多鉚釘自沖鉚接頭力學性能機理

邢保英，何曉聰，王玉奇，鄧成江

（昆明理工大學 機電工程學院，昆明650500）

0 引 言

自沖鉚技術是近年來迅速發展起來的一種新型連接方法，因其獨特的優勢成為最有潛力的替代連接技術［1－3］。自沖鉚采用沖頭將一個半空心鉚釘壓入板材，刺穿上層板料，在凹模作用下鉚釘管腿在底層板料中翻開形成鉚扣，獲得機械內鎖結構從而將上板和下板連接在一起。與傳統鉚接方法相比，自沖鉚可有效連接多層、有鍍層的同種或異種材質和厚度的板材及難以采用點焊連接的板材。自動化程度高、易實現批量現代化生產，且過程在線監控，無需表面預處理、無需預打孔操作、操作環境安全友好、低能耗。目前一些汽車制造商已開始將自沖鉚技術應用于生產中。Calabrese等［4］研究了自沖鉚接頭在腐蝕環境下的腐蝕特征和靜強度。Fu等［5］研究了鉚接壓力、累積疲勞加載路徑和預循環對6111鋁合金自沖鉚強度的影響。Sun 等［6］研究了自沖鉚受力狀態、上下板厚度組合、材料組合、鉚接方向和粘接劑的使用對自沖鉚疲勞特性的影響。Hoang等［7］從工藝角度分析鉚接過程中預應力和自然時效處理對鋁制鉚釘自沖鉚接頭靜態特性的影響。He等［8－10］從鉚接質量評估角度采用變差系數法預測自沖鉚接頭的強度和分析工藝參數的影響。此外，Li等［11－12］研究了雙鉚釘自沖鉚接頭中邊緣距離對接頭質量、靜力學特性和疲勞特性的影響，其實質為接頭的結構優化研究。Hoang等［13］基于鋁質鉚釘對多鉚釘自沖鉚部件進行了靜力學試驗和相應的數值模擬，主要針對部件整體的特性，研究了不同加載條件下多顆鋁質鉚釘連接的T－型自沖鉚部件的靜力學性能。

目前，自沖鉚的研究主要集中于單鉚釘自沖鉚接頭，有關多鉚釘自沖鉚接頭的研究較少。現有的多鉚釘自沖鉚接頭的研究目標在于優化接頭尺寸［11－12］，或 是 研 究 部 件 整 體 的 特 性［13］，不 能 很好地說明多鉚釘自沖鉚接頭的力學性能機理。自沖鉚疲勞性能的研究中均采用理想的正弦波形的載 荷 加 載 方 式［5，6，12］。為 分 析 多 鉚 釘 自 沖 鉚 接 頭承載機理，考慮到自沖鉚連接技術在應用中的工作條件（尤其是汽車和航空器中），本文以兩種鉚釘分布結構的3顆鉚釘5052鋁合金（AA5052）自沖鉚接頭為對象，進行靜力學和疲勞試驗，疲勞試驗中采用三角波形載荷加載，從而分析多鉚釘自沖鉚接頭的力學性能機理。

1 試件制備

被連接件為2 mm 厚的AA5052板材，相同規格的試樣分別為兩種接頭形式：m－o自沖鉚接頭（簡稱m－o 接頭）和m－i自沖鉚接頭（m－i接頭）。采用Boellhoff公司RIVSET VARIO－FC型自沖鉚設備，鉚釘為該公司生產的冷鍍鋅鋼鉚釘，凹模為平底模具。試樣、鉚釘和凹模幾何尺寸如圖1所示。鉚接過程中采用定位塊進行鉚接點定位、試鉚。觀察檢驗鉚接件子午面，確定鉚接參數：預緊壓強5MPa，鉚接壓強18MPa，整形壓強11 MPa。通過載荷－行程曲線在線監控鉚接質量，保證后續試驗中試件的可靠性。

圖1 試樣幾何尺寸Fig.1 Geometries of the specimens

2 靜力學測試

2.1 靜力學試驗

在MTS Landmark 100 試驗機上進行靜力學試驗，兩種接頭每組各8個試件。選擇組件拉伸模塊，拉伸速度為5 mm／min。由于試樣承受拉伸剪切載荷，試驗中使用墊片，避免試驗過程中產生扭矩。墊片尺寸為30mm×40mm×2mm，試件有效長度為120mm。試件組載荷－位移曲線和失效模式分別如圖2和圖3所示。

圖2 載荷－位移曲線Fig.2 Load－displacement curves

圖3 靜態失效模式Fig.3 Static failure modes

2.2 試驗結果及分析

由圖2可知：各試件組最大載荷及位移數據比較穩定，選擇正態分布來檢驗數據。使用Matlab擬合優度測試命令檢驗試件組最大載荷及位移數據是否服從正態分布，以95%的置信度估計置信區間檢驗數據的有效性。試件組最大載荷及位移統計量見表1。表1中m－o－F 和m－i－F分別表示m－o和m－i接頭的最大載荷，m－o－D 和m－i－D分別表示它們的最大位移。

表1 最大載荷及位移統計量Table 1 Statistic of maximum load and displacement

檢驗結果表明：試件組最大載荷及位移數據服從正態分布，且試件組數據基本符合各自的置信區間，即為有效數據。由圖2和表1可知：兩種接頭的靜力學性能可重復性和穩定性很高，為了清晰地對比分析兩種接頭的特性，在兩種接頭中各選擇一個最接近均值的試驗數據，如圖4所示。以m－o接頭為例，特征化載荷－位移曲線，曲線被點線大致劃分為a、b、c和d四個區域，曲線與短點線的交點處為m－o接頭的最大載荷所在位置。在此定義接頭的剛度為載荷與位移的比值，即為載荷－位移曲線的斜率。

圖4 載荷－位移曲線和剛度－位移曲線Fig.4 Load－displacement and stiffnessdisplacement curves

由表1和圖4 可知：m－i接頭靜力學性能優于m－o接頭。m－i接頭平均最大承載能力比m－o接頭高4.49%；雖然兩種接頭最大載荷穩定性良好且比較接近，然而m－o 接頭的穩定性更加突出。m－i接 頭 的 平 均 變 形 能 力 比m－o 接 頭 高15%；與最大載荷穩定性特征相似，m－o接頭仍然顯示出更加良好的穩定性。最大載荷和良好的變形表明m－i接頭在失效前可吸收更多的能量。將載荷－位移曲線圖片導入AutoCAD 軟件中實現其橫坐標1∶1顯示，獲得接頭載荷－位移曲線與橫坐標系所圍成區域的面積，根據以下關系式計算接頭的能量吸收值：

式中：Scoordinate為縮放后整個坐標系所圍成區域的面積；Wunit為坐標系中橫、縱坐標單位刻度所圍成面積所代表的能量值；x 為曲線與橫坐標系所圍成區域的面積。

計算表明，m－i接頭的緩沖吸震能力比m－o接頭高24.95%。

由圖4觀察可知，試驗開始后很短的時間內（變形量在0.11mm 以內），區域a中兩種接頭的載荷發生交叉且剛度呈現出波浪狀變化，這可能是夾具機械調整所致，此時載荷和剛度不能代表接頭的特性。當進入穩定階段后（區域b），兩種接頭的載荷線性上升。m－i接頭的最大初始剛度比m－o接頭的大3.08%；隨著載荷的增加，兩種接頭的剛度均以較快速率下降，當達到接頭最大載荷時，m－o和m－i接頭的剛度較其最大初始剛度分別下降170.80%和141.01%。顯然，兩種接頭在達到最大載荷后載荷均保持了一段時間，但m－i接頭的保持時間更長，促進了m－i接頭變形量的延長。隨后，在區域c中接頭載荷和剛度緩慢下降，m－i接頭的載荷和剛度下降速率均小于m－o接頭。最后，在階段d中鉚釘與下板之間僅有的局部連接受到破壞，接頭失去承載能力，載荷急劇下降，此時兩種接頭的剛度也迅速降低，且二者的降低速率幾乎相同。這些結果與試驗過程中接頭的失效機制有關，通過后續對失效模式的分析進行說明。

通過對試樣失效過程和圖3中失效模式的觀察，發現兩種接頭的失效過程和失效模式相似。決定自沖鉚接頭剪切強度的因素是板材接觸面之間的摩擦力和鉚釘－板材之間形成的內鎖結構力［4］，所以兩種接頭顯示出相似的失效特征：①失效過程中，上板靠近自由端部的鉚釘先失效，之后內側的鉚釘失效；②上板靠近自由端部的鉚釘從下板中拉出，鉚釘頭部輕微下陷；內側的鉚釘未被完全拉出，鉚釘頭部發生嚴重下陷；下板內鎖結構“碗”邊緣發生膨脹，且“碗”底出現圓周狀破裂。

由于連接結構不同又呈現出明顯差異，導致兩種接頭產生了不同的抗剪切強度、變形量和穩定性。試驗初期，隨著變形量的增加，板材發生彎曲，接頭中上板靠近自由端部的鉚釘受到“翹曲傾斜”作用，其內鎖結構被破壞，之后板材接觸面之間的摩擦力和部分內鎖結構力提供阻力。根據該變形特征可知，m－o接頭最大載荷由上板靠近自由端部的兩顆橫向鉚釘提供，隨后另外的一顆鉚釘承載至失效。而m－i接頭中上板靠近自由端部的一顆鉚釘很快失效，當內側兩顆橫向鉚釘承載時達到最大值，因此提升了塑性變形能力以及延長了位移變形量。由圖3 可知：m－i接頭下板邊緣變形程度更大，還觀察到該接頭下板兩“碗”底處破裂程度不同；而m－o接頭最后階段的力學性能由一顆鉚釘所維持，因此它具有良好的穩定性。

3 疲勞性能測試

3.1 疲勞試驗

實際應用中，機械結構通常承受非穩定載荷（疲勞載荷），甚至有時工作環境較為苛刻，而疲勞失效載荷往往遠低于靜態斷裂分析所估算的強度指標，且失效前宏觀上無明顯變化，在疲勞極限狀態下突然失效，造成嚴重后果。本文基于試件組靜力學試驗數據研究其疲勞性能。采用MTS試驗機進行疲勞試驗，通過載荷控制選用三角波形進行拉－拉加載，載荷比R＝0.1，加載頻率為10 Hz。當接頭出現明顯的裂紋或循環次數達到200萬時停止試驗，各載荷幅值下至少測試3個試件，最大疲勞載荷幅值分別取m－o和m－i接頭靜態最大載荷均值的60%、40%和30%，即為疲勞加載水平3、2和1。對疲勞壽命均值、標準差和相對滑移量均值進行統計分析，見表2。

表2 疲勞壽命和滑移量統計量Table 2 Statistic of fatigue life and slip value

3.2 疲勞試驗結果及分析

概率統計分布中威布爾分布是根據最弱環節模型或串聯模型得到的，適用于材料斷裂強度模型的分析。目前其應用也包括可靠性和疲勞壽命模型，在進行這些模型分析時，它比指數分布更加靈活。本文采用二參數威布爾分布對疲勞壽命進行分析，其分布密度函數為：

式中：α和β 分別為威布爾分布的形狀參數和尺度參數。

因疲勞試驗試件數較少，傳統統計方法計算繁瑣，且在確定威布爾參數時存在一定困難。本文采用變差系數法（CV）［9－10，14］對疲勞壽命進行分析，獲得α和β 的近似值。

式中：Γ 為伽瑪函數。

計算獲得不同疲勞載荷水平下疲勞壽命的α值和對應的β 值見表2。因將失效概率為63.2%的值定義為威布爾尺度參數，計算所得的β 值均大于各自的壽命均值［14］。可見，各疲勞壽命均服從二參數威布爾分布，驗證了數據的有效性。

由表2可知：試驗過程中接頭相對滑移量很小，其最大值為0.31 mm。可見，鉚釘分布結構對滑移量幾乎無影響，其值主要由疲勞載荷決定。隨著載荷的降低，滑移量降低。試驗過程中滑移量具有良好的穩定性，在接頭斷裂時該值快速增加。這與裂紋萌生和擴展具有很強的關聯性，在裂紋萌生或進入擴展第II階段之前，滑移量保持為一個穩定的數值；一旦裂紋萌生或進入擴展第II階段，滑移量快速增加直到接頭斷裂。這些與裂紋萌生、擴展有關的信息可通過相對滑移量獲得，最終可有效避免疲勞失效的突然發生。

由于試驗數據主要集中于中等壽命區域［15］，采用最小二乘法（LSM）獲得的雙對數坐標下接頭最小二乘直線和由測試數據所組成的最大疲勞載荷－壽命（F－N）曲線如圖5所示。計算獲得m－o和m－i接頭F－N 曲線二參數冪函數方程分別為：Nm－o＝109.105F－5.005，Nm－i＝108.687F－4.531。

圖5 最大疲勞載荷－疲勞壽命曲線Fig.5 Maximum fatigue load－fatigue life curves

由表2可知：隨著疲勞載荷降低，接頭疲勞壽命分散性增大。相同載荷水平下，m－i接頭疲勞壽命的分散性要小于m－o接頭，這與接頭疲勞失效模式有關。圖5 表明，當lgF 大于0.897kN時，m－i接頭疲勞強度稍高于m－o接頭；當lgF 小于0.897kN 時，m－o接頭疲勞強度要高于m－i接頭，即整體上m－o接頭顯示出較高的疲勞強度。

圖6為疲勞失效模式。由圖可知，接頭疲勞失效模式均為下板斷裂，斷口表面均存在黑色物質。m－o接頭斷裂部位為兩顆鉚釘所在處，m－i接頭為單顆鉚釘所在處。m－o接頭中上板靠近自由端部的兩顆橫向鉚釘承受疲勞載荷，與m－i接頭相比，降低了彎曲程度和減緩了應力集中，因此提高了接頭壽命。但是由于m－o接頭中兩顆橫向鉚釘對稱性因素的存在，導致了該接頭疲勞失效部位的多樣性，如圖6 中箭頭所示。m－i接頭疲勞失效發生于單顆鉚釘周圍，說明m－i接頭具有良好的疲勞壽命穩定性。

圖6 疲勞失效模式Fig.6 Fatigue failure modes

鉚接過程中，由于材料流動細化了基板材料的晶粒尺寸，在裂紋擴展過程中，裂紋需要穿越更多的晶界，阻礙了其擴展過程，因此可提高材料疲勞性能。宏觀結構上，多鉚釘共同承載降低了損傷效應，提高了接頭的疲勞強度。不同的分布結構會產生不同的承載次序（首要和次要承載順序），導致強度提高的程度各不相同。

由于m－o接頭具有良好的疲勞性能，以它為對象通過機加工獲得該接頭中一顆鉚釘所在位置處的損傷表面，并將其與該接頭的斷口損傷表面（兩顆鉚釘所在位置處）進行比較。結果表明，疲勞斷口中鉚釘體上微震磨損區域的面積更大，程度更加劇烈。證明了首要和次要承載順序的存在，且疲勞斷口為首要承載順序所在位置。

圖7 斷口表面SEM 分析和元素分析Fig.7 SEM analysis of fracture surface and element analysis

借助FEI公司MLA650 掃描電子顯微鏡（SEM），其 配 備 有EDAX 公 司X 射 線 能 譜 儀（EDX），設置加速電壓為20kV，對m－o接頭中斷口和鉚釘體表面進行SEM 分析和面域元素分析，結果如圖7所示。由圖7（a）觀察到，斷口處兩顆鉚釘管腿表面均存在黑色物質，根據文獻［3］可知其為疲勞微震磨損產物，它有助于定位裂紋萌生部位。可見，疲勞裂紋主要萌生于鉚釘管腿與下板接觸部位，且損傷由鉚釘管腿底部向上蔓延。可推測該過程為：初期相對滑移產生的摩擦力使接觸部位產生一些材料磨屑，磨屑的存在增加了該部位的粗糙度進而增大了摩擦力。這些磨屑被壓縮的同時又產生新的磨屑，在疲勞載荷作用下，該過程循環往復，最終在該部位發生微震磨損并形成微動第三體，使損傷區域不斷長大。沿下板厚度方向可清晰地觀察到疲勞弧線、準解理、疲勞條帶、撕裂棱和次級裂紋。隨著裂紋擴展至板材邊緣，板材快速斷裂失效，產生縮頸現象和大量韌窩結構，呈現出延性斷裂特征，這些特征指明了裂紋擴展路徑及失效部位。

由圖7（b）可知：該面域內Al元素為主要物質成分，其分布較為集中且位于鉚釘管腿邊緣偏上，這也說明該接觸部位的微震磨損生長方向朝著鉚釘頭部的方向。盡管其分布面積不大，但含量相當高，可見，該處發生了劇烈的微震磨損。

根據觀察發現，所有接頭疲勞裂紋萌生于鉚釘管腿與下板接觸部位，沿下板厚度和寬度方向擴展直至板材邊緣。由于鉚接后鉚釘與下板接觸部位存在較大接觸應力，加之疲勞試驗中鉚釘與下板發生相對滑移，產生彎曲效應，疲勞載荷作用下諸如應力強度因子之類的彈性應力集中是裂紋擴展的促進因素［6］，因此該部位成為最薄弱環節。

4 結 論

（1）靜態加載下，接頭失效形式均為下板被拉出；多鉚釘接頭的靜力學性能穩定性良好，其中m－o接頭的穩定性優勢更加突出。m－i接頭具有較大的靜強度、良好的變形能力和較強的能量吸收能力。

（2）疲勞加載下，接頭失效形式均為下板斷裂。隨著疲勞載荷下降，接頭相對滑移量降低。總體而言，m－o接頭疲勞壽命高于m－i接頭；而m－i接頭疲勞壽命穩定性優于m－o接頭。

（3）疲勞加載下，接頭中鉚釘分布結構會導致首要和次要承載順序的產生，疲勞斷口為首要承載順序所在位置。鉚釘與下板接觸部位的相對滑移產生的微震磨損導致并加速了裂紋的萌生；隨后裂紋沿下板厚度和寬度方向擴展，板材在邊緣處快速斷裂。

［1］He X，Pearson I，Young K.Self－pierce riveting for sheet materials：state of the art［J］.Journal of Material Processing Technology，2008，199（1－3）：27－36.

［2］He X，Gu F，Ball A.Recent development in finite element analysis of self－piercing riveted joints［J］.International Journal of Advanced Manufacturing Technology，2012，58（5－8）：643－649.

［3］Han L，Chrysanthou A，Young K W，et al.Characterization of fretting fatigue in self－piercing riveted aluminium alloy sheets［J］.Fatigue Fract Engng Master Struct，2006，29（8）：646－654.

［4］Calabrese L，Bonaccorsi I，Proverbio E，et al.Durability on alternate immersion test of self－piercing riveting aluminium joint［J］.Materials and Design，2013，46：849－856.

［5］Fu M，Mallick P K.Fatigue of self－piercing riveted joints in aluminum alloy 6111［J］.International Journal of Fatigue，2003，25（3）：183－189.

［6］Sun X，Stephens E V，Khaleel M A.Fatigue behaviors of self－piercing rivets joining similar and dissimilar sheet metals［J］.International Journal of Fatigue，2007，29（2）：370－386.

［7］Hoang N H，Langseth M，Porcaro R，et al.The effect of the riveting process and aging on the mechanical behaviour of an aluminium self－piercing riveted connection［J］.European Journal of Mechanics A／Solids，2011，30（5）：619－630.

［8］何曉聰，何家寧，柯建宏，等.自沖鉚接頭的質量評價及強度可靠性預測［J］.湖南大學學報：自然科學版，2010，37（12）：1－4.He Xiao－cong，He Jia－ning，Ke Jian－hong，et al.Quality evaluation and strength reliability prediction of self－pierce riveted joints［J］.Journal of Hunan University（Natural Science），2010，37（12）：1－4.

［9］He X.Coefficient of variation and its application to strength prediction of self－piercing riveted joints［J］.Scientific Research and Essays，2011（34）：6850－6855.

［10］He X，Oyadiji S O.Application of coefficient of variation in reliability－based mechanical design and manufacture［J］.Journal of Materails Processing Technology，2001，119（1－3）：374－378.

［11］Li D，Han L，Thornton M，et al.Influence of edge distance on quality and static behaviour of self－piercing riveted aluminum joints［J］.Material and Design，2012，34：22－31.

［12］Li D，Han L，Thorntom M，et al.Influence of rivet to sheet edge distance on fatigue strength of selfpiercing riveted aluminum joints［J］.Materials Science ＆Engineering A，2012，558：242－252.

［13］Hoang N H，Hanssen A G，Langseth M，et al.Structural behaviour of aluminium self－piercing riveted joints：An experimental and numerical investigation［J］.International Journal of Solids and Structures，2012，49（23－24）：3211－3223.

［14］Karbhari V M，Wang Q.Influence of triaxial braid denier on ribbon－based fiber reinforced dental compositers［J］.Dental Materials，2007，23（8）：969－976.

［15］高鎮同，傅惠民，梁美訓.S－N 曲線擬合法［J］.北京航空學院學報，1987（1）：115－119.Gao Zhen－tong，Fu Hui－min，Liang Mei－xun.A method for fitting S－N curve［J］.Journal of Beijing University of Aeronautics and Astronautics，1987（1）：115－119.