Vzhledem k tomu, že země po celém světě přikládají velký význam úsporám energie a snižování emisí, stal se vývoj čistě elektrických vozidel na novou energii trendem. Kromě výkonu baterie je klíčovým faktorem ovlivňujícím dojezd vozidel na novou energii také kvalita karoserie. Podpora vývoje lehkých konstrukcí karoserií automobilů a vysoce kvalitních spojů může zlepšit komplexní dojezd elektromobilů tím, že co nejvíce sníží hmotnost celého vozidla a zároveň zajistí jeho pevnost a bezpečnost. Pokud jde o odlehčení automobilů, hybridní karoserie z oceli a hliníku zohledňuje jak pevnost, tak i snížení hmotnosti karoserie a stává se důležitým prostředkem k dosažení odlehčení karoserie.
Tradiční metoda spojování hliníkových slitin má špatný spojovací výkon a nízkou spolehlivost. Samořezné nýtování, jako nová technologie spojování, se široce používá v automobilovém a leteckém průmyslu díky své absolutní výhodě při spojování lehkých slitin a kompozitních materiálů. V posledních letech provedli čínští vědci relevantní výzkum technologie samořezného nýtování a studovali vliv různých metod tepelného zpracování na výkon samořezných nýtovaných spojů z čistého titanu TA1. Bylo zjištěno, že metody tepelného zpracování žíháním a kalením zlepšují statickou pevnost samořezných nýtovaných spojů z čistého titanu TA1. Mechanismus vytváření spoje byl pozorován a analyzován z hlediska toku materiálu a na základě toho byla vyhodnocena kvalita spoje. Metalografickými testy bylo zjištěno, že velká plocha plastické deformace se zjemnila do vláknité struktury s určitou tendencí, což podpořilo zlepšení meze kluzu a únavové pevnosti spoje.
Výše uvedený výzkum se zaměřuje především na mechanické vlastnosti spojů po nýtování plechů z hliníkových slitin. Při samotné nýtovací výrobě karoserií automobilů jsou trhliny v nýtovaných spojích extrudovaných profilů z hliníkových slitin, zejména vysokopevnostních hliníkových slitin s vysokým obsahem legujících prvků, jako je hliníková slitina 6082, klíčovými faktory omezujícími použití tohoto procesu na karoserii automobilu. Současně tolerance tvaru a polohy extrudovaných profilů použitých na karoserii automobilu, jako je ohýbání a kroucení, přímo ovlivňují montáž a použití profilů a také určují rozměrovou přesnost následné karoserie automobilu. Pro kontrolu ohýbání a kroucení profilů a zajištění rozměrové přesnosti profilů jsou kromě struktury nástroje nejdůležitějšími ovlivňujícími faktory výstupní teplota profilů a rychlost kalení. Čím vyšší je výstupní teplota a čím rychlejší je rychlost kalení, tím větší je stupeň ohybu a kroucení profilů. U profilů z hliníkových slitin pro karoserie automobilů je nutné zajistit rozměrovou přesnost profilů a zajistit, aby nýtování slitiny nepraskalo. Nejjednodušší způsob, jak optimalizovat rozměrovou přesnost a vlastnosti slitiny proti nýtování, je kontrolovat tvorbu trhlin optimalizací teploty ohřevu a procesu stárnutí extrudovaných tyčí při zachování nezměněného složení materiálu, struktury nástroje, rychlosti extruze a rychlosti kalení. U hliníkové slitiny 6082, za předpokladu, že ostatní procesní podmínky zůstávají nezměněny, platí, že čím vyšší je teplota extruze, tím mělčí je hrubozrnná vrstva, ale tím větší je deformace profilu po kalení.
Tato práce využívá hliníkovou slitinu 6082 se stejným složením jako výzkumný objekt, používá různé teploty extruze a různé procesy stárnutí k přípravě vzorků v různých stavech a hodnotí vliv teploty extruze a stavu stárnutí na nýtovací zkoušku. Na základě předběžných výsledků je dále stanoven optimální proces stárnutí, který poskytne vodítko pro následnou výrobu extrudovaných profilů karoserií ze slitiny hliníku 6082.
1 Experimentální materiály a metody
Jak je uvedeno v tabulce 1, hliníková slitina 6082 byla roztavena a připravena do kulatého ingotu polokontinuálním litím. Po homogenizačním tepelném zpracování byl ingot zahřát na různé teploty a protlačován do profilu na extruderu o výkonu 2200 t. Tloušťka stěny profilu byla 2,5 mm, teplota extruzního válce byla 440 ± 10 °C, teplota extruzní hlavy byla 470 ± 10 °C, rychlost protlačování byla 2,3 ± 0,2 mm/s a metoda kalení profilu byla chlazení silným větrem. Podle teploty ohřevu byly vzorky očíslovány od 1 do 3, přičemž vzorek 1 měl nejnižší teplotu ohřevu a odpovídající teplota sochoru byla 470 ± 5 °C, vzorku 2 odpovídající teplota sochoru byla 485 ± 5 °C a vzorku 3 nejvyšší teplotu a odpovídající teplota sochoru byla 500 ± 5 °C.
Tabulka 1 Naměřené chemické složení testované slitiny (hmotnostní podíl/%)
Za podmínky, že ostatní procesní parametry, jako je složení materiálu, struktura matrice, rychlost extruze a rychlost kalení, zůstanou nezměněny, se výše uvedené vzorky č. 1 až 3 získané úpravou teploty extruzního ohřevu nechají zrát v odporové peci krabicového typu a systém stárnutí je 180 °C/6 hodin a 190 °C/6 hodin. Po izolaci se ochladí vzduchem a poté se nýtují, aby se vyhodnotil vliv různých teplot extruze a stavů stárnutí na nýtovací zkoušku. Pro nýtovací zkoušku se jako spodní deska používá 2,5 mm silná slitina 6082 s různými teplotami extruze a různými systémy stárnutí a 1,4 mm silná slitina 5754-O jako horní deska pro nýtovací zkoušku SPR. Nýtovací matrice je M260238 a nýt je C5,3×6,0 H0. Kromě toho, aby se dále určil optimální proces stárnutí, byl v závislosti na vlivu teploty extruze a stavu stárnutí na nýtovací praskání vybrán plech s optimální teplotou extruze a poté ošetřen různými teplotami a různými dobami stárnutí, aby se studoval vliv systému stárnutí na nýtovací praskání, a aby se nakonec potvrdil optimální systém stárnutí. Pro pozorování mikrostruktury materiálu při různých teplotách extruze byl použit vysoce výkonný mikroskop, pro testování mechanických vlastností byl použit mikropočítačem řízený elektronický univerzální zkušební stroj řady MTS-SANS CMT5000 a pro pozorování nýtovaných spojů po nýtování v různých stavech byl použit nízkovýkonný mikroskop.
2 Experimentální výsledky a diskuse
2.1 Vliv teploty extruze a stavu stárnutí na nýtovací trhliny
Vzorky byly odebrány podél průřezu extrudovaného profilu. Po hrubém broušení, jemném broušení a leštění brusným papírem byl vzorek korodován 10% NaOH po dobu 8 minut a černý produkt koroze byl setřen kyselinou dusičnou. Hrubozrnná vrstva vzorku byla pozorována zvětšovacím mikroskopem, který byl umístěn na povrchu vně nýtové přezky v zamýšlené poloze nýtování, jak je znázorněno na obrázku 1. Průměrná hloubka hrubozrnné vrstvy vzorku č. 1 byla 352 μm, průměrná hloubka hrubozrnné vrstvy vzorku č. 2 byla 135 μm a průměrná hloubka hrubozrnné vrstvy vzorku č. 3 byla 31 μm. Rozdíl v hloubce hrubozrnné vrstvy je způsoben především různými teplotami extruze. Čím vyšší je teplota extruze, tím nižší je deformační odpor slitiny 6082, tím menší je akumulace deformační energie generovaná třením mezi slitinou a extruzní matricí (zejména pracovním pásem matrice) a tím menší je hnací síla rekrystalizace. Povrchová hrubozrnná vrstva je proto mělčí; Čím nižší je teplota extruze, tím větší je deformační odpor, tím větší je akumulace deformační energie, tím snadněji dochází k rekrystalizaci a tím hlubší je vrstva hrubých zrn. U slitiny 6082 je mechanismem rekrystalizace hrubých zrn sekundární rekrystalizace.
(a) Model 1
(b) Model 2
(c) Model 3
Obrázek 1 Tloušťka hrubozrnné vrstvy extrudovaných profilů vyrobených různými procesy
Vzorky 1 až 3 připravené při různých teplotách extruze byly podrobeny stárnutí při 180 °C/6 hodin, respektive 190 °C/6 hodin. Mechanické vlastnosti vzorku 2 po obou procesech stárnutí jsou uvedeny v tabulce 2. Při obou systémech stárnutí je mez kluzu a pevnost v tahu vzorku při 180 °C/6 hodin výrazně vyšší než při 190 °C/6 hodin, zatímco prodloužení se u obou systémů příliš neliší, což naznačuje, že 190 °C/6 hodin je proces nadměrného stárnutí. Vzhledem k tomu, že mechanické vlastnosti hliníkové slitiny řady 6 značně kolísají se změnou procesu stárnutí v nedostatečném stavu stárnutí, nepřispívá to ke stabilitě procesu výroby profilů a kontrole kvality nýtování. Proto není vhodné používat nedostatečný stav stárnutí k výrobě profilů karoserií.
Tabulka 2 Mechanické vlastnosti vzorku č. 2 za dvou systémů stárnutí
Vzhled zkušebního kusu po nýtování je znázorněn na obrázku 2. Když byl vzorek č. 1 s hlubší hrubozrnnou vrstvou nýtován ve stavu vrcholového stárnutí, spodní povrch nýtu měl zjevnou pomerančovou kůru a praskliny viditelné pouhým okem, jak je znázorněno na obrázku 2a. V důsledku nekonzistentní orientace uvnitř zrn bude stupeň deformace během deformace nerovnoměrný, což vytvoří nerovný povrch. Pokud jsou zrna hrubá, nerovnost povrchu se zvětší, což vytvoří jev pomerančové kůry viditelný pouhým okem. Když byl vzorek č. 3 s mělčí hrubozrnnou vrstvou připravenou zvýšením teploty extruze nýtován ve stavu vrcholového stárnutí, spodní povrch nýtu byl relativně hladký a praskání bylo do určité míry potlačeno, což bylo viditelné pouze pod zvětšením mikroskopu, jak je znázorněno na obrázku 2b. Když byl vzorek č. 3 ve stavu nadměrného stárnutí, nebylo pod zvětšením mikroskopu pozorováno žádné praskání, jak je znázorněno na obrázku 2c.
(a) Trhliny viditelné pouhým okem
(b) Drobné praskliny viditelné pod mikroskopem
(c) Žádné praskliny
Obrázek 2 Různé stupně praskání po nýtování
Povrch po nýtování je převážně ve třech stavech, a to trhliny viditelné pouhým okem (označené „×“), mírné trhliny viditelné pod zvětšením mikroskopu (označené „△“) a žádné trhliny (označené „○“). Výsledky morfologie nýtování výše uvedených tří stavů vzorků za dvou systémů stárnutí jsou uvedeny v tabulce 3. Je vidět, že při konstantním procesu stárnutí je výkonnost nýtování při praskání u vzorku s vyšší teplotou vytlačování a tenčí vrstvou hrubých zrn lepší než u vzorku s hlubší vrstvou hrubých zrn; při konstantní vrstvě hrubých zrn je výkonnost nýtování při praskání ve stavu nadměrného stárnutí lepší než u stavu vrcholového stárnutí.
Tabulka 3 Vzhled nýtování vzorků 1 až 3 za dvou procesních systémů
Byl studován vliv morfologie zrn a stavu stárnutí na chování profilů při axiálním tlakovém praskání. Stav napětí materiálu během axiálního tlaku byl shodný s napjatým stavem při samořezném nýtování. Studie zjistila, že trhliny vznikají na hranicích zrn a mechanismus praskání slitiny Al-Mg-Si byl vysvětlen vzorcem.
σapp je napětí působící na krystal. Při praskání se σapp rovná skutečné hodnotě napětí odpovídající pevnosti v tahu; σa0 je odpor precipitátů během intrakrystalického kluzu; Φ je koeficient koncentrace napětí, který souvisí s velikostí zrna d a šířkou kluzu p.
Ve srovnání s rekrystalizací je vláknitá struktura zrna příznivější pro inhibici praskání. Hlavním důvodem je, že velikost zrna d je v důsledku zjemnění zrna výrazně zmenšena, což může účinně snížit faktor koncentrace napětí Φ na hranici zrna, a tím inhibovat praskání. Ve srovnání s vláknitou strukturou je faktor koncentrace napětí Φ rekrystalizované slitiny s hrubými zrny přibližně 10krát vyšší než u vláknité struktury.
Ve srovnání s vrcholovým stárnutím je stav nadměrného stárnutí příznivější pro inhibici praskání, což je dáno různými stavy precipitační fáze uvnitř slitiny. Během vrcholového stárnutí se ve slitině 6082 vysrážejí fáze 'β (Mg5Si6) o velikosti 20-50 nm s velkým počtem precipitátů a malou velikostí; když je slitina v stavu nadměrného stárnutí, počet precipitátů ve slitině klesá a jejich velikost se zvětšuje. Precipitáty vznikající během procesu stárnutí mohou účinně inhibovat pohyb dislokací uvnitř slitiny. Síla uchycení dislokací souvisí s velikostí a objemovým podílem precipitované fáze. Empirický vzorec je:
f je objemový podíl precipitované fáze; r je velikost fáze; σa je energie rozhraní mezi fází a matricí. Vzorec ukazuje, že čím větší je velikost precipitované fáze a čím menší je objemový podíl, tím menší je její síla připnutí dislokací, tím snadněji dislokace ve slitině vznikají a σa0 ve slitině se bude snižovat od stavu vrcholového stárnutí do stavu nadměrného stárnutí. I když se σa0 sníží, když slitina přejde z vrcholového stárnutí do stavu nadměrného stárnutí, hodnota σapp v době praskání slitiny se více sníží, což vede k významnému poklesu efektivního napětí na hranici zrn (σapp-σa0). Efektivní napětí na hranici zrn při nadměrném stárnutí je přibližně 1/5 efektivního napětí při vrcholovém stárnutí, to znamená, že je méně pravděpodobné, že se na hranici zrn ve stavu nadměrného stárnutí praská, což má za následek lepší nýtovací vlastnosti slitiny.
2.2 Optimalizace teploty extruze a systému procesu stárnutí
Podle výše uvedených výsledků může zvýšení teploty extruze snížit hloubku hrubozrnné vrstvy, čímž se zabrání praskání materiálu během procesu nýtování. Avšak za předpokladu určitého složení slitiny, struktury extruzní formy a procesu extruze, pokud je teplota extruze příliš vysoká, jednak se zhorší stupeň ohybu a kroucení profilu během následného procesu kalení, což způsobí, že tolerance velikosti profilu nebude splňovat požadavky, a jednak to způsobí, že se slitina během procesu extruze snadno přepálí, což zvyšuje riziko odlupování materiálu. Vzhledem ke stavu nýtování, procesu velikosti profilu, výrobnímu oknu a dalším faktorům je vhodnější teplota extruze pro tuto slitinu nejméně 485 °C, tj. vzorek č. 2. Aby se potvrdil optimální systém procesu stárnutí, byl proces stárnutí optimalizován na základě vzorku č. 2.
Mechanické vlastnosti vzorku č. 2 při různých dobách stárnutí při 180 °C, 185 °C a 190 °C jsou znázorněny na obrázku 3, a to mez kluzu, pevnost v tahu a prodloužení. Jak je znázorněno na obrázku 3a, při teplotě 180 °C se doba stárnutí prodlužuje z 6 hodin na 12 hodin a mez kluzu materiálu se významně nesnižuje. Při teplotě 185 °C se s prodlužující se dobou stárnutí ze 4 hodin na 12 hodin mez kluzu nejprve zvyšuje a poté klesá a doba stárnutí odpovídající nejvyšší hodnotě pevnosti je 5–6 hodin. Při teplotě 190 °C se s prodlužující se dobou stárnutí mez kluzu postupně snižuje. Celkově platí, že při třech teplotách stárnutí platí, že čím nižší je teplota stárnutí, tím vyšší je maximální pevnost materiálu. Charakteristiky pevnosti v tahu na obrázku 3b jsou v souladu s mezí kluzu na obrázku 3a. Prodloužení při různých teplotách stárnutí znázorněné na obrázku 3c se pohybuje mezi 14 % a 17 % bez zjevného vzorce změn. Tento experiment testuje vrcholové stárnutí do fáze nadměrného stárnutí a vzhledem k malým experimentálním rozdílům způsobuje chyba testu nejasný vzorec změn.
Obr. 3 Mechanické vlastnosti materiálů při různých teplotách a dobách stárnutí
Po výše uvedeném stárnutí je praskání nýtovaných spojů shrnuto v tabulce 4. Z tabulky 4 je patrné, že s rostoucí dobou je praskání nýtovaných spojů do určité míry potlačeno. Za podmínky 180 °C, kdy doba stárnutí přesáhne 10 hodin, je vzhled nýtovaného spoje v přijatelném stavu, ale nestabilní. Za podmínky 185 °C, po 7 hodinách stárnutí, vzhled nýtovaného spoje nemá žádné trhliny a stav je relativně stabilní. Za podmínky 190 °C vzhled nýtovaného spoje nemá žádné trhliny a stav je stabilní. Z výsledků nýtovacích testů je patrné, že nýtovací výkon je lepší a stabilnější, když je slitina v nadměrně stárnutém stavu. V kombinaci s použitím profilu těla nýtování při 180 °C/10~12 hodinách nepřispívá ke stabilitě kvality výrobního procesu řízeného výrobcem originálního vybavení (OEM). Aby byla zajištěna stabilita nýtovaného spoje, je nutné dobu stárnutí dále prodloužit, ale ověření doby stárnutí povede ke snížení efektivity výroby profilů a zvýšení nákladů. Za podmínky 190 °C mohou všechny vzorky splňovat požadavky na nýtování, ale pevnost materiálu je výrazně snížena. Podle požadavků konstrukce vozidel musí být mez kluzu slitiny 6082 zaručena vyšší než 270 MPa. Teplota stárnutí 190 °C proto nesplňuje požadavky na pevnost materiálu. Zároveň, pokud je pevnost materiálu příliš nízká, bude zbytková tloušťka spodní desky nýtovaného spoje příliš malá. Po stárnutí při 190 °C/8 hodinách ukazují charakteristiky průřezu nýtu zbytkovou tloušťku 0,26 mm, což nesplňuje požadavek na index ≥0,3 mm, jak je znázorněno na obrázku 4a. Při komplexním zvážení je optimální teplota stárnutí 185 °C. Po 7hodinovém stárnutí materiál stabilně splňuje požadavky na nýtování a pevnost splňuje požadavky na výkon. Vzhledem ke stabilitě výroby nýtovacího procesu ve svářečské dílně se navrhuje optimální doba stárnutí 8 hodin. Průřezové charakteristiky v tomto procesním systému jsou znázorněny na obrázku 4b a splňují požadavky na index vzájemného propojení. Levé a pravé vzájemné propojení mají tloušťku 0,90 mm a 0,75 mm, což splňuje požadavky na index ≥0,4 mm, a zbytková tloušťka dna je 0,38 mm.
Tabulka 4 Praskání vzorku č. 2 při různých teplotách a různých dobách stárnutí
Obr. 4 Průřezové charakteristiky nýtovaných spojů spodních desek 6082 v různých stavech stárnutí
3 Závěr
Čím vyšší je teplota extruze profilů z hliníkové slitiny 6082, tím mělčí je povrchová hrubozrnná vrstva po extruzi. Mělčí tloušťka hrubozrnné vrstvy může účinně snížit faktor koncentrace napětí na hranici zrn, a tím zabránit nýtovacímu praskání. Experimentální výzkum ukázal, že optimální teplota extruze není nižší než 485 °C.
Pokud je tloušťka hrubozrnné vrstvy profilu hliníkové slitiny 6082 stejná, efektivní napětí na hranici zrn slitiny ve stavu nadměrného stárnutí je menší než ve stavu vrcholového stárnutí, riziko praskání během nýtování je menší a nýtovací vlastnosti slitiny jsou lepší. S ohledem na tři faktory: stabilitu nýtování, hodnotu vzájemného propojení nýtovaných spojů, efektivitu výroby tepelným zpracováním a ekonomické výhody, je optimální systém stárnutí pro slitinu stanoven na 185 ℃/8 h.
Čas zveřejnění: 5. dubna 2025
