械互锁量增大。

图6 不同进给速度下接头宏观形貌及其变化规律Fig.6 Macro-morphology and variation law of joint with different feed rates

3.2 接头微观形貌

选取测试2参数下获得的F-SPR 接头,对其各界面微观形貌进行观测,如图7所示。在A 处和B处,即钉腿外侧两板间和铆钉空腔内部两板间,均实现了固相连接。这是因为在阶段Ⅰ中,铆钉的搅拌作用使界面处氧化膜破碎进而实现板材的紧密接触,并通过原子间作用力形成金属键,最终形成固态焊合。

图7 F-SPR 接头的界面连接特征Fig.7 Interface joining characteristics of F-SPR joint

此外,在C 和D 处,即钉腿下部与板材的交界面上,钉腿内外侧与板材实现了无缝连接,这是因为在阶段Ⅱ中的铆钉的高速镦铆运动将板材压紧,使由于铆钉同轴度误差而产生的钉板间隙消失,最终实现钉腿与板材的紧密接合。

综上,F-SPR 工艺实现了紧密的机械-固相复合连接,解决了现用干涉配合铆接接头中铆钉与板材的间隙问题,提高了接头的密封性。

3.3 接头硬度分布

图8展示了不同进给速度下的硬度云图,可以看到,每个接头的硬度分为母材区(BM)、硬化区(HZ)和软化区(SZ)3个区域。其中,BM区的硬度大约145 HV。HZ分布在钉腿周围,此处母材受到钉腿剧烈搅拌作用而发生塑性变形,同时晶粒在热作用下发生动态再结晶,以及在钉腿的挤压作用下加工硬化,综合表现出硬化现象,且随着进给速度的增大,铆钉周围母材硬化更严重。SZ紧邻HZ,但由于此区基本不受力的作用,只在热的作用下晶粒发生动态再结晶,强化相溶解导致硬度降低,最终展示出软化的效果,且随着进给速度的增大,热输入减少,软化现象相应减轻。母材的硬化及软化将对接头的力学性能产生影响。

图8 不同进给速度下F-SPR 接头硬度特征及影响区域划分Fig.8 Hardness characteristic and affected zone partition of F-SPR joints with different feed rates

3.4 接头力学性能

为了研究进给速度对接头力学失效行为的影响,对测试2、4、5下接头的拉剪性能及正拉性能进行了系统研究。图9 总结了3 个进给速度下F-SPR 接头的峰值拉剪力及断裂吸能情况,可以看到,二者均随进给速度的增加而增大,且在进给速度为8 mm/s时达到最大,分别为8.0 k N 和32.1 J。如图10(a)所示,接头的拉剪失效模式均为下板开裂失效,即在拉剪过程中铆钉连同附着在钉腿尖端的下层母材被同时从下层板拉出。因此,在接头底部厚度基本一致的情况下,底部母材的硬度成为影响峰值力的最重要因素,由于底部硬度随着进给速度的增大而增加,因此导致峰值力和断裂吸能增大。

图9 不同进给速度下F-SPR 接头的拉剪力学性能Fig.9 Tensile-shear performance of F-SPR joints with different feed rates

为了进一步了解下板开裂的失效机理,通过观察断裂关键位置处的金相以还原断裂演化过程。图10(c)展示了测试#2接头下板开裂失效时的拉剪力-位移曲线和曲线上c-e点对应的宏观断裂形貌。拉剪力首先急剧上升,说明接头在受力初期具有很强的刚度,且在c处没有发生明显的破坏。随着位移的增加,上下板材的相对运动使接头产生弯矩,铆钉发生旋转。旋转运动降低了接头的刚度,从而导致拉剪力的增长率逐渐减小。随着旋转角度的增加,铆钉腿尖逐渐从下板滑出,此时拉剪力主要由铆钉与板之间的机械互锁提供。到达d位置时,铆钉旋转角度达到6°,此时拉剪力达到最大,接头底部较薄的铝母材开裂。此后,底部的铝母材沿圆周逐渐破裂。在该过程中,铆钉空腔中上下两板间的固相连接提供了额外的阻力,因此接头仍可以长时间承受较大的力。当到达e位置时,铆钉完全脱离下板束缚,此时铆钉旋转36°,接头完全失效。

值得注意的是,图10(b)力-位移曲线中出现了两次锯齿状波动。其中,c点峰值载荷处的锯齿与材料特性有关。作为一种铝铜系合金,当2A12铝合金受拉时,在特定的应力范围内会发生非均质塑性变形的连续流动,具体表现为多次应力降低,这种锯齿状的屈服现象被称为波特文-勒夏特利埃(PLC)效应。当母材屈服后继续被拉动时,由于铆钉尖端与周围母材之间存在较大摩擦,曲线后段仍存在规则的锯齿状变化。

图10 F-SPR 接头拉剪失效模式及过程分析Fig.10 Tensile-shear failure mode and process analysis of F-SPR joints

图11总结了3个进给速度下F-SPR 接头的峰值正拉力及断裂吸能情况,可以看到,二者均随进给速度的增加而增大,且在进给速度为8 mm/s时达到最大,分别为3.9 k N和29.3 J。如图12(a)所示,接头的正拉失效模式均为上板拉出失效,即在正拉过程中铆钉始终插入下板中,仅上板从铆钉端部拉出。因此,上层母材的硬度成为影响峰值力的最重要因素,由于上层母材处HZ和SZ的硬度均随进给速度的增大而增加,因此导致正拉峰值力和断裂吸能增大。

图11 不同进给速度下F-SPR 接头的正拉力学性能Fig.11 Positive-tension performance of F-SPR joints with different feed rates

图12(b)展示了测试2接头上板拉出失效时的正拉力-位移曲线,图12(c)展示了曲线上c-e点对应的宏观断裂形貌。由于受力初期上板具有较大的刚度,正拉力首先快速上升,到达c点时,接头基本没有破坏现象。随着正拉位移继续增加,上板两端以铆钉为中心快速向上弯折,到达d点时,上板弯折达35°。随后,上板继续弯折直到接头完全失效,此时上板完全从铆钉端部拉出,弯折达39°,整个过程中铆钉始终插入下板中且保持不动,验证了接头机械-固相连接的可靠性。