TA1純鈦與1420鋁鋰合金異質薄板自沖鉚接微動疲勞特性

張先煉,何曉聰,邢保英,曾 凱

(昆明理工大學 機電工程學院,昆明 650500)

工業純鈦具有低密度、高比強度、強耐腐蝕性以及高溫力學性能穩定等優點，已經廣泛應用于航空、航海、石油、核能等領域[1-2]。鋁鋰合金具有低密度、高比強度、高比剛度、優良的低溫性能、良好的耐腐蝕性能以及卓越的超塑成型性能等特點，并且用鋁鋰合金替代常規鋁合金，可使構件質量減輕15%，剛度提高15%～20%，被認為是21世紀航空航天工業最理想的輕質高強結構材料[3-4]。目前，我國航空航天領域極其注重鈦材和鋁鋰合金及其制造技術的研發與應用，但對其實現有效連接，尤其是異質薄板組合的連接仍是亟待解決的難題。采用傳統焊接很難甚至不能對其實現有效連接，且焊接過程對氣體保護要求極高，而采用傳統鉚接能夠實現連接，但工藝復雜不利于自動化。近年來快速興起的自沖鉚接技術(self-piercing riveting,SPR)，是一種快速機械冷成型工藝，連接過程主要依靠上下板材及鉚釘的塑性大變形和回彈所形成的機械內鎖來實現對同質或異質薄板材料的連接[5]；相較傳統連接技術，它具有諸如工藝簡單、連接速度快、接頭強度高以及綠色環保等優勢，是一種迄今極具潛力的航空材料連接技術，因而得以成為解決上述難題的一條可行途徑。

針對自沖鉚接技術，國內外學者完成了大量的研究工作，Xie等[6]研究了薄壁鋼結構的自沖鉚接工藝，并提出了一種具有一定合理性和可靠性的抗剪強度質量演化標準和設計計算方法。Choi等[7]在混合加載模式下從不同的加載角度測試了鋁合金自沖鉚十字接頭的靜力學和疲勞強度，并提出等效應力強度因子能夠有效預測自沖鉚接頭超過105循環周期的疲勞壽命。Liu等[8]研究了鋁合金薄板中的泡沫金屬夾層結構自沖鉚接工藝，實驗發現夾層為泡沫鎳的接頭具有較好的力學性能，破壞形式主要為下板與鉚釘分離。Rao等[9]研究了CFRP-AA6111單搭剪切和十字搭接自沖鉚接頭的疲勞性能，并建立了一種控制曲線來預測兩種類型接頭的疲勞壽命。Calabrese等[10-11]通過對鋼鋁異質自沖鉚接頭進行長時間的鹽霧實驗，發現腐蝕退化現象明顯影響接頭性能及失效機理，且接頭搭接方式對于腐蝕作用強弱是一關鍵因素；他還提出了一種可預測接頭失效模式的理論模型。然而就自沖鉚接微動疲勞特性方面的研究仍鮮見報道。

本工作以研究工業純鈦與鋁鋰合金異質薄板組合自沖鉚接頭的微動疲勞特性為目的，從異質薄板組合的自沖鉚接工藝出發，以拉伸-剪切實驗和疲勞實驗為途徑對比不同工藝接頭的疲勞性能，進一步采用微觀檢測手段探究各組接頭的微動疲勞特性。

1 實驗材料與方法

選用TA1工業純鈦(TA1)與1420鋁鋰合金(AL1420)薄板作為實驗材料，薄板尺寸均為110mm×20mm×1.5mm,在MTS電液伺服材料試驗機上進行力學性能測試，引伸計標距為20mm，獲得板材性能參數如表1所示。自沖鉚接實驗在RIVSET VARIO-FC (MTF)型自沖鉚接設備上進行，鉚釘材料參數：彈性模量189GPa，泊松比0.3，抗壓強度1720MPa，屈服強度1520MPa，伸長率22%，分為H4(≥(44±2)HRC)和H6(≥(48±2)HRC)兩種硬度規格。自沖鉚接工具如圖1所示。

表1 板材性能參數Table 1 Property parameters of sheet materials

圖1 鉚接工具示意圖 (a)6mm鉚釘;(b)沖頭;(c)凹槽平模Fig.1 Schematic diagram of SPR tools (a)rivet with the length of 6mm;(b)punch;(c)die with a groove

自沖鉚接實驗的接頭截面如圖2所示，可見采用H4鉚釘鉚接TA1(上板)/AL1420(下板)和AL1420(上板)/TA1(下板)兩種板材搭接形式時，鉚釘均出現不同程度的鐓粗現象，但能實現對板材組合的有效連接；采用H6鉚釘鉚接兩種板材組合時，鉚釘鐓粗現象減輕，但AL1420/TA1的板材組合已被鉚釘刺穿下板，鉚釘張開度較差。因此采用H4鉚釘鉚接TA1/AL1420(TAF)和AL1420/TA1(ATF)的板材組合；采用H6鉚釘鉚接TA1/AL1420(TAS)的板材組合；并以20mm搭接長度分別制備TAF，ATF和TAS 3組接頭。

拉伸-剪切實驗在MTS landmark100型電液伺服材料試驗機上進行。具體方法如下：(1)在試件兩端加持25mm×20mm×1.5mm的墊片，以減小試樣受力不對中而導致的影響；(2)拉伸速率設定為5mm/min，分別對各組接頭進行10次重復性拉伸-剪切實驗，獲得3組異質薄板自沖鉚接頭的抗剪載荷：TAF接頭5.68kN，ATF接頭4.88kN，TAS接頭6.10kN。

圖2 SPR接頭截面 (a)采用H4鉚釘的TA1/AL1420;(b)采用H4鉚釘的AL1420/TA1;(c)采用H6鉚釘的TA1/AL1420;(d)采用H6鉚釘的AL1420/TA1Fig.2 Cross sections of SPR joints (a)TA1/AL1420 using rivet H4;(b)AL1420/TA1 using rivet H4;(c)TA1/AL1420 using rivet H6;(d)AL1420/TA1 using rivet H6

高周疲勞實驗在MTS Landmark 100型電液伺服材料試驗機上進行。采用3～5級載荷水平下的常規成組疲勞實驗來測定3組接頭的疲勞壽命，且每級載荷水平下測試3個自沖鉚接頭試樣。實驗過程中，在試樣兩端分別加持尺寸為25mm×20mm×1.5mm的墊片，以減小試樣受力不對中而導致的影響，且試樣被夾持長度為25mm，如圖3所示。同時，在單向拉-拉疲勞模式下對試樣施加正弦波形載荷，載荷比R=0.1，加載頻率f=10Hz；將疲勞循環次數超過2×106或試樣出現明顯裂紋作為失效判據。3組異質薄板自沖鉚接頭的疲勞實驗數據如表2所示，其中S表示下板斷裂失效，R表示鉚釘斷裂失效。

圖3 疲勞實驗試樣Fig.3 Specimen for the fatigue test

2 結果與分析

2.1 疲勞性能

對于自沖鉚接頭，通常采用載荷水平代替應力水平，以F-N曲線來反映自沖鉚接頭的疲勞性能。基于三參數經驗公式:N(S-S0)β=α，采用S-N曲線擬合法[12]擬合3組異質薄板自沖鉚接頭的F-N曲線，運用MATLAB 2014b編程計算并擬合各組自沖鉚接頭的F-N曲線方程如下：

TAF：lgN=5.08-2.16lg(F-0.63)

(1)

ATF：lgN=6.57-4.33lgF

(2)

TAS：lgN=6.06-3.34lgF

(3)

此外，通過計算線性相關系數(r)來反映各變量間線性關系的緊密程度，3條擬合曲線的線性相關系數(r)依次為-0.9987，-0.9931，-0.9904，可見緊密程度極高。

3組異質薄板自沖鉚接頭的F-N曲線如圖4所示，可見TAS接頭與ATF接頭的F-N曲線在左上角存在交點，與TAF接頭的F-N曲線在右下角存在交點，兩點坐標分別為(4.34, 3.27)和(6.12, 0.96)。由此可知，當疲勞載荷高于3.27kN時，TAS接頭的疲勞性能最優，ATF接頭次之，TAF接頭最差；當疲勞載荷在0.96～3.27kN之間時，ATF接頭的疲勞性能最優，TAS接頭次之；而當疲勞載荷低于0.96kN時，TAS接頭的疲勞性能最差，ATF接頭最優。從擬合曲線的整體變化趨勢看：在高載荷區，ATF和TAS接頭的疲勞性能相差不大，且明顯優于TAF接頭；在中載荷區，擬合曲線分布均勻，始終呈現出ATF接頭最優、TAS接頭次之、TAF接頭最差的疲勞性能情況；在低載荷區，TAF接頭的擬合曲線特殊，其在疲勞循環次數約為106時與TAS接頭的疲勞性能幾乎相同，而在疲勞循環次數約為107時接近于ATF接頭的疲勞性能。在自沖鉚接頭的研究中通常將疲勞循環2×106次以上的載荷作為該接頭的疲勞強度[13-14]，因此可認為，在低載荷作用下，ATF接頭的疲勞強度明顯大于TAF和TAS接頭，而后兩者的疲勞強度相差不大。同時結合表2中疲勞實驗數據可知，在疲勞載荷相差不大的條件下，ATF接頭的疲勞循環數據具有明顯的優勢，這與擬合曲線圖呈現的結果基本一致。

表2 各組接頭疲勞實驗數據Table 2 Fatigue data of different joints

圖4 異質自沖鉚接頭F-N曲線Fig.4 F-N curves of SPR joints in dissimilar sheets

2.2 微動機理

由相關文獻可知[14]，自沖鉚接頭的微動磨損主要發生在A區，上板上表面與鉚釘頭接觸區域；B區，兩板與鉚釘腿接觸區域；C區，下板與鉚釘腳尖外表面接觸區域，如圖5所示。借助Inspect S50高真空掃描電子顯微鏡(SEM)與X射線能譜儀(EDS)的配套檢測設備進行自沖鉚接微動分析。

圖5 自沖鉚接頭微動區域示意圖Fig.5 Schematic diagram of fretting positions of SPR joints

由表2可知，TAF和TAS接頭的失效模式為下板斷裂失效，ATF接頭在高載荷水平下主要為鉚釘斷裂失效，而在中低載荷水平下以下板斷裂失效為主。各組接頭的典型失效試樣如圖6所示，觀察各接頭的宏觀斷口可見，鉚釘斷口和下板斷口附近區域均存在著清晰的黑色氧化物質和磨損痕跡。

2.2.1 TAF接頭

TAF接頭因下板斷裂失效試樣的鉚釘腳尖外表面與下板1420接觸區域的微動情況如圖7(a)所示，可見該區域存在大量的黑色氧化物質。對其中Position 1進行元素分析，結果見圖7(b)，可知黑色氧化物質中存在O，Al，Fe，Sn和Zn等元素，Al來自下板AL1420，Fe，Zn和Sn元素則來自鉚釘及其表面鍍層，可知鉚釘腳尖外表面與下板AL1420之間發生了劇烈的微動磨損現象，導致二者表層元素脫落，與空氣接觸經過氧化最終呈現為黑色氧化物質。下板與鉚釘腳尖接觸區域的微動情況如圖7(c)所示，圖7(d)為其中Position 2的能譜圖，可見該區域的黑色物質中包含O，Al，Fe和Zn等元素，同樣來自于下板AL1420與鉚釘及其鍍層。由此可知，TAF接頭的疲勞失效始于下板與鉚釘接觸區域發生的劇烈微動磨損，其導致疲勞裂紋萌生于下板與鉚釘腳尖接觸區域，并沿下板突起輪廓進行擴展，直至下板完全斷裂。

圖6 異質接頭疲勞失效試樣 (a)TAF下板斷裂試樣；(b)TAS下板斷裂試樣；(c)ATF鉚釘斷裂試樣；(d)ATF下板斷裂試樣Fig.6 Fatigue failure specimens of SPR joints in dissimilar sheets(a)lower sheet fracture in TAF;(b)lower sheet fracture in TAS;(c)rivet fracture in ATF;(d)lower sheet fracture in ATF

圖7 TAF接頭失效試樣微動分析 (a) 鉚釘腳尖外表面微動情況;(b)Position 1能譜;(c)下板與鉚釘腳尖接觸區域微動情況;(d)Position 2能譜Fig.7 Fretting analysis of failed specimens for TAF joints (a)fretting in the rivet foot;(b)energy spectrum of Position 1;(c)fretting in the interface between the lower sheet and rivet foot;(d)energy spectrum of Position 2

2.2.2 ATF接頭

ATF接頭在高載荷水平下因鉚釘斷裂而失效試樣的上板下表面微動情況如圖8(a)所示，可見在靠近鉚釘腿的上板下表面上存在清晰的磨損傷疤和磨屑顆粒。對該區域中Position 3進行元素分析，結果見圖8(b)，可知磨屑中包含O，Ti和Al等元素，其中Ti正是來自于下板TA1。可知，對于因鉚釘斷裂失效的ATF接頭，其上下板間靠近鉚釘腿的接觸區域發生了劇烈的微動磨損，導致鉚釘腿部位承受持續的軸向拉伸載荷，最終使得鉚釘在鉚釘腿區域發生斷裂；且這與圖6(c)中ATF鉚釘斷裂試樣的宏觀斷口形貌一致。

ATF接頭在低載荷水平下因下板斷裂失效試樣的鉚釘微動情況如圖9(a)所示，中圖為鉚釘的宏觀圖像，左右兩圖為對應區域的放大圖。可見，鉚釘為部分斷裂，在鉚釘腿和釘頭區域呈現出清晰的泛白磨損區域，而在鉚釘腳尖區域(橢圓標注)磨損現象并不明顯。圖9(a)左右兩圖中可觀察到在鉚釘腿區域的磨損情況及裂紋，裂紋附近分布著大量的磨損傷疤和微動磨屑，證明鉚釘裂紋的產生與鉚釘腿區域發生的微動磨損現象存在必然聯系。同時，該失效試樣中下板與鉚釘腳尖接觸區域的微動情況如圖9(b)所示，其中可發現清晰的微動磨損痕跡。對圖9(b)中Position 4進行元素分析，結果見圖9(c)，可知該區域磨屑中含有O，Ti，Al，Zn和Sn等元素，Zn和Sn來自于鉚釘鍍層，Al和Ti則來自于上下板，說明下板與鉚釘腳尖接觸區域確實發生了顯著的微動磨損現象。此外，觀察其余因下板斷裂失效的ATF接頭，在其鉚釘上均存在不同擴展程度的疲勞裂紋。由此可知，對于低載荷水平下的ATF接頭，其在兩板與鉚釘腿接觸區域和下板與鉚釘腳尖外表面接觸區域均發生了劇烈的微動磨損現象，分別導致疲勞裂紋在鉚釘腿部和下板與鉚釘腳尖接觸區域萌生，因鉚釘和基板TA1強度差異，使得裂紋擴展速率存在差異，最終下板先于鉚釘完全斷裂失效。說明在不同疲勞載荷水平下，發生劇烈微動磨損的區域不同，使得疲勞裂紋的萌生區域存在差異，最終導致同種接頭出現不同的失效模式。

圖8 ATF接頭鉚釘斷裂試樣上板微動分析 (a)上板下表面微動區域;(b)Position 3能譜Fig.8 Fretting analysis of rivet fractured specimen for ATF joints(a)fretting on the bottom surface of the upper sheet;(b)energy spectrum of Position 3

2.2.3 TAS接頭

TAS接頭因下板斷裂失效試樣的鉚釘微動情況如圖10(a)所示，可見鉚釘表面存在明顯的磨損痕跡和黑色物質，且存在清晰的細微裂紋(橢圓標注)。裂紋存在的部位正是位于兩板與鉚釘腿接觸區域內，黑色物質附著于裂紋附近。對圖中Position 5做元素分析，結果見圖10(b)，可知，黑色物質中包含O，Ti，Al，Fe和Zn等元素，Ti和Al分別來自上板TA1和下板AL1420，Fe和Zn則來自鉚釘及其表面鍍層。由此可斷定，鉚釘裂紋區域確實發生過劇烈的微動磨損現象，致使上下板材及鉚釘表層的元素脫落，經過氧化作用，最終形成黑色的微動磨屑。同時，TAS接頭下板斷口微動情況如圖10(c)所示，對圖上Position 6進行能譜分析，結果如圖10(d)所示，下板斷口附近的黑色物質包含O，Ti，Al和Zn等元素，同樣為兩板與鉚釘腿接觸區域微動磨損的產物。由此可知，TAS接頭的下板斷裂失效始于兩板與鉚釘腿接觸區域，微動磨損導致裂紋在該區域的下板上萌生，并沿下板突起輪廓擴展，最終呈現為下板完全斷裂失效。

圖9 ATF接頭下板斷裂試樣微動分析 (a)鉚釘表面微動情況;(b)下板與鉚釘腳尖接觸區域微動情況;(c)Position 4能譜Fig.9 Fretting analysis of lower sheet fractured specimen for ATF joints(a)fretting on the rivet surface;(b)fretting in the interface between the lower sheet and rivet foot;(c)energy spectrum of Position 4

圖10 TAS接頭下板斷裂失效試樣微動分析 (a)鉚釘表面微動;(b)Position 5能譜;(c)下板斷口微動情況;(d)Position 6能譜Fig.10 Fretting analysis of lower sheet fractured specimen for TAS joints(a)fretting on the rivet surface;(b)energy spectrum of Position 5;(c)fretting in the lower sheet fracture;(d)energy spectrum of Position 6

在TAS接頭的疲勞實驗中，載荷為1.10kN時，出現兩個試樣疲勞循環次數超過2×106次仍未發生完全失效，取其中一試樣進行微動分析，結果如圖11(a)所示。可見其鉚釘腿與兩板接觸區域存在清晰的裂紋特征，對該區域中Position 7進行能譜分析，結果如圖11(b)所示，黑色物質中包含O，Zn，Si和Fe等元素，這些元素均來自于鉚釘及其表面鍍層，并未檢測到上板TA1或下板AL1420的相關元素。此外，從微觀形貌上看，該鉚釘表面的磨損痕跡明顯不及圖10(a)鉚釘表面磨損嚴重。由此可知，鉚釘腿與兩板接觸區域發生了輕微的微動磨損現象，使得該試樣的鉚釘雖然裂紋已經萌生，但并未在2×106次之前出現板材或鉚釘的完全斷裂。說明微動磨屑現象的劇烈程度是影響疲勞強度的重要因素；鉚釘腿與兩板接觸區域的微動磨損情況差異使得TAS接頭在同一載荷水平下出現了疲勞循環次數差異較大的情況。

圖11 TAS接頭超過2×106次疲勞循環次數試樣鉚釘微動分析(a)TAS 15號鉚釘微動;(b)Position 7能譜Fig.11 Fretting analysis of specimen over 2×106 fatigue cycles for TAS joints(a)fretting in the rivet for TAS No.15;(b)energy spectrum of Position 7

3 結論

(1)自沖鉚接技術可以實現對TA1與AL1420異質薄板的有效連接。采用H4鉚釘鉚接時，鉚釘出現不同程度的鐓粗現象；采用H6鉚釘鉚接時，鉚釘鐓粗現象減輕，但AL1420/TA1板材組合被鉚釘刺穿下板。

(2)采用S-N曲線擬合法較好地擬合出3組鈦合金異質自沖鉚接頭的F-N曲線；在低載荷水平下，ATF接頭的疲勞強度與TAF和TAS接頭相比具有一定優勢，而后兩者的疲勞強度相差不大；在中高載荷水平下，TAS接頭的疲勞強度稍優于TAF接頭。

(3)TAF接頭失效始于下板與鉚釘接觸區域發生的劇烈微動磨損。對鉚釘斷裂失效的ATF接頭，兩板間靠近鉚釘腿的接觸區域發生的劇烈微動磨損；對下板斷裂失效的ATF接頭，兩板與鉚釘腿接觸區域和下板與鉚釘腳尖外表面接觸區域均發生了劇烈的微動磨損現象。TAS接頭中的微動磨損導致裂紋在兩板與鉚釘腿接觸區域的下板上萌生。

(4)微動磨屑現象的劇烈程度是影響疲勞強度的重要因素。在不同疲勞載荷水平下，發生劇烈微動磨損的區域不同，使得疲勞裂紋的萌生區域存在差異，最終導致同種接頭出現不同的失效模式。