Keďže krajiny na celom svete prikladajú veľký význam úspore energie a znižovaniu emisií, vývoj čisto elektrických vozidiel na novú energiu sa stal trendom. Okrem výkonu batérie je kľúčovým faktorom ovplyvňujúcim dojazd vozidiel na novú energiu aj kvalita karosérie. Podpora vývoja ľahkých konštrukcií karosérií automobilov a vysoko kvalitných spojení môže zlepšiť komplexný dojazd elektrických vozidiel tým, že sa čo najviac zníži hmotnosť celého vozidla a zároveň sa zabezpečí jeho pevnosť a bezpečnosť. Pokiaľ ide o odľahčenie automobilov, hybridná karoséria z ocele a hliníka zohľadňuje pevnosť aj zníženie hmotnosti karosérie a stáva sa dôležitým prostriedkom na dosiahnutie odľahčenia karosérie.
Tradičná metóda spájania hliníkových zliatin má slabý výkon spojenia a nízku spoľahlivosť. Samonitovanie ako nová technológia spájania sa široko používa v automobilovom a leteckom priemysle vďaka svojej absolútnej výhode pri spájaní ľahkých zliatin a kompozitných materiálov. V posledných rokoch čínski vedci vykonali relevantný výskum technológie samonitovania a študovali vplyv rôznych metód tepelného spracovania na výkon priemyselných čistých titánových samonitovaných spojov TA1. Zistilo sa, že metódy tepelného spracovania žíhaním a kalením zlepšili statickú pevnosť priemyselných čistých titánových samonitovaných spojov TA1. Mechanizmus tvorby spoja bol pozorovaný a analyzovaný z hľadiska toku materiálu a na základe toho bola vyhodnotená kvalita spoja. Metalografickými testami sa zistilo, že veľká plocha plastickej deformácie sa zjemnila do vláknitej štruktúry s určitým sklonom, čo podporilo zlepšenie medze klzu a únavovej pevnosti spoja.
Vyššie uvedený výskum sa zameriava najmä na mechanické vlastnosti spojov po nitovaní plechov z hliníkových zliatin. Pri skutočnej nitovacej výrobe karosérií automobilov sú trhliny v nitovaných spojoch extrudovaných profilov z hliníkových zliatin, najmä vysokopevnostných hliníkových zliatin s vysokým obsahom legujúcich prvkov, ako je hliníková zliatina 6082, kľúčovými faktormi obmedzujúcimi aplikáciu tohto procesu na karosériu automobilu. Zároveň tolerancie tvaru a polohy extrudovaných profilov použitých na karosérii automobilu, ako je ohýbanie a skrúcanie, priamo ovplyvňujú montáž a použitie profilov a tiež určujú rozmerovú presnosť následnej karosérie automobilu. Aby sa kontrolovalo ohýbanie a skrúcanie profilov a zabezpečila sa rozmerová presnosť profilov, okrem štruktúry nástroja sú najdôležitejšími ovplyvňujúcimi faktormi výstupná teplota profilov a rýchlosť kalenia. Čím vyššia je výstupná teplota a čím vyššia je rýchlosť kalenia, tým väčší je stupeň ohýbania a skrúcania profilov. Pri profiloch z hliníkových zliatin pre karosérie automobilov je potrebné zabezpečiť rozmerovú presnosť profilov a zabezpečiť, aby nitovanie zliatiny nepraskalo. Najjednoduchší spôsob, ako optimalizovať rozmerovú presnosť a vlastnosti zliatiny pri nitovaní, je kontrolovať praskanie optimalizáciou teploty ohrevu a procesu starnutia extrudovaných tyčí pri zachovaní nezmeneného zloženia materiálu, štruktúry matrice, rýchlosti extrúzie a rýchlosti kalenia. V prípade hliníkovej zliatiny 6082, za predpokladu, že ostatné procesné podmienky zostanú nezmenené, platí, že čím vyššia je teplota extrúzie, tým je hrubozrnnejšia vrstva, ale tým väčšia je deformácia profilu po kalení.
Táto práca využíva hliníkovú zliatinu 6082 s rovnakým zložením ako výskumný objekt, používa rôzne teploty extrúzie a rôzne procesy starnutia na prípravu vzoriek v rôznych stavoch a hodnotí vplyv teploty extrúzie a stavu starnutia na nitovací test prostredníctvom nitovacích testov. Na základe predbežných výsledkov je ďalej určený optimálny proces starnutia, ktorý poskytuje usmernenie pre následnú výrobu extrúznych profilov karosérií zo zliatiny hliníka 6082.
1 Experimentálne materiály a metódy
Ako je uvedené v tabuľke 1, hliníková zliatina 6082 bola roztavená a pripravená do okrúhleho ingotu polokontinuálnym odlievaním. Po homogenizačnom tepelnom spracovaní bol ingot zahriaty na rôzne teploty a extrudovaný do profilu na extrudéri s výkonom 2200 t. Hrúbka steny profilu bola 2,5 mm, teplota extruzného valca bola 440 ± 10 ℃, teplota extrudovacej matrice bola 470 ± 10 ℃, rýchlosť extrúzie bola 2,3 ± 0,2 mm/s a metóda kalenia profilu bola ochladzovanie silným vetrom. Podľa teploty ohrevu boli vzorky očíslované od 1 do 3, pričom vzorka 1 mala najnižšiu teplotu ohrevu a zodpovedajúca teplota predvalka bola 470 ± 5 ℃, zodpovedajúca teplota predvalka vzorky 2 bola 485 ± 5 ℃ a teplota vzorky 3 bola najvyššia a zodpovedajúca teplota predvalka bola 500 ± 5 ℃.
Tabuľka 1 Namerané chemické zloženie testovanej zliatiny (hmotnostný podiel/%)
Za podmienky, že ostatné procesné parametre, ako je zloženie materiálu, štruktúra matrice, rýchlosť extrúzie a rýchlosť kalenia, zostanú nezmenené, sa vyššie uvedené vzorky č. 1 až 3 získané úpravou teploty extrúzneho ohrevu nechajú starnúť v odporovej peci krabicového typu a systém starnutia je 180 ℃/6 h a 190 ℃/6 h. Po izolácii sa ochladia vzduchom a potom sa znitujú, aby sa vyhodnotil vplyv rôznych teplôt extrúzie a stavov starnutia na skúšku nitovania. Pri skúške nitovania sa ako spodná doska používa 2,5 mm hrubá zliatina 6082 s rôznymi teplotami extrúzie a rôznymi systémami starnutia a 1,4 mm hrubá zliatina 5754-O ako horná doska pre skúšku nitovania SPR. Nitovacia matrica je M260238 a nit je C5,3 × 6,0 H0. Okrem toho, aby sa ďalej určil optimálny proces starnutia, podľa vplyvu teploty extrúzie a stavu starnutia na nitovacie praskanie sa vyberie doska s optimálnou teplotou extrúzie a potom sa spracuje rôznymi teplotami a rôznymi časmi starnutia, aby sa preskúmal vplyv systému starnutia na nitovacie praskanie, aby sa nakoniec potvrdil optimálny systém starnutia. Na pozorovanie mikroštruktúry materiálu pri rôznych teplotách extrúzie sa použil vysokovýkonný mikroskop, na testovanie mechanických vlastností sa použil mikropočítačom riadený elektronický univerzálny testovací stroj série MTS-SANS CMT5000 a na pozorovanie nitovaných spojov po nitovaní v rôznych stavoch sa použil nízkovýkonný mikroskop.
2 Experimentálne výsledky a diskusia
2.1 Vplyv teploty extrúzie a stavu starnutia na nitovacie praskanie
Vzorky sa odobrali pozdĺž prierezu extrudovaného profilu. Po hrubom brúsení, jemnom brúsení a leštení brúsnym papierom sa vzorka korodovala 10 % NaOH počas 8 minút a čierny produkt korózie sa utrel dočista kyselinou dusičnou. Hrubozrnná vrstva vzorky sa pozorovala pomocou zväčšovacieho mikroskopu, ktorý sa nachádzal na povrchu mimo nitovacej pracky v zamýšľanej polohe nitovania, ako je znázornené na obrázku 1. Priemerná hĺbka hrubozrnnej vrstvy vzorky č. 1 bola 352 μm, priemerná hĺbka hrubozrnnej vrstvy vzorky č. 2 bola 135 μm a priemerná hĺbka hrubozrnnej vrstvy vzorky č. 3 bola 31 μm. Rozdiel v hĺbke hrubozrnnej vrstvy je spôsobený najmä rôznymi teplotami extrúzie. Čím vyššia je teplota extrúzie, tým nižší je deformačný odpor zliatiny 6082, tým menšie je ukladanie deformačnej energie generované trením medzi zliatinou a extruznou matricou (najmä pracovným pásom matrice) a tým menšia je hnacia sila rekryštalizácie. Preto je povrchová hrubozrnná vrstva plytšia; Čím nižšia je teplota extrúzie, tým väčší je deformačný odpor, tým väčšie je uloženie deformačnej energie, tým ľahšie sa rekryštalizuje a tým hlbšia je vrstva hrubých zŕn. Pre zliatinu 6082 je mechanizmom rekryštalizácie hrubých zŕn sekundárna rekryštalizácia.
(a) Model 1
b) Model 2
(c) Model 3
Obrázok 1 Hrúbka hrubozrnnej vrstvy extrudovaných profilov vyrobených rôznymi procesmi
Vzorky 1 až 3 pripravené pri rôznych teplotách extrúzie boli podrobené starnutiu pri teplote 180 °C/6 hodín a 190 °C/6 hodín. Mechanické vlastnosti vzorky 2 po oboch procesoch starnutia sú uvedené v tabuľke 2. Pri oboch systémoch starnutia je medza klzu a pevnosť v ťahu vzorky pri teplote 180 °C/6 hodín výrazne vyššia ako pri teplote 190 °C/6 hodín, zatiaľ čo predĺženie sa medzi týmito dvoma systémami veľmi nelíši, čo naznačuje, že 190 °C/6 hodín je proces nadmerného starnutia. Keďže mechanické vlastnosti hliníkovej zliatiny radu 6 výrazne kolíšu so zmenou procesu starnutia v stave nedostatočného starnutia, nie je to priaznivé pre stabilitu výrobného procesu profilu a kontrolu kvality nitovania. Preto nie je vhodné používať stav nedostatočného starnutia na výrobu profilov karosérií.
Tabuľka 2 Mechanické vlastnosti vzorky č. 2 za dvoch systémov starnutia
Vzhľad skúšobného kusu po nitovaní je znázornený na obrázku 2. Keď bola vzorka č. 1 s hlbšou hrubozrnnou vrstvou nitovaná v stave vrcholového starnutia, spodný povrch nitu mal zjavnú pomarančovú kôru a praskliny viditeľné voľným okom, ako je znázornené na obrázku 2a. V dôsledku nekonzistentnej orientácie vo vnútri zŕn bude stupeň deformácie počas deformácie nerovnomerný, čo vytvorí nerovný povrch. Keď sú zrná hrubé, nerovnosť povrchu sa zväčší, čo vytvorí jav pomarančovej kôry viditeľný voľným okom. Keď bola vzorka č. 3 s plytkejšou hrubozrnnou vrstvou pripravenou zvýšením teploty extrúzie nitovaná v stave vrcholového starnutia, spodný povrch nitu bol relatívne hladký a praskanie bolo do určitej miery potlačené, čo bolo viditeľné iba pod zväčšením mikroskopu, ako je znázornené na obrázku 2b. Keď bola vzorka č. 3 v stave nadmerného starnutia, pod zväčšením mikroskopu sa žiadne praskanie nepozorovalo, ako je znázornené na obrázku 2c.
a) Trhliny viditeľné voľným okom
(b) Mierne praskliny viditeľné pod mikroskopom
(c) Žiadne praskliny
Obrázok 2 Rôzne stupne praskania po nitovaní
Povrch po nitovaní je prevažne v troch stavoch, a to trhliny viditeľné voľným okom (označené „×“), mierne trhliny viditeľné pod zväčšením mikroskopu (označené „△“) a žiadne trhliny (označené „○“). Výsledky nitovacej morfológie vyššie uvedených troch stavov vzoriek za dvoch systémov starnutia sú uvedené v tabuľke 3. Je zrejmé, že keď je proces starnutia konštantný, výkonnosť nitovania pri praskaní vzorky s vyššou teplotou extrúzie a tenšou vrstvou hrubých zŕn je lepšia ako u vzorky s hlbšou vrstvou hrubých zŕn; keď je vrstva hrubých zŕn konštantná, výkonnosť nitovania pri praskaní v stave nadmerného starnutia je lepšia ako v stave maximálneho starnutia.
Tabuľka 3 Vzhľad nitovania vzoriek 1 až 3 za dvoch procesných systémov
Boli študované vplyvy morfológie zŕn a stavu starnutia na správanie profilov pri praskaní v axiálnom tlaku. Stav napätia materiálu počas axiálneho stlačenia bol konzistentný so stavom pri samonitovacom nitovaní. Štúdia zistila, že trhliny pochádzajú z hraníc zŕn a mechanizmus praskania zliatiny Al-Mg-Si bol vysvetlený vzorcom.
σapp je napätie pôsobiace na kryštál. Pri praskaní sa σapp rovná skutočnej hodnote napätia zodpovedajúcej pevnosti v ťahu; σa0 je odpor precipitátov počas intrakryštalického kĺzania; Φ je koeficient koncentrácie napätia, ktorý súvisí s veľkosťou zrna d a šírkou kĺzania p.
V porovnaní s rekryštalizáciou je vláknitá štruktúra zŕn priaznivejšia pre inhibíciu praskania. Hlavným dôvodom je, že veľkosť zŕn d je výrazne znížená v dôsledku zjemnenia zŕn, čo môže účinne znížiť faktor koncentrácie napätia Φ na hranici zŕn, čím sa zabráni praskaniu. V porovnaní s vláknitou štruktúrou je faktor koncentrácie napätia Φ rekryštalizovanej zliatiny s hrubými zrnami približne 10-krát vyšší ako v predchádzajúcej.
V porovnaní s vrcholovým starnutím je stav nadmerného starnutia priaznivejší pre inhibíciu praskania, čo je určené rôznymi stavmi fázy precipitácie vo vnútri zliatiny. Počas vrcholového starnutia sa v zliatine 6082 precipitujú fázy 'β (Mg5Si6) s veľkosťou 20-50 nm s veľkým počtom precipitátov a malou veľkosťou; keď je zliatina v stave nadmerného starnutia, počet precipitátov v zliatine sa znižuje a ich veľkosť sa zväčšuje. Precipitáty vytvorené počas procesu starnutia môžu účinne inhibovať pohyb dislokácií vo vnútri zliatiny. Ich sila pôsobenia na dislokácie súvisí s veľkosťou a objemovým podielom precipitovanej fázy. Empirický vzorec je:
f je objemový podiel precipitovanej fázy; r je veľkosť fázy; σa je energia rozhrania medzi fázou a matricou. Vzorec ukazuje, že čím väčšia je veľkosť precipitovanej fázy a čím menší je objemový podiel, tým menšia je jej sila pripnutia na dislokácie, tým ľahšie sa dislokácie v zliatine začnú tvoriť a σa0 v zliatine sa bude znižovať od stavu vrcholového starnutia do stavu nadmerného starnutia. Aj keď sa σa0 zníži, keď zliatina prechádza z stavu vrcholového starnutia do stavu nadmerného starnutia, hodnota σapp v čase praskania zliatiny sa viac zníži, čo vedie k výraznému poklesu efektívneho napätia na hranici zŕn (σapp-σa0). Efektívne napätie na hranici zŕn pri nadmernom starnutí je približne 1/5 napätia pri vrcholovom starnutí, to znamená, že je menej pravdepodobné, že sa na hranici zŕn v stave nadmerného starnutia praskne, čo vedie k lepším nitovacím vlastnostiam zliatiny.
2.2 Optimalizácia teploty extrúzie a systému procesu starnutia
Podľa vyššie uvedených výsledkov môže zvýšenie teploty extrúzie znížiť hĺbku hrubozrnnej vrstvy, čím sa zabráni praskaniu materiálu počas procesu nitovania. Avšak za predpokladu určitého zloženia zliatiny, štruktúry extrúznej formy a procesu extrúzie, ak je teplota extrúzie príliš vysoká, na jednej strane sa počas následného procesu kalenia zhorší stupeň ohýbania a skrútenia profilu, čo spôsobí, že tolerancia veľkosti profilu nebude spĺňať požiadavky, a na druhej strane to spôsobí, že sa zliatina počas procesu extrúzie ľahko prepáli, čím sa zvýši riziko odštiepenia materiálu. Vzhľadom na stav nitovania, proces veľkosti profilu, výrobné okno a ďalšie faktory je vhodnejšia teplota extrúzie pre túto zliatinu najmenej 485 ℃, teda vzorka č. 2. Aby sa potvrdil optimálny systém procesu starnutia, proces starnutia bol optimalizovaný na základe vzorky č. 2.
Mechanické vlastnosti vzorky č. 2 pri rôznych časoch starnutia pri teplotách 180 ℃, 185 ℃ a 190 ℃ sú znázornené na obrázku 3, a to medza klzu, pevnosť v ťahu a predĺženie. Ako je znázornené na obrázku 3a, pri teplote 180 ℃ sa čas starnutia zvyšuje zo 6 hodín na 12 hodín a medza klzu materiálu sa výrazne neznižuje. Pri teplote 185 ℃ sa s predlžujúcim sa časom starnutia zo 4 hodín na 12 hodín medza klzu najprv zvyšuje a potom znižuje a čas starnutia zodpovedajúci najvyššej hodnote pevnosti je 5 – 6 hodín. Pri teplote 190 ℃ sa s predlžujúcim sa časom starnutia medza klzu postupne znižuje. Celkovo pri troch teplotách starnutia platí, že čím nižšia je teplota starnutia, tým vyššia je maximálna pevnosť materiálu. Charakteristiky pevnosti v ťahu na obrázku 3b sú v súlade s medzou klzu na obrázku 3a. Predĺženie pri rôznych teplotách starnutia znázornené na obrázku 3c je medzi 14 % a 17 % bez zjavného vzoru zmien. Tento experiment testuje vrchol starnutia do štádia nadmerného starnutia a kvôli malým experimentálnym rozdielom spôsobuje chyba testu nejasný vzor zmien.
Obr. 3 Mechanické vlastnosti materiálov pri rôznych teplotách a dobách starnutia
Po vyššie uvedenom ošetrení starnutím je praskanie nitovaných spojov zhrnuté v tabuľke 4. Z tabuľky 4 je zrejmé, že s predlžujúcim sa časom je praskanie nitovaných spojov do určitej miery potlačené. Pri teplote 180 ℃, keď čas starnutia presiahne 10 hodín, je vzhľad nitovaného spoja v prijateľnom stave, ale nestabilný. Pri teplote 185 ℃, po 7 hodinách starnutia, vzhľad nitovaného spoja nemá žiadne trhliny a stav je relatívne stabilný. Pri teplote 190 ℃ vzhľad nitovaného spoja nemá žiadne trhliny a stav je stabilný. Z výsledkov nitovacích testov je zrejmé, že nitovací výkon je lepší a stabilnejší, keď je zliatina v stave nadmerného starnutia. V kombinácii s použitím profilu tela, nitovanie pri teplote 180 ℃/10~12 hodín neprispieva k stabilite kvality výrobného procesu riadeného výrobcom originálnych dielov (OEM). Aby sa zabezpečila stabilita nitovaného spoja, je potrebné dobu starnutia ďalej predĺžiť, ale overenie doby starnutia povedie k zníženiu efektivity výroby profilov a zvýšeniu nákladov. Pri teplote 190 ℃ môžu všetky vzorky spĺňať požiadavky na praskanie pri nitovaní, ale pevnosť materiálu sa výrazne zníži. Podľa požiadaviek konštrukcie vozidiel musí byť medza klzu zliatiny 6082 zaručená vyššia ako 270 MPa. Preto teplota starnutia 190 ℃ nespĺňa požiadavky na pevnosť materiálu. Zároveň, ak je pevnosť materiálu príliš nízka, zvyšková hrúbka spodnej dosky nitovaného spoja bude príliš malá. Po starnutí pri teplote 190 ℃/8 h ukazujú charakteristiky prierezu nitovaného spoja, že zvyšková hrúbka je 0,26 mm, čo nespĺňa požiadavku na index ≥ 0,3 mm, ako je znázornené na obrázku 4a. Pri komplexnom zvážení je optimálna teplota starnutia 185 ℃. Po 7 hodinách starnutia materiál stabilne spĺňa požiadavky na nitovanie a pevnosť spĺňa výkonnostné požiadavky. Vzhľadom na stabilitu výroby pri nitovaní vo zváracej dielni sa navrhuje, aby optimálny čas starnutia bol 8 hodín. Prierezové charakteristiky v tomto procesnom systéme sú znázornené na obrázku 4b, ktorý spĺňa požiadavky na index prepletenia. Ľavé a pravé prepletenie majú hrúbku 0,90 mm a 0,75 mm, čo spĺňa požiadavky na index ≥0,4 mm, a zvyšková hrúbka dna je 0,38 mm.
Tabuľka 4 Praskanie vzorky č. 2 pri rôznych teplotách a rôznych časoch starnutia
Obr. 4 Prierezové charakteristiky nitovaných spojov spodných dosiek 6082 v rôznych stavoch starnutia
3 Záver
Čím vyššia je teplota extrúzie profilov z hliníkovej zliatiny 6082, tým je povrchová hrubozrnná vrstva po extrúzii plytšia. Plytšia hrúbka hrubozrnnej vrstvy môže účinne znížiť faktor koncentrácie napätia na hranici zŕn, čím sa zabráni nitovaniu. Experimentálny výskum ukázal, že optimálna teplota extrúzie nie je nižšia ako 485 ℃.
Keď je hrúbka hrubozrnnej vrstvy profilu hliníkovej zliatiny 6082 rovnaká, efektívne napätie na hranici zŕn zliatiny v stave nadmerného starnutia je menšie ako v stave maximálneho starnutia, riziko praskania počas nitovania je menšie a nitovacie vlastnosti zliatiny sú lepšie. Berúc do úvahy tri faktory: stabilitu nitovania, hodnotu prepletenia nitovaných spojov, účinnosť tepelného spracovania a ekonomické výhody, optimálny systém starnutia pre zliatinu sa stanovil na 185 ℃/8 h.
Čas uverejnenia: 5. apríla 2025
