陳江波，曾凱，邢保英，張洪申，丁燕芳，何曉聰

昆明理工大學 機電工程學院，昆明 650500

在航空、航天、船舶、車輛等工業(yè)領域，為減輕結構重量和延長使用壽命越來越多地采用輕量化技術，輕量化可使運輸過程變得高效而經濟，因此受到現代工業(yè)的高度重視［1-3］。機身結構輕量化設計制造理念的提出，促使薄板材料連接技術不斷推陳出新。壓印連接是一種傳統(tǒng)的機械變形連接技術［4］，成型過程通過沖頭沖壓使板材局部發(fā)生塑性大變形，形成具有一定強度的機械內鎖節(jié)點，實現了輕質合金材料高效、可靠的連接［5］。為了提升連接節(jié)點的密封性，降低壓印節(jié)點應力集中，延長結構的疲勞壽命，將粘接與壓印技術相結合，形成了壓印/粘接復合連接技術［6-8］。

針對壓印/粘接復合連接技術，國內外學者開展了大量的研究工作。Moroni 等［9］嘗試將粘接與壓印進行結合，結果表明能量吸收值和接頭剛度都有較大的提升。Balawender 等［10］研究了在粘接劑固化之前和固化之后進行沖壓形成的兩種接頭的力學性能差異，發(fā)現在粘接劑固化之前進行沖壓再固化可以得到力學性能更優(yōu)的壓印/粘接接頭。Gerstmann 和Awiszus［11］通過數值模擬的方法，對比了壓/粘復合連接與粘接連接的力學性能。Zhuang 等［12］針對粘接劑的5 種不同固化程度，研究其對成型過程和力學性能的影響，固化度為0.57 時，發(fā)生頸部斷裂，力學性能最差。邢保英等［13］采用數理統(tǒng)計的方法對比分析了加入粘接劑前后壓印接頭力學性能的變化，結果表明加入粘接劑后接頭的力學性能得到了較大提升。初明明等［14］將泡沫鎳夾層置于壓印/粘接復合連接中，探究其可行性，采用的膠為液體結構膠。雷蕾等［15］制備了壓/粘復合接頭和粘接接頭，通過拉剪試驗對比兩種接頭的靜力學強度及承載能力。

然而，在以上壓印/粘接復合連接研究和實際應用中，通常采用的是液體結構膠，材料連接過程中容易出現膠體外溢、膠層氣泡等缺陷，進而給結構件的清理以及連接質量穩(wěn)定性帶來不利影響［16-19］。相較于液體膠，熱熔膠膜常溫下呈固態(tài)。在一定的溫度、壓力下，熱熔膠可以快速實現結構材料的粘接，加工和使用過程也不會產生任何對人體有害的物質，不會帶來環(huán)境污染［20］。因此，熱熔膠膜有逐漸替代傳統(tǒng)液體膠的趨勢，在對綠色安全性要求較高的汽車、家電等領域中有著廣闊的應用前景。

以熱熔膠膜作為粘接劑，主要開展壓印/粘接復合連接工藝的試驗研究，結合有限元建模分析，辨析工藝參數對接頭力學性能的影響規(guī)律及其斷裂失效特征。

1 試驗方法

1.1 試件制備

為了建立多元非線性回歸模型，試驗用材料分別為5182、5052 和6061 3 種鋁合金薄板，硬度分別為18 HRB、32 HRB、56 HRB。板材規(guī)格為110 mm×20 mm×2 mm，采用單搭接頭，搭接區(qū)長度為20 mm，為減少因附加扭矩產生的試驗誤差，在接頭兩端夾頭夾持部位裝夾規(guī)格為20 mm×20 mm×2 mm 的墊片，如圖1 所示。試驗采用氣液增力缸式沖壓設備進行壓印連接，通過預試驗，將上模具固定直徑為5.2 mm 的沖頭，下模具選用9012 整體式模具（下模腔內徑為9 mm，模腔深度為1.2 mm）。試件制備流程為：先用砂紙對搭接區(qū)進行打磨，隨后用無水乙醇對板材表面進行脫脂處理，在空氣中干燥后將裁剪好的膠膜覆蓋在搭接區(qū)，上下板材定位，將定位好的試件進行壓印連接（圖2），最后將連接好的試件放置于恒溫干燥箱：先由室溫（約20 ℃）升溫到200 ℃保溫3 h，使膠膜完全熔化，隨后將溫度降至100 ℃保溫1 h，使膠層凝固，最后降至25 ℃固化24 h 使膠層完全凝固。為了達到較好的粘接效果，在固化過程中僅使用相同型號的長尾夾進行機械夾緊。膠膜壓印/粘接復合連接所用膠膜為聚酯（Polyester， PES）熱熔膠膜，由于熱熔膠膜本身就具有確定的厚度，因此，在進行試件制作時選擇不同厚度的膠膜覆蓋于搭接區(qū)。壓印/粘接接頭截面如圖3 所示。

圖1 試件的形狀及尺寸Fig.1 Shape and size of specimen

圖2 膠膜壓印/粘接復合連接工藝流程Fig.2 Clinch-bonded hybrid connection process with adhesive film

圖3 壓印/粘接接頭截面Fig.3 Clinch-bonded joints section

1.2 響應面試驗設計

1.2.1 試驗方案

響應面法（Response Surface Methodology，RSM）是一種以試驗設計為基礎的研究方法，在多變量問題建模以及問題分析過程中使用的頻率較高。因此采用Box-Behnken 設計（Box-Behnken Design， BBD）方法，對壓印/粘接復合連接工藝進行設計，以沖壓力、膠膜厚度、板材硬度以及各因素之間的交互作用為影響因素，在進行復合連接工藝的預試驗以后，確定如表1 所示的試驗因素及水平。試驗方案及結果如表2 所示。

表1 試驗因素及水平設計Table 1 Design of test factors and levels

表2 壓印/粘接接頭試驗方案及結果Table 2 Testing schemes and results of clinch-bonded joints

1.2.2 響應面模型

基于RSM 法，以失效載荷、能量吸收值（即接頭載荷-位移曲線中載荷對位移的積分）為響應值，沖壓力、膠膜厚度和板材硬度及各因素間交互作用為影響因素建立響應面模型，采用最小二乘法進行回歸方程的擬合，并通過方差分析表對模型的顯著性進行檢驗，根據顯著性判斷條件P＞F，設定顯著性水平為0.05，當P＜0.05 時，認為該指標顯著，當P＜0.01 時，即為高度顯著。對回歸方程進行優(yōu)化，優(yōu)化后得到接頭的失效載荷和能量吸收值的回歸模型分別為

式（1）為失效載荷優(yōu)化模型，式（2）為能量吸收值優(yōu)化模型。表3 為所得模型方差分析，由表3可知，失效載荷與能量吸收值模型的P分別為0.002 8、0.005 5，遠小于設定的顯著性水平，說明兩個模型高度顯著，回歸方程能夠很好地擬合真實曲面。

表3 模型方差分析Table 3 Variance analysis of model

1.2.3 驗證試驗

為驗證響應面回歸模型的準確度，隨機設計兩組試驗進行驗證，按試件工藝流程制作完成后進行拉剪試驗獲取載荷位移曲線，并計算能量吸值，同時借助回歸模型計算其預測值，結果如表4所示。失效載荷的預測值與試驗值的最大誤差為11.42%，能量吸收值的最大誤差為7.9%，試驗驗證表明所得到回歸模型與實際值存在一定誤差，誤差在可接受范圍內，具有較高的可靠度。

表4 驗證試驗結果Table 4 Results of verification test

2 試驗結果與分析

2.1 因素影響分析

圖4 為單因素及交互作用對失效載荷的影響。由圖4（a）可知，在設定的因素范圍內，板材硬度和沖壓力與失效載荷均呈正相關性，失效載荷隨膠膜厚度增加呈先減后增的趨勢。隨著板材硬度的增加，接頭失效載荷逐漸上升，這是由于硬度的增加會使板材抵抗變形的能力變強，但板材硬度并不是越高越好，硬度越高所需要的沖壓力也就越大，接頭的成形也就越不容易，鑲嵌量也因此下降，進一步導致接頭的拉剪載荷下降。沖壓力與失效載荷呈正線性關系，隨著沖壓力的增加，失效位移變大，失效載荷也在持續(xù)增加，沖壓力的增加會使得成形后的接頭搭接區(qū)兩板之間的間隙不斷減小，這為熔化后的膠膜與基板的粘接提供了良好條件。而膠膜厚度對失效載荷的影響微小，隨膠膜厚度增加失效載荷呈先減后增趨勢。理論上膠膜厚度對粘接強度應是有較大影響的，因為在載荷達到最大值即峰值載荷前，主要承載的是膠層，但此次試驗發(fā)現膠層厚度對接頭強度的影響卻是最小的，這主要是因為不同厚度膠膜的加入會使接頭產生與膠膜厚度相接近的間隙，間隙的大小也就決定了膠膜與板材之間的貼合程度，當間隙比膠膜厚度小時二者貼合程度高，最終粘接效果也更好。但間隙的大小是隨著膠膜厚度的變化而變化的，因此，膠膜厚度增加也會使間隙增加，粘接效果也就不會出現顯著的提升，導致其對失效載荷的影響變?yōu)樽畹?。由圖4（b）、圖4（c）可以看出，沿45°角方向失效載荷由左下角的低點上升到右上角的高點，且等高線從左下角到右上角是逐漸變密的，這表明當板材硬度及沖壓力處于低位值區(qū)間時提升二者數值并不能使接頭的失效載荷快速提升，當二者都處于高位值區(qū)間時，板材硬度及沖壓力的小幅升高都會使接頭的失效載荷出現較大的提升。其原因主要是當膠膜厚度一致時，同步提升板材硬度和沖壓力接頭，最終的成型效果是接近的，即頸部厚度和底切量差距不大（頸部厚度與底切量如圖3 所示）。但在拉伸過程中，板材硬度高的接頭剛度大，拉伸時抵抗變形的能力更強，拉伸時引入的剝離力（垂直于搭接區(qū)板面的力）更小，同時將壓印點處上板從下板中拉脫或將頸部拉斷需要的力也由于板材硬度的提升而增加，多種因素疊加下呈現了圖4 中所示規(guī)律。

圖4 單因素及交互作用對失效載荷的影響Fig.4 Influence of single factor and interaction on failure load

能量吸收值是失效載荷和失效位移的綜合評價標準，為拉剪過程中載荷對位移的積分，可以很好地反映接頭的緩沖吸震能力［21］。圖5 為單因素及交互作用對能量吸收值的影響規(guī)律，由圖5（a）可知，能量吸收值隨著板材硬度的增加呈先增后減的趨勢，試驗中板材硬度的增加可以提高失效載荷數值，使抵抗變形的能力得到提升，進一步促使接頭緩沖吸震的能力增強，但繼續(xù)增大到一定值時，雖然失效載荷很大，但由于接頭剛度較大，容易發(fā)生脆性斷裂，導致接頭緩沖吸震的能力增長緩慢。沖壓力與能量吸收值呈正線性關系，沖壓力的增加對能量吸收值只有微小的提升，這是由于能量吸收值主要取決于材料本身的塑性。能量吸收值隨膠膜厚度增加呈先減后增的趨勢，由圖5（b）、圖5（c）可以看出，能量吸收值的低點位于板材硬度最高處，高點則存在于右側膠膜厚度最大處。因此，只有當膠膜厚度較大時，等高線才逐漸稠密，在其他情況下是相對稀疏的，尤其是當板材硬度低于46.5 HRB 且膠膜厚度低于0.12 mm 時等高線尤為稀疏，這說明當膠膜厚度較高、板材硬度不過高時接頭的緩沖吸震能力較強。膠膜厚度高可以保證接頭具有相對較高的承載力，不至于快速失效，板材硬度不過高可以使整個接頭具有一定的延展性，不會使載荷全部直接作用于膠層，膠層就不會直接發(fā)生脆性斷裂，能量吸收值自然高。因此，接頭緩沖吸震的能力的提升要注意斷裂部位的承載能力和整體結構剛度的變化。

圖5 單因素及交互作用對能量吸收值的影響Fig.5 Influence of single factor and interaction on energy absorption value

2.2 接頭斷裂失效分析

為了進一步闡明接頭斷裂失效過程，采用仿真與試驗相結合的方式［22］，借助ABAQUS 工具軟件模擬接頭受載過程機械內鎖的形變過程，通過建立圖3 所示的壓印/粘接接頭有限元仿真模型，仿真模型中基板和膠層分別采用GTN（Gurson Tvergaard-Needleman）模型和內聚力模型，膠層與板材采用TIE 綁定［23-25］。設置通用接觸模擬膠層失效后板材之間的接觸。采用COH3D8六面體單元劃分網格，堆疊方向為厚度方向，圖6為膠膜壓印/粘接接頭有限元模型截面對比。圖7為接頭機械內鎖失效分析示意圖。

圖6 膠膜壓印/粘接接頭1/4 截面對比Fig.6 Comparison of quarter section for clinch-bonded joints with adhesive film

圖7 接頭機械內鎖失效分析示意圖Fig.7 Failure analysis diagram of joint mechanical internal lock

圖8 為壓印/粘接接頭試驗拉脫失效過程的采集圖像。定義接頭的失效分數λ分析失效過程中接頭內鎖區(qū)變化：

圖8 壓印/粘接接頭試驗拉脫失效過程Fig.8 Pull-though failure process of clinched joints and clinch-bonded joints test

式中：St為接頭拉伸端的位移；Smax為接頭完全失效時的位移。

從圖8 來看，接頭受拉時，膠層會最先承載，由于膠層的剛度低，受載時會直接將力傳遞。所以載荷繼續(xù)施加以后區(qū)域3 和區(qū)域4（區(qū)域劃分參照圖7）的頸部附近逐漸出現縫隙，即λ=0.103，0.213 時，此時內鎖區(qū)各區(qū)域之間無相對運動，壓印點周圍搭接區(qū)的膠層并未發(fā)生失效。隨載荷的增加，搭接區(qū)的膠層和壓印點底部的膠層出現瞬間失效，區(qū)域3 和區(qū)域4 直接分離，即λ=0.487 時。隨后區(qū)域2 在載荷的作用下沿區(qū)域1 和2 的接觸曲面產生相對滑動。由于凸起部位的存在，兩區(qū)域滑動過程中產生了不同程度的塑性變形，即λ=0.564，0.709 時。區(qū)域1 受壓產生了微小的變形，力則經區(qū)域2 傳遞到整個上板壓印點區(qū)域，導致該區(qū)域整體向下偏移，區(qū)域2 頸部被拉伸但未斷裂，接頭完全失效，即λ=0.962時。

結合壓/粘接頭拉脫失效仿真過程（圖9）分析發(fā)現，在載荷剛施加（λ=0.095）時區(qū)域1 和2組成的內鎖區(qū)部位的應力明顯增大，且區(qū)域2 的頸部是應力值最高的部位。隨著載荷的增加，λ=0.238，0.428，0.524 時，可以看到以區(qū)域2 頸部為起點，應力最終擴散到整個上板壓印點區(qū)域，應力峰值區(qū)域則主要在頸部附近。當λ=0.952 時，殘余應力主要分布在上板壓印點區(qū)域和下板右側承載區(qū)域，這與試驗所反映出的變化規(guī)律相符。

圖9 壓印/粘接接頭仿真拉脫失效過程Fig.9 Simulation of pull-though failure process of clinch-bonded hybrid joints

圖10 為壓印/粘接接頭試驗混合失效過程的采集圖像。從圖像來看，載荷剛施加時，區(qū)域1 和2 之間開始出現縫隙并逐漸擴大，即λ=0.163時。隨后膠層在載荷的作用下失效，主要承載點變?yōu)閰^(qū)域3 和4 組成的內鎖區(qū)，即λ=0.345 時。在載荷的作用下，區(qū)域3 開始沿接觸面滑動，但兩區(qū)域的凸起部位并未滑動分離失效，而是形成二次互鎖，導致頸部受拉伸斷裂，即λ=0.624，0.801 時。之后載荷繼續(xù)增加，裂紋沿頸部擴展。最終，以區(qū)域3 和4 接觸部位為支點，載荷通過少部分未斷裂頸部使已斷裂區(qū)域旋轉脫出，形成混合失效，即λ=0.922 時。

圖10 壓印/粘接接頭試驗混合失效過程Fig.10 Mixed failure process of clinch-bonded joints in tests

結合壓印/粘接接頭試驗混合失效仿真過程（圖11）分析發(fā)現，最初接頭作為一個整體承載，膠層附近的基板和壓印點內部都有較高的應力，即λ=0.130 時。在區(qū)域3 和4 之間出現明顯的縫隙時，膠層的承載力明顯下降了，即λ=0.217時，可以看到此時頸部的應力值已經是所有區(qū)域中最高的。膠層失效后，頸部附近的應力值不斷上升，即λ=0.435，0.652 時。當頸部發(fā)生斷裂后，已斷裂的頸部應力得到了釋放，未斷裂頸部應力則不斷攀升。同時，區(qū)域2 的底部內鎖結構在頸部只有少部分斷裂時仍舊受載，具有較高的應力值，而當旋轉發(fā)生后，該區(qū)域幾乎不受載，應力明顯降低，此時，整個接頭的應力峰值主要集中于未斷裂的頸部，即λ=0.902，0.987 時，最終失效。

圖11 壓印/粘接接頭仿真混合失效過程Fig.11 Simulation of mixed failure process for clinch-bonded hybrid joints

為更好地預測接頭的失效形式，以壓印點中心為圓心，分別以壓印點中心到區(qū)域1 和2 凸起部位邊緣距離為中心畫圓，兩圓圍成一個圓環(huán)，表示完整接頭的內鎖關系，兩圓之間的距離即為底切量。將圓環(huán)分為A、B、C、D4 個區(qū)域（圖7）。沿加載方向在圓環(huán)的C區(qū)和D區(qū)各畫一條直線，如圖11（e）、圖11（f）中虛線框內所示，這兩條線代表該位置沿加載方向的內鎖長度。顯然C區(qū)的內鎖長度要高于D區(qū)的內鎖長度，因此4 個區(qū)域中，D區(qū)失效難度最小，A區(qū)最大，B區(qū)等于C區(qū)但皆大于D區(qū)。不同區(qū)域的失效對應著不同的失效模式。通過試驗與仿真分析可知A區(qū)為4個區(qū)域中主要承載區(qū)，若A區(qū)域最終失效，則接頭發(fā)生以拉脫為主的失效形式，若頸部未斷裂則為拉脫失效，若頸部斷裂則發(fā)生混合失效。

3 結 論

1） 熱熔膠膜作為粘接劑引入到壓印連接技術中，可以填補粘接接頭處的空隙，有利于抵抗外界對接頭內部造成的腐蝕破壞，對試件接頭力學性能有較好的提升。

2） 方差分析表明，膠膜厚度對能量吸收值影響最為顯著，板材硬度次之，沖壓力影響最弱；板材硬度對失效載荷影響最為顯著，沖壓力次之，膠膜厚度影響最弱。多元回歸模型與試驗數據吻合較好，可以將回歸模型作為粘接強度預測模型，以指導膠膜在工程中的實際應用。

3） 通過試驗與有限元分析發(fā)現，接頭失效形式主要以拉脫失效和混合失效（拉脫與頸部斷裂同時發(fā)生）為主。拉剪過程中，載荷首先作用于膠膜，然后逐漸向中心壓印點傳遞，直至膠膜失效后，由壓印點單獨承載，沿受載方向，靠近下板搭接區(qū)末端的頸部作為主要承載部位；若該區(qū)域失效，則接頭發(fā)生以拉脫失效為主的失效模式，若該區(qū)域未完全失效，則接頭發(fā)生以混合失效為主的失效模式。