腐蝕環(huán)境下自沖鉚接頭競爭失效機制及力學(xué)性能分析

楊進，邢保英，何曉聰，曾凱，周路

(昆明理工大學(xué),昆明,650500)

0 序言

隨著能源的枯竭和環(huán)境污染的日益加劇，輕量化設(shè)計在節(jié)能減排中發(fā)揮著更加重要的作用[1]，鋁合金由于密度低、抗拉強度高、耐腐蝕性能好等優(yōu)點，在滿足強度要求的前提下，廣泛運用于汽車、航海、航空制造等領(lǐng)域[2].但是鋁合金的引入也給材料連接技術(shù)帶來了挑戰(zhàn)，鋼/鋁電阻點焊接頭的連接性能較差，甚至難以實現(xiàn)有效連接.自沖鉚(selfpiercing riveting,SPR)作為一種機械冷成形技術(shù)可以彌補電阻點焊技術(shù)的不足，正逐漸成為一種很有發(fā)展?jié)摿Φ男滦捅“宀牧线B接技術(shù)[3].然而自沖鉚接頭由于常處于腐蝕環(huán)境中的工作條件和鋼/鋁連接帶來的電化學(xué)腐蝕，會造成接頭不同程度的腐蝕破環(huán)，從而影響接頭的力學(xué)性能和可靠性[4].

國內(nèi)外學(xué)者對于鋁合金和自沖鉚接頭的腐蝕行為進行了一系列研究.馬青娜等人[5]研究了7075鋁合金攪拌摩擦焊接頭在3.5%的NaCl 溶液中的腐蝕行為和斷裂特征，通過掃描電鏡分析了接頭的腐蝕疲勞斷口形貌和顯微組織，結(jié)果表明，腐蝕疲勞裂紋起源于接頭的熱影響區(qū)，逐漸擴展最終斷裂于接頭的焊核區(qū).Calabrese 等人[6]研究了不同厚度組合下鋁合金自沖鉚接頭在鹽溶液中的腐蝕老化行為，結(jié)果表明，腐蝕環(huán)境對接頭的性能和失效機制有顯著影響，在非對稱接頭中，薄鋁板的接頭在腐蝕環(huán)境中耐久性較差，同時提出了一個簡化的理論模型來預(yù)測腐蝕環(huán)境下接頭的失效模式.馮震等人[7]研究了在0.6 mol/L 的NaCl 溶液下鋁合金自沖鉚接頭的疲勞性能，對不同腐蝕周期的試件進行靜力學(xué)和疲勞測試，結(jié)果表明，腐蝕周期內(nèi)腐蝕液對接頭的失效形式未產(chǎn)生不利影響，短期腐蝕環(huán)境會改變接頭疲勞斷裂的失效特征，同時使接頭產(chǎn)生多個疲勞裂紋源.Kang 等人[8]研究了異質(zhì)金屬連接產(chǎn)生的電化學(xué)腐蝕現(xiàn)象，通過制備純粘接接頭、自沖鉚接頭和點焊接頭，分別進行鹽霧腐蝕老化試驗，結(jié)果表明，自沖鉚接頭較其它兩種接頭靜力學(xué)受影響程度較小.

國內(nèi)外對腐蝕環(huán)境下自沖鉚接頭失效模式轉(zhuǎn)變的原因及影響因素分析較少，對腐蝕后自沖鉚接頭微觀層面的失效機理研究較少.該試驗通過制備多組自沖鉚接頭，采用周浸加速腐蝕試驗，結(jié)合靜力學(xué)、失效模式、掃描電子顯微鏡(scanning electron microscope,SEM)及競爭失效機制分析，以期從宏觀和微觀層面研究腐蝕環(huán)境自沖鉚接頭的性能變化和失效機理.

1 試驗方法

1.1 試樣制備

試驗板材為熱軋雙相鋼DP590，5052 鋁合金(AA5052)及7075 鋁合金(AA7075)，DP590 試樣尺寸為110 mm × 20 mm × 1.5 mm，AA5052 和AA7075試樣尺寸為110 mm × 20 mm × 2 mm，接頭的組合及命名方式列于表1.鉚釘選用德國Bollhoff 公司生產(chǎn)的硬度為46 HRC ± 2 HRC 的鍍鋅鋼鉚釘，下模具分別采用平模和凸模，鉚釘及下模具的幾何尺寸如圖1 所示.試件鉚接后用蒸餾水清洗并用無水乙醇脫水處理，最后放入25 ℃的恒溫箱，保溫24 h.

表1 接頭組合方式及名稱Table 1 Combination method and name of the joints

圖1 鉚釘及模具幾何尺寸(mm)Fig.1 Geometric sizes of rivet and die. (a) rivet; (b) flat bottom die; (c) concave bottom die

1.2 周浸腐蝕試驗

參照國家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 19746—2018《金屬和合金的腐蝕鹽溶液周浸試驗》，試驗腐蝕介質(zhì)為0.6 mol/L 的NaCl 溶液，試驗溫度為25 ℃ ± 2 ℃，一個試驗周期為60 min，其中浸潤10 min，干燥50 min，總時長為1 080 h,每隔360 h 后取件，為避免試驗誤差，每組至少取6 個試件.

1.3 靜力學(xué)試驗

采用 MTS Landmark 100 型試驗機進行靜力學(xué)試驗測試，拉伸速度為5 mm/min，將試件兩端固定墊片，其搭接方式及墊片位置如圖2 所示.

圖2 試件結(jié)構(gòu)示意圖 (mm)Fig.2 Schematic diagram of specimen structure

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 試件失效模式

試件在不同腐蝕周期的失效模式如圖3 所示，將腐蝕后自沖鉚接頭在剪切作用下的失效模式歸為3 類：①鉚釘管腿從下板拔出，鉚接點自鎖結(jié)構(gòu)遭到破壞(I)；②鉚接點下板脫落(板材未被撕裂)(Ⅱ)；③鉚接點下板脫落且搭接區(qū)板材被撕裂(Ⅲ).失效模式 Ⅱ 是由 I 向 Ⅲ 轉(zhuǎn)變的過渡模式.PAA 和AA 組在整個腐蝕周期為失效模式 I.0 h 時DA5和DA7 組試件為模式 I；360 h 時DA5 組為模式 Ⅱ或 Ⅲ，DA7 組為模式 I；720 h 和1 080 h 時DA5 組為模式 Ⅲ，DA7 組為模式 I 或 Ⅲ.

圖3 接頭的失效模式Fig.3 Failure modes of the joints. (a) AA; (b) DA5; (c) PAA; (d) DA7

接頭失效模式的轉(zhuǎn)變受接頭材質(zhì)和腐蝕周期的共同影響，圖4 為腐蝕過程中出現(xiàn)失效模式Ⅲ 的概率，其概率越高，表明試件失效模式的轉(zhuǎn)變速率越快，試件遭受腐蝕破壞的程度越劇烈.同質(zhì)接頭(PAA 和AA 組)失效模式未發(fā)生轉(zhuǎn)變；異質(zhì)接頭失效模式的轉(zhuǎn)變速率逐漸增大，且DA5組轉(zhuǎn)變速率較快，在中等腐蝕周期時已轉(zhuǎn)變?yōu)槭Ｊ?Ⅲ.

圖4 接頭失效模式Ⅲ的發(fā)生率Fig.4 Incidence rate of failure mode Ⅲ

2.2 載荷-位移曲線及競爭失效機制分析

腐蝕效應(yīng)使得異質(zhì)接頭的失效模式由 I 向 Ⅲ逐漸轉(zhuǎn)變，且不同材質(zhì)接頭失效模式的轉(zhuǎn)變速率不同，結(jié)合試件的載荷-位移曲線及競爭失效機制[9]對失效模式的轉(zhuǎn)變進行分析，研究自沖鉚接頭受腐蝕破壞作用及失效階段接頭的失效過程，以期提高接頭的穩(wěn)定性和承載能力.

圖5 為試件的載荷-位移曲線，其失效過程分為3 個階段：①彈性階段.載荷與位移呈線性關(guān)系，接頭具有較高剛度，上、下板和鉚接點自鎖結(jié)構(gòu)未發(fā)生塑性變形，此時剪力主要由板材搭接區(qū)的摩擦作用和自鎖結(jié)構(gòu)傳遞[10]；②塑性變形階段.載荷-位移曲線逐漸趨于平緩，接頭剛度下降，下板末端發(fā)生微小翹曲變形，兩板搭接區(qū)間隙增大，摩擦阻力降低，載荷逐漸達(dá)到最大值；③失效階段.載荷-位移曲線經(jīng)過最高點后緩慢下降，上板鉚釘孔壁受鉚釘頭部擠壓而產(chǎn)生輕微塑性變形，鉚釘逐漸傾斜，下板翹曲變形程度加大，搭接區(qū)間隙進一步增加.此時剪力主要由上板鉚釘孔壁、自鎖結(jié)構(gòu)和下板鉚接點底部[11]傳遞，基于競爭失效機制分析，若其中某一傳遞環(huán)節(jié)所承受的強度低于與其競爭的其它環(huán)節(jié)時，該剪力傳遞的連接關(guān)系成為接頭的薄弱部分，在失效階段率先遭到破壞形成失效特征，最終表現(xiàn)為特定的失效模式.針對失效位移的穩(wěn)定性同質(zhì)接頭更好，異質(zhì)接頭中DA7 組較好，這是因為在中長腐蝕周期下，DA5 和部分DA7 組試件出現(xiàn)失效模式 Ⅲ，在失效階段初期上、下板并未完全分離，逐漸形成撕裂紋進而增大了接頭的失效位移.

圖5 接頭的載荷-位移曲線Fig.5 Load-displacement curves of joints. (a) PAA;(b) AA; (c) DA5;(d) DA7

同質(zhì)接頭的失效模式未隨腐蝕周期延長發(fā)生轉(zhuǎn)變，在失效階段自鎖結(jié)構(gòu)損壞產(chǎn)生失效模式 I，基于對競爭失效機制的分析表明，上板鉚釘孔壁和下板鉚接點底部強度在腐蝕環(huán)境下未發(fā)生大幅下降，自鎖結(jié)構(gòu)在整個腐蝕周期均為剪力傳遞的薄弱環(huán)節(jié)，在失效階段鉚釘被逐漸拔出，自鎖結(jié)構(gòu)遭到破壞形成失效模式 I.

異質(zhì)接頭的失效模式表現(xiàn)為由 I 向 Ⅲ 轉(zhuǎn)變，在低腐蝕周期下，DA5 組失效模式轉(zhuǎn)變?yōu)?Ⅱ 或 Ⅲ，此時下板因電化學(xué)腐蝕導(dǎo)致材料強度下降[12]，特別是鉚接點底部基材較薄，在失效階段所能承受的剪力較低而產(chǎn)生斷裂，造成鉚接點底部脫落，試件失效模式由 I 轉(zhuǎn)變?yōu)?Ⅱ；部分試件下板遭腐蝕較為嚴(yán)重，在鉚接點底部脫落時搭接區(qū)被鉚釘管腿撕裂，該部分試件失效模式由 I 轉(zhuǎn)變?yōu)?Ⅲ.DA7 組下板腐蝕程度較輕，失效模式未發(fā)生轉(zhuǎn)變.在中長腐蝕周期下，DA5 組產(chǎn)生失效模式 Ⅲ，此時下板強度進一步降低，質(zhì)地變得更為松軟，在剪力傳遞過程中所能承受的應(yīng)力較低，導(dǎo)致鉚接點底部脫落，產(chǎn)生失效模式 Ⅱ，而在鉚釘拔出過程中，下板搭接區(qū)因質(zhì)地松軟而被鉚釘剪斷，試件的失效模式由 Ⅱ 轉(zhuǎn)變?yōu)棰?DA7 組發(fā)生失效模式 I 或 Ⅲ，失效模式 I 比例較高，表明該部分試件上板鉚釘孔壁和下板鉚接點底部強度降低，自鎖結(jié)構(gòu)在失效階段為接頭連接的薄弱部分；其中少量試樣破壞程度更為嚴(yán)重，因腐蝕周期較長，試件失效模式直接由 I 轉(zhuǎn)變?yōu)?Ⅲ，而未出現(xiàn)過度失效模式.

2.3 接頭失效載荷分析

圖6 為接頭的失效載荷測試結(jié)果.同質(zhì)接頭失效載荷隨腐蝕周期延長呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，腐蝕初期，接頭搭接區(qū)生成的鹽薄夾層和腐蝕產(chǎn)物，增大了上、下板間的摩擦阻力，導(dǎo)致在試件拉伸過程中不僅要克服自鎖結(jié)構(gòu)還需克服額外增加的摩擦力，使得接頭失效載荷上升；腐蝕后期，由于腐蝕液沿搭接區(qū)縫隙逐漸滲入鉚接點自鎖結(jié)構(gòu)，對自鎖結(jié)構(gòu)造成破壞，進而降低了其提供的接頭強度，腐蝕液的侵入造成兩板間隙進一步增大，降低了搭接區(qū)的摩擦阻力，二者共同作用導(dǎo)致試件失效載荷降低.

圖6 接頭的失效載荷Fig.6 Failure load of the joints.(a)PAA and AA;(b)DA5 and DA7

異質(zhì)接頭失效載荷隨腐蝕周期延長呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，該變化特征的幅度大于同質(zhì)接頭.鋼/鋁異質(zhì)連接電化學(xué)腐蝕劇烈，腐蝕初期腐蝕速率大于同質(zhì)接頭，因此在兩板搭接區(qū)堆積更多的腐蝕產(chǎn)物，從而增大兩板間摩擦力進而提高接頭的阻力，促使試件失效載荷上升；腐蝕后期，電化學(xué)腐蝕造成接頭搭接區(qū)下板破壞顯著，板材強度下降，內(nèi)鎖結(jié)構(gòu)受損嚴(yán)重，同時搭接區(qū)間隙增大導(dǎo)致接頭摩擦力降低，共同作用造成接頭強度顯著下降.

2.4 接頭的穩(wěn)定性分析

自沖鉚接頭的穩(wěn)定性受被連接材料、成形質(zhì)量及腐蝕周期等多種因素的影響，然而自鎖結(jié)構(gòu)復(fù)雜的幾何形狀及三維特征增加了獲得各個腐蝕周期下接頭理論承載力的計算方法，使得判斷腐蝕后自沖鉚接頭的穩(wěn)定性變得困難.基于Fiore 等人[13]所做的研究，利用自沖鉚接頭的強度降低系數(shù)的波動反應(yīng)接頭的穩(wěn)定性，強度降低系數(shù)定義為：接頭在該腐蝕周期時的強度與其未腐蝕時試件強度之比，其值越接近于1，表明腐蝕后的接頭與未腐蝕時性能類似；其波動程度越大，表明接頭受腐蝕破壞影響越劇烈.圖7 為試件的強度降低系數(shù)波動曲線，腐蝕環(huán)境下同質(zhì)接頭強度降低系數(shù)變化較小，失效模式未發(fā)生轉(zhuǎn)變，接頭具有較好的耐腐蝕性和穩(wěn)定性.異質(zhì)接頭中DA7 組穩(wěn)定性較好，DA5 組試件因失效模式的快速轉(zhuǎn)變，接頭強度波動程度較大，造成試件穩(wěn)定性差.

圖7 接頭的強度降低系數(shù)Fig.7 Load reduction coefficient of the joints

2.5 失效斷口分析

異質(zhì)接頭的失效特征和失效模式的轉(zhuǎn)變較為明顯，基于SEM 分析腐蝕環(huán)境下自沖鉚接頭的失效機理，DA5 和DA7 組接頭典型失效部位的斷口形貌分別如圖8 和圖9 所示.

圖8 DA5 組接頭下板斷口形貌Fig.8 Fracture morphology of lower sheet of DA5 joints. (a) 0 h (failure mode Ⅰ); (b) 360 h [(failure mode Ⅱ (up), failure mode Ⅲ (down)]; (c) 720 h(failure mode Ⅲ); (d) 1 080 h (failure mode Ⅲ)

圖9 DA7 組接頭下板斷口形貌Fig.9 Fracture morphology of lower sheet of DA7 joints. (a) 0 h (failure mode Ⅰ); (b) 360 h (failure mode Ⅰ); (c) 720 h [(failure mode Ⅰ (up), failure mode Ⅲ (down)]; (d) 1 080 h [(failure mode Ⅰ(up), failure mode Ⅲ (down)]

由圖8 可知，腐蝕周期為0 h 時，鉚接點頸部組織出現(xiàn)拉長的纖維狀，局部呈現(xiàn)出破裂狀的橫向溝壑，部分溝壑出現(xiàn)泛白跡象且深度較深，表明鉚釘在受剪拔出時，鉚釘管腿與鉚接點頸部區(qū)域產(chǎn)生劇烈剮蹭，導(dǎo)致該區(qū)域產(chǎn)生破裂狀的橫向溝壑.腐蝕周期為360 h 時，接頭出現(xiàn)兩種失效模式，失效模式Ⅱ 時，鉚接點頸部組織呈現(xiàn)和腐蝕周期0 h 時類似的剮蹭痕跡，但溝壑的長度和深度較小，表明腐蝕液滲入鉚釘管腿和板材的間隙，降低了連接的緊密程度，導(dǎo)致鉚釘管腿和板材的摩擦剮蹭作用小于腐蝕周期為0 h 時；模式 Ⅲ 時，下板特征部位顯現(xiàn)為韌窩狀的撕裂紋，表明在鉚釘拔出的過程中，下板一端發(fā)生翹曲而產(chǎn)生變形，隨著變形的累積逐漸發(fā)生頸縮現(xiàn)象，從而導(dǎo)致不均勻變形，使得頸縮區(qū)域所承受的實際應(yīng)力大于名義應(yīng)力，并在該區(qū)域產(chǎn)生多向應(yīng)力狀態(tài)，隨著應(yīng)力的增加，在應(yīng)力集中區(qū)形成一些微小的撕裂紋，并相互連接形成大量韌窩結(jié)構(gòu)，直至下板被撕裂[14].在中長腐蝕周期下，下板強度進一步降低，出現(xiàn)更加密集的韌窩狀撕裂紋，在剪切力作用下，產(chǎn)生更多微小裂紋，造成下板一端斷裂.

由圖9 可知，腐蝕周期為0 和360 h 時，鉚接點頸部微觀組織結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)橫向剮蹭條紋，隨著腐蝕周期的延長，條紋的深度和數(shù)量增加，當(dāng)腐蝕周期為360 h 時，該區(qū)域附著大量細(xì)小顆粒物，表明腐蝕液隨接頭縫隙滲入，造成了接頭內(nèi)部的不均勻腐蝕.當(dāng)腐蝕周期為720 和1 080 h 時，出現(xiàn)兩種失效模式，失效模式 I 時，下板未發(fā)生撕裂，呈現(xiàn)出與腐蝕周期為0 和360 h 時類似的剮蹭條紋，在剮蹭條紋附件出現(xiàn)局部腐蝕凹坑，接頭內(nèi)部受局部腐蝕破壞程度進一步加?。皇Ｊ?Ⅲ 時，鉚接點處頸部呈現(xiàn)大量韌窩狀撕裂紋，表明在腐蝕作用下局部不均勻腐蝕產(chǎn)生的凹坑進一步擴大，板材強度下降，凹坑之間相互連接形成空洞，使得該區(qū)域產(chǎn)生應(yīng)力集中，隨著載荷的增加產(chǎn)生微小裂紋直至發(fā)生斷裂，呈現(xiàn)出大量韌窩特征.

3 結(jié)論

(1)腐蝕周期及模具類型對同質(zhì)接頭的失效模式未產(chǎn)生顯著影響，異質(zhì)接頭的失效模式隨腐蝕周期由失效模式 I 逐漸向 Ⅲ 轉(zhuǎn)變，接頭穩(wěn)定性較差的試件具有更高的轉(zhuǎn)變速率.

(2)異質(zhì)接頭失效模式的轉(zhuǎn)變和穩(wěn)定性降低的主要原因是鋁板的腐蝕破壞效應(yīng)，因此對于暴露于鹽性腐蝕工作環(huán)境下的異質(zhì)自沖鉚接頭，建議適當(dāng)增加鋁板的厚度，提高鋁板及鉚接點下板底部殘余底厚處薄弱材料的防腐性能，以更好地提高接頭的穩(wěn)定性和承載能力.

(3)試件的失效載荷取決于自鎖結(jié)構(gòu)和板材搭接區(qū)的摩擦阻力，異質(zhì)接頭腐蝕效果明顯，失效載荷和失效模式轉(zhuǎn)變較大，接頭穩(wěn)定性差，同質(zhì)接頭具有較好的穩(wěn)定性.

(4)異質(zhì)接頭鉚接點底部材料因電化學(xué)腐蝕產(chǎn)生應(yīng)力集中，該區(qū)域的不均勻變形產(chǎn)生撕裂紋，最終造成下板鉚接點底部脫落.