Kuna riigid üle maailma omistavad energia säästmisele ja heitkoguste vähendamisele suurt tähtsust, on täiselektriliste uute energiaallikatega sõidukite arendamine muutunud trendiks. Lisaks aku jõudlusele on ka kere kvaliteet oluline tegur, mis mõjutab uute energiaallikatega sõidukite sõiduulatust. Kergete autokerekonstruktsioonide ja kvaliteetsete ühenduste arendamise edendamine võib parandada elektriautode üldist sõiduulatust, vähendades kogu sõiduki kaalu nii palju kui võimalik, tagades samal ajal sõiduki tugevuse ja ohutuse. Autode kergekaalulisuse osas arvestab teras-alumiinium hübriidkere nii kere tugevuse kui ka kaalu vähendamisega, muutudes oluliseks vahendiks kere kergekaalulisuse saavutamisel.
Traditsioonilisel alumiiniumisulamite ühendamise meetodil on halb ühendusvõime ja madal töökindlus. Ise läbistav neetimine kui uus ühendustehnoloogia on laialdaselt kasutusel autotööstuses ja lennunduses, kuna sellel on absoluutne eelis kergsulamite ja komposiitmaterjalide ühendamisel. Viimastel aastatel on Hiina teadlased läbi viinud asjakohaseid uuringuid ise läbistava neetimistehnoloogia kohta ja uurinud erinevate kuumtöötlusmeetodite mõju TA1 tööstusliku puhtast titaanist ise läbistavate neetidega ühenduste toimivusele. Leiti, et lõõmutamine ja karastamine kuumtöötlusmeetodid parandasid TA1 tööstusliku puhtast titaanist ise läbistavate neetidega ühenduste staatilist tugevust. Ühenduse moodustamise mehhanismi vaadeldi ja analüüsiti materjalivoo seisukohast ning selle põhjal hinnati ühenduskvaliteeti. Metallograafiliste testide abil leiti, et suur plastilise deformatsiooni ala oli rafineeritud teatud kalduvusega kiudstruktuuriks, mis soodustas ühenduskoha voolavuspiiri ja väsimustugevuse paranemist.
Ülaltoodud uuring keskendub peamiselt alumiiniumisulamist plaatide neetimisjärgsete ühenduste mehaanilistele omadustele. Autokerede tegelikul neetimistootmisel on alumiiniumisulamist ekstrudeeritud profiilide, eriti suure legeerelementide sisaldusega ülitugevate alumiiniumisulamite, näiteks 6082 alumiiniumsulami, neetimisühenduste praod peamised tegurid, mis piiravad selle protsessi rakendamist autokerel. Samal ajal mõjutavad autokerel kasutatavate ekstrudeeritud profiilide kuju ja asendi tolerantsid, näiteks painutamine ja keerdumine, otseselt profiilide kokkupanekut ja kasutamist ning määravad ka järgneva autokere mõõtmete täpsuse. Profiilide painutamise ja keerdumise kontrollimiseks ning profiilide mõõtmete täpsuse tagamiseks on lisaks vormistruktuurile kõige olulisemad mõjutavad tegurid ka profiilide väljundtemperatuur ja võrgus karastamise kiirus. Mida kõrgem on väljundtemperatuur ja mida kiirem on karastamise kiirus, seda suurem on profiilide painde- ja keerdmisaste. Autokerede alumiiniumisulamist profiilide puhul on vaja tagada profiilide mõõtmete täpsus ja veenduda, et sulami neetimisühendus ei praguneks. Lihtsaim viis sulami mõõtmete täpsuse ja neetimispragunemise optimeerimiseks on pragunemise kontrollimine ekstrudeeritud vardade kuumutamistemperatuuri ja vananemisprotsessi optimeerimise teel, hoides samal ajal materjali koostist, matriitsi struktuuri, ekstrusioonikiirust ja karastuskiirust muutumatuna. 6082 alumiiniumsulami puhul, eeldusel, et muud protsessitingimused jäävad samaks, on ekstrusioonitemperatuuri tõus, jämedateraline kiht madalam, kuid profiili deformatsioon pärast karastamist on suurem.
Selles artiklis võetakse uurimisobjektiga sama koostisega 6082 alumiiniumsulamist proovid erinevate ekstrusioonitemperatuuride ja vanandamise protsesside abil ning hinnatakse ekstrusioonitemperatuuri ja vanandamise oleku mõju neetimiskatsele neetimiskatsete abil. Esialgsete tulemuste põhjal määratakse kindlaks optimaalne vanandamise protsess, et anda juhiseid 6082 alumiiniumsulamist kere ekstrusioonprofiilide edasiseks tootmiseks.
1 Eksperimentaalsed materjalid ja meetodid
Nagu tabelis 1 näidatud, sulatati 6082 alumiiniumisulam ja valmistati poolpideva valamise teel ümmarguseks valuplokiks. Seejärel, pärast homogeniseerivat kuumtöötlust, kuumutati valuplokki erinevatele temperatuuridele ja ekstrudeeriti see 2200-tonnise ekstruuderil profiiliks. Profiili seina paksus oli 2,5 mm, ekstrusioonitünni temperatuur oli 440 ± 10 ℃, ekstrusioonivormi temperatuur oli 470 ± 10 ℃, ekstrusioonikiirus oli 2,3 ± 0,2 mm/s ja profiili karastamise meetodiks oli tugev tuulejahtumine. Vastavalt kuumutustemperatuurile nummerdati proovid 1 kuni 3, millest proovil 1 oli madalaim kuumutustemperatuur ja vastav tooriku temperatuur oli 470 ± 5 ℃, proovi 2 vastav tooriku temperatuur oli 485 ± 5 ℃ ja proovi 3 temperatuur oli kõrgeim ning vastav tooriku temperatuur oli 500 ± 5 ℃.
Tabel 1 Testitava sulami mõõdetud keemiline koostis (massifraktsioon/%)
Tingimusel, et muud protsessiparameetrid, nagu materjali koostis, matriitsi struktuur, ekstrusioonikiirus ja karastuskiirus, jäävad samaks, vanandatakse ekstrusiooni kuumutustemperatuuri reguleerimise teel saadud ülaltoodud näidiseid nr 1 kuni 3 kastitüüpi takistusahjus ning vanandussüsteem on 180 ℃/6 h ja 190 ℃/6 h. Pärast isoleerimist jahutatakse need õhkjahutusega ja seejärel neetitakse, et hinnata erinevate ekstrusioonitemperatuuride ja vanandusseisundite mõju neetimiskatsele. Neetimiskatses kasutatakse alumise plaadina 2,5 mm paksust 6082 sulamit erinevate ekstrusioonitemperatuuride ja vanandussüsteemidega ning ülemise plaadina 1,4 mm paksust 5754-O sulamit SPR-neetimiskatse jaoks. Neetimismatriits on M260238 ja neet on C5,3×6,0 H0. Lisaks, et täpsemalt kindlaks määrata optimaalne vananemisprotsessi vastavalt ekstrusioonitemperatuuri ja vananemisoleku mõjule neetimispragunemisele, valitakse optimaalse ekstrusioonitemperatuuriga plaat ning seejärel töödeldakse seda erinevate temperatuuride ja vananemisaegadega, et uurida vananemissüsteemi mõju neetimispragunemisele, et lõplikult kinnitada optimaalne vananemissüsteem. Materjali mikrostruktuuri jälgimiseks erinevatel ekstrusioonitemperatuuridel kasutati suure võimsusega mikroskoopi, mehaaniliste omaduste testimiseks kasutati MTS-SANS CMT5000 seeria mikroarvutiga juhitavat elektroonilist universaalset testimismasinat ja neetimisjärgsete ühenduste jälgimiseks erinevates olekutes väikese võimsusega mikroskoopi.
2Eksperimentaalsed tulemused ja arutelu
2.1 Ekstrusioonitemperatuuri ja vananemisoleku mõju neetimispragunemisele
Proove võeti ekstrudeeritud profiili ristlõike ulatuses. Pärast jämedat ja peent lihvimist ning liivapaberiga poleerimist korrodeeriti proovi 10% NaOH-ga 8 minutit ning must korrosiooniprodukt pühiti puhtaks lämmastikhappega. Proovi jämedateralist kihti uuriti suure võimsusega mikroskoobiga, mis asus neetimispandla välispinnal kavandatud neetimisasendis, nagu on näidatud joonisel 1. Proovi nr 1 keskmine jämedateralise kihi sügavus oli 352 μm, proovi nr 2 keskmine jämedateralise kihi sügavus oli 135 μm ja proovi nr 3 keskmine jämedateralise kihi sügavus oli 31 μm. Jämedateralise kihi sügavuse erinevus tuleneb peamiselt erinevatest ekstrusioonitemperatuuridest. Mida kõrgem on ekstrusioonitemperatuur, seda madalam on 6082 sulami deformatsioonikindlus, seda väiksem on sulami ja ekstrusioonivormi (eriti vormi töörihma) vahelise hõõrdumise tekitatud deformatsioonienergia salvestus ja seda väiksem on rekristalliseerumise liikumapanev jõud. Seetõttu on pinna jämedateraline kiht madalam; Mida madalam on ekstrusioonitemperatuur, seda suurem on deformatsioonikindlus, seda suurem on deformatsioonienergia salvestamine, seda lihtsam on rekristalliseeruda ja seda sügavam on jämedateraline kiht. 6082 sulami puhul on jämedateralise rekristalliseerumise mehhanismiks sekundaarne rekristalliseerumine.
(a) Mudel 1
(b) Mudel 2
(c) Mudel 3
Joonis 1. Erinevate protsesside abil ekstrudeeritud profiilide jämedateralise kihi paksus
Erinevatel ekstrusioonitemperatuuridel valmistatud proovid 1 kuni 3 vanandati vastavalt temperatuuridel 180 ℃/6 h ja 190 ℃/6 h. Proovi 2 mehaanilised omadused pärast kahte vanandamisprotsessi on esitatud tabelis 2. Kahe vanandamissüsteemi korral on proovi voolavuspiir ja tõmbetugevus temperatuuril 180 ℃/6 h oluliselt kõrgemad kui temperatuuril 190 ℃/6 h, samas kui nende kahe venivus ei erine palju, mis näitab, et 190 ℃/6 h on ülevanandamine. Kuna 6. seeria alumiiniumisulami mehaanilised omadused kõiguvad alakaevandamise olekus vananemisprotsessi muutudes oluliselt, ei soodusta see profiili tootmisprotsessi stabiilsust ja neetimiskvaliteedi kontrolli. Seetõttu ei sobi alakaevandamise olek kereprofiilide tootmiseks.
Tabel 2 Proovi nr 2 mehaanilised omadused kahes vanandussüsteemis
Katsekeha välimus pärast neetimist on näidatud joonisel 2. Kui sügavama jämedateralise kihiga proov nr 1 neetiti tippvanandamise olekus, oli needi alumisel pinnal palja silmaga nähtav apelsinikoor ja praod, nagu on näidatud joonisel 2a. Terade sees oleva ebaühtlase orientatsiooni tõttu on deformatsiooniaste deformatsiooni ajal ebaühtlane, moodustades ebaühtlase pinna. Kui terad on jämedad, muutub pinna ebatasasus suuremaks, moodustades palja silmaga nähtava apelsinikoore fenomeni. Kui ekstrusioonitemperatuuri tõstes valmistatud madalama jämedateralise kihiga proov nr 3 neetiti tippvanandamise olekus, oli needi alumine pind suhteliselt sile ja pragunemine oli teatud määral vähenenud, mis oli nähtav ainult mikroskoobi suurenduse all, nagu on näidatud joonisel 2b. Kui proov nr 3 oli ülevanandamise olekus, ei täheldatud mikroskoobi suurenduse all pragunemist, nagu on näidatud joonisel 2c.
(a) Palja silmaga nähtavad praod
(b) Mikroskoobi all nähtavad kerged praod
(c) Pragusid ei ole
Joonis 2. Erinevad pragunemisastmed pärast neetimist
Neetimisjärgne pind on peamiselt kolmes olekus: palja silmaga nähtavad praod (tähisega „ד), mikroskoobi suurendusel nähtavad kerged praod (tähisega „△“) ja praod puuduvad (tähisega „○“). Ülaltoodud kolme olekuga proovide neetimismorfoloogia tulemused kahes vanandussüsteemis on esitatud tabelis 3. On näha, et kui vanandusprotsess on konstantne, on kõrgema ekstrusioonitemperatuuri ja õhema jämedateralise kihiga proovi neetimispragunemise jõudlus parem kui sügavama jämedateralise kihiga proovil; kui jämedateraline kiht on konstantne, on ülevananemise oleku neetimispragunemise jõudlus parem kui tippvananemise oleku oma.
Tabel 3. Proovide 1 kuni 3 neetimisvõime kahe protsessisüsteemi kasutamisel
Uuriti teramorfoloogia ja vananemisseisundi mõju profiilide aksiaalse survepragunemise käitumisele. Materjali pingeseisund aksiaalse surve ajal oli kooskõlas iseläbistava neetimisega. Uuringus leiti, et praod tekkisid terade piiridelt ja Al-Mg-Si sulami pragunemismehhanism selgitati valemiga.
σapp on kristallile rakendatav pinge. Pragunemisel on σapp võrdne tõmbetugevusele vastava tegeliku pinge väärtusega; σa0 on sademete takistus kristallisisese libisemise ajal; Φ on pingekontsentratsiooni koefitsient, mis on seotud tera suuruse d ja libisemislaiusega p.
Võrreldes rekristalliseerumisega soodustab kiuline terastruktuur pragunemise pärssimist paremini. Peamine põhjus on see, et tera suurus d väheneb oluliselt terade peenendamise tõttu, mis võib tõhusalt vähendada pingekontsentratsiooni tegurit Φ terade piiril, pärssides seeläbi pragunemist. Võrreldes kiulise struktuuriga on rekristalliseerunud jämedateralise sulami pingekontsentratsiooni tegur Φ umbes 10 korda suurem kui esimesel.
Võrreldes tippvananemisega soodustab ülevananemine pragunemise pärssimist, mis on määratud sulami erinevate sadenemisfaaside olekutega. Tippvananemise ajal sadestub 6082 sulamis 20–50 nm paksune 'β (Mg5Si6) faas, millel on suur hulk sademeid ja väikesed osakesed; kui sulam on ülevananemises, siis sademete arv sulamis väheneb ja osakesed muutuvad suuremaks. Vananemisprotsessi käigus tekkivad sademed võivad tõhusalt pärssida dislokatsioonide liikumist sulami sees. Nende dislokatsioonidele avaldatav kinnitusjõud on seotud sademefaasi suuruse ja mahuosaga. Empiiriline valem on:
f on sademefaasi mahuosa; r on faasi suurus; σa on faasi ja maatriksi vaheline piirenergia. Valem näitab, et mida suurem on sademefaasi suurus ja mida väiksem on mahuosa, seda väiksem on selle kinnitusjõud dislokatsioonidele, seda lihtsam on sulamis dislokatsioonide teke ja sulami σa0 väheneb tippvananemisest ülevananemisseisundisse. Isegi kui σa0 väheneb, siis kui sulam liigub tippvananemisest ülevananemisseisundisse, väheneb σapp väärtus sulami pragunemise ajal veelgi, mille tulemuseks on efektiivne pinge terade piiril (σapp-σa0) märkimisväärne vähenemine. Ülevananemise korral on efektiivne pinge terade piiril umbes 1/5 tippvananemise ajal tekkivast pingest, st ülevananemise korral on terade piiril pragunemise tõenäosus väiksem, mille tulemuseks on sulami parem neetimisvõime.
2.2 Ekstrusioonitemperatuuri ja vanandamisprotsessi süsteemi optimeerimine
Ülaltoodud tulemuste kohaselt võib ekstrusioonitemperatuuri tõstmine vähendada jämedateralise kihi paksust, takistades seeläbi materjali pragunemist neetimisprotsessi ajal. Teatud sulami koostise, ekstrusioonivormi struktuuri ja ekstrusiooniprotsessi eeldusel, kui ekstrusioonitemperatuur on liiga kõrge, siis ühelt poolt suureneb profiili painde- ja väändumisaste järgneva karastamisprotsessi ajal, mistõttu profiili suuruse tolerants ei vasta nõuetele, ja teiselt poolt põhjustab see sulami kerget ülepõlemist ekstrusiooniprotsessi ajal, suurendades materjali praagimise ohtu. Arvestades neetimise olekut, profiili suuruse protsessi, tootmisprotsessi akent ja muid tegureid, on selle sulami jaoks sobivaim ekstrusioonitemperatuur vähemalt 485 ℃, st proov nr 2. Optimaalse vanandamisprotsessi süsteemi kinnitamiseks optimeeriti vanandamisprotsessi proovi nr 2 põhjal.
Proovi nr 2 mehaanilised omadused erinevatel vanandusaegadel temperatuuridel 180 ℃, 185 ℃ ja 190 ℃ on näidatud joonisel 3. Need on voolavuspiir, tõmbetugevus ja venivus. Nagu joonisel 3a näidatud, suureneb temperatuuril 180 ℃ vananemisaeg 6 tunnist 12 tunnini ja materjali voolavuspiir ei vähene oluliselt. Temperatuuril 185 ℃, kui vanandusaeg pikeneb 4 tunnist 12 tunnini, voolavuspiir esmalt suureneb ja seejärel väheneb ning kõrgeimale tugevusväärtusele vastav vanandusaeg on 5–6 tundi. Temperatuuril 190 ℃, kui vanandusaeg pikeneb, voolavuspiir järk-järgult väheneb. Üldiselt on kolmel vanandustemperatuuril materjali tipptugevus seda suurem, mida madalam on vananemistemperatuur. Joonisel 3b olevad tõmbetugevuse omadused on kooskõlas joonisel 3a toodud voolavuspiiriga. Joonisel 3c näidatud pikenemine erinevatel vanandustemperatuuridel on vahemikus 14–17%, ilma ilmse muutusmustrita. See katse testib tippvananemise etappi kuni ülevananemise staadiumini ning väikeste eksperimentaalsete erinevuste tõttu põhjustab katse viga ebaselget muutusmustrit.
Joonis 3. Materjalide mehaanilised omadused erinevatel vanandustemperatuuridel ja -aegadel
Pärast ülaltoodud vanandamistöötlust on neetitud ühenduste pragunemine kokku võetud tabelis 4. Tabelist 4 on näha, et aja pikenedes väheneb neetitud ühenduste pragunemine teatud määral. 180 ℃ tingimustes, kui vananemisaeg ületab 10 tundi, on neetitud ühenduse välimus vastuvõetavas olekus, kuid ebastabiilne. 185 ℃ tingimustes, pärast 7-tunnist vanandamist, on neetitud ühenduse välimus pragudeta ja olek suhteliselt stabiilne. 190 ℃ tingimustes on neetitud ühenduse välimus pragudeta ja olek stabiilne. Neetimiskatsete tulemustest on näha, et neetimistulemused on paremad ja stabiilsemad, kui sulam on ülevananenud olekus. Koos korpuse profiili kasutamisega ei soodusta neetimine temperatuuril 180 ℃/10–12 h originaalvaruosade tootja (OEM) poolt kontrollitava tootmisprotsessi kvaliteedi stabiilsust. Needitud liite stabiilsuse tagamiseks tuleb vananemisaega veelgi pikendada, kuid vananemisaja kontrollimine vähendab profiili tootmise efektiivsust ja suurendab kulusid. 190 ℃ tingimustes vastavad kõik proovid neetimispragunemise nõuetele, kuid materjali tugevus väheneb oluliselt. Sõiduki konstruktsiooni nõuete kohaselt peab 6082 sulami voolavuspiir olema garanteeritult suurem kui 270 MPa. Seetõttu ei vasta 190 ℃ vananemistemperatuur materjali tugevusnõuetele. Samal ajal, kui materjali tugevus on liiga madal, on neetitud liite alusplaadi jääkpaksus liiga väike. Pärast 190 ℃/8 h vanandamist näitavad neetitud ristlõike omadused, et jääkpaksus on 0,26 mm, mis ei vasta indeksi nõudele ≥0,3 mm, nagu on näidatud joonisel 4a. Üldiselt on optimaalne vananemistemperatuur 185 ℃. Pärast 7-tunnist vanandamist vastab materjal stabiilselt neetimisnõuetele ja tugevus vastab toimivusnõuetele. Arvestades keevitustöökojas neetimisprotsessi tootmisstabiilsust, on optimaalseks vanandamise ajaks kavandatud 8 tundi. Selle protsessisüsteemi ristlõike karakteristikud on näidatud joonisel 4b, mis vastavad lukustusindeksi nõuetele. Vasak ja parem lukustus on 0,90 mm ja 0,75 mm, mis vastavad indeksi nõuetele ≥0,4 mm, ja alumine jääkpaksus on 0,38 mm.
Tabel 4 Proovi nr 2 pragunemine erinevatel temperatuuridel ja erinevatel vanandamisaegadel
Joonis 4. 6082 alusplaatide neetidega ühenduste ristlõike karakteristikud erinevates vananemisolekutes
3 Kokkuvõte
Mida kõrgem on 6082 alumiiniumisulamist profiili ekstrusioonitemperatuur, seda madalam on pinna jämedateraline kiht pärast ekstrusiooni. Madalama jämedateralise kihi paksus võib tõhusalt vähendada pingekontsentratsiooni tegurit terade piiril, takistades seeläbi neetimispragunemist. Eksperimentaalsed uuringud on kindlaks teinud, et optimaalne ekstrusioonitemperatuur ei ole alla 485 ℃.
Kui 6082 alumiiniumisulamist profiili jämedateralise kihi paksus on sama, on sulami terapiiri efektiivne pinge ülevananemise olekus väiksem kui tippvananemise olekus, neetimise ajal pragunemise oht on väiksem ja sulami neetimisomadused paremad. Võttes arvesse kolme tegurit: neetimise stabiilsust, neetitud vuukide lukustusväärtust, kuumtöötluse tootmise efektiivsust ja majanduslikku kasu, on sulami optimaalne vanandussüsteem 185 ℃/8h.
Postituse aeg: 05.04.2025
