AA5052/SPFC440 異種金屬自沖鉚接數(shù)值模擬及試驗(yàn)研究

周澤杰，黃志超，李紹杰

（1. 華東交通大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，江西 南昌 330013;2. 奇瑞汽車(chē)股份有限公司汽車(chē)工程技術(shù)研發(fā)總院，安徽 蕪湖 241007）

我國(guó)新能源車(chē)產(chǎn)量約占全世界的1/2[1]。 車(chē)身減重，可大幅度節(jié)約燃料，減少尾氣排放造成的污染[2]。 由于鋁合金和高強(qiáng)鋼大量代替了傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)鋼板在車(chē)身上的應(yīng)用， 實(shí)現(xiàn)高質(zhì)量鋁/鋼的連接變得尤為迫切。 除了傳統(tǒng)的點(diǎn)焊方法外，車(chē)用結(jié)構(gòu)膠連接[3]、無(wú)鉚沖壓連接[4]、磁脈沖焊接[5]、電阻鉚焊、超聲振動(dòng)強(qiáng)化攪拌摩擦焊、激光焊、激光-電弧焊鉚復(fù)合連接、摩擦塞鉚焊接、熱融自攻連接[6]、自沖鉚接（self-piercing riveting，SPR） 等工藝被用于鋁/鋼車(chē)身連接。 其中自沖鉚接工藝是近些年發(fā)展起來(lái)的一種不需要預(yù)鉆孔連接板料的高速機(jī)械緊固法。 該方法具有對(duì)環(huán)境影響小、無(wú)熱輻射、無(wú)火花、無(wú)廢料、低能耗、低噪聲、能和粘合劑和潤(rùn)滑劑相容等諸多優(yōu)點(diǎn)[7-8]，特別適合于輕質(zhì)材料以及異種輕量化材料之間的連接。

近年來(lái)很多專(zhuān)家學(xué)者都熱衷于對(duì)鋁/鋼自沖鉚接的研究。Han 等[9]研究了涂層對(duì)NG5754 鋼和AA5182鋁合金SPR 接頭質(zhì)量的影響，發(fā)現(xiàn)涂層的存在會(huì)影響接頭質(zhì)量。Ma 等[10]研究了鉚釘和模具組合對(duì)CR4鋼和AA6061-T6 鋁合金SPR 接頭鉚接性能和力學(xué)性能的影響，發(fā)現(xiàn)較軟的鉚釘和較大的模具可以提高接頭性能。Bang 等[11]采用攪拌摩擦點(diǎn)焊和SPR 技術(shù)將A356-T6 鋁合金與SPFH440 鋼板進(jìn)行連接，發(fā)現(xiàn)鉚接接頭的拉剪強(qiáng)度高于焊接接頭強(qiáng)度。 Zhao等[12]研究了低速?zèng)_擊對(duì)AA6061 鋁合金和DP590 鋼SPR 接頭性能的影響，發(fā)現(xiàn)低速?zèng)_擊可以降低SPR接頭的疲勞壽命。 Deng 等[13]開(kāi)發(fā)了一種熱輔助SPR工藝來(lái)改善AA6061-T6/DP980 接頭性能， 發(fā)現(xiàn)適當(dāng)?shù)募訜峥梢垣@得無(wú)裂紋的接頭。 Zhang 等[14]對(duì)鋁/鋼SPR 接頭的靜態(tài)拉伸和疲勞強(qiáng)度進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)隨著鋼板厚度的增加，SPR 接頭的力學(xué)性能和疲勞性能都有所提高。Abe 等[15]對(duì)JSC780 /AA5052 進(jìn)行了SPR 連接，通過(guò)鹽霧試驗(yàn)測(cè)定了其腐蝕行為和接頭強(qiáng)度。Jia 等[16]對(duì)DP590/AA6061 的SPR 接頭疲勞壽命進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)減小微振動(dòng)磨損可提SPR接頭的疲勞壽命。張永超等[17]研究了B1500HS 鋼和AA5052 鋁合金SPR 接頭力學(xué)性能， 認(rèn)為試樣的疲勞壽命隨載荷水平的增大而減小，隨應(yīng)力比的增大而增大。 黃志超等[18]對(duì)SPFC440 鋼和5052 鋁合金SPR 接頭力學(xué)性能和腐蝕性能進(jìn)行研究，認(rèn)為膠鉚復(fù)合接頭的力學(xué)性能優(yōu)于鉚接接頭和膠接接頭；并且粘膠劑可以提高接頭強(qiáng)度，減輕電偶腐蝕。 張先煉等[19]通過(guò)對(duì)不同參數(shù)組合形式的鋁鋰合金板AL1420 和鍍鋅鋼板Q215 進(jìn)行SPR 連接，分析了接頭的靜強(qiáng)度和失效模式。胡光山等[20]分析了鋼/鋁混合后地板總成的SPR 接頭性能和失效模式， 認(rèn)為SPR可實(shí)現(xiàn)鋼/鋁混合后地板總成的焊裝。 金鑫等[21]對(duì)AA6061-T6 和雙相鋼DP590 進(jìn)行SPR 連接， 通過(guò)正交試驗(yàn)方法研究了鉚接參數(shù)對(duì)接頭性能的影響。杜國(guó)棟等[22]分析了多鉚釘SPR 接頭的變形特點(diǎn)，揭示了鉚接參數(shù)對(duì)鉚接后翹曲變形的影響規(guī)律。 陸瑤等[23]分析了結(jié)構(gòu)膠對(duì)DP590 鋼板與AA6011 鋁合金板SPR 接頭的影響，認(rèn)為結(jié)構(gòu)膠對(duì)接頭力學(xué)性能會(huì)產(chǎn)生影響，而對(duì)失效模式?jīng)]有影響。吳丹等[24]提出了神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)與啟發(fā)式算法相結(jié)合的工藝優(yōu)化方法，分析了SPR 工藝流程， 確定了影響SPR 接頭質(zhì)量的主要工藝參數(shù)。

本文通過(guò)數(shù)值模擬與試驗(yàn)相結(jié)合的方法分析2.5 mm 厚AA5052 鋁合金與2.0 mm 厚SPFC440 高強(qiáng)度鋼SPR 工藝，并通過(guò)拉伸試驗(yàn)和疲勞試驗(yàn)研究其在搭接情況下，AA5052 鋁合金和SPFC440 高強(qiáng)鋼SPR 接頭的靜拉伸性能和疲勞性能。

1 數(shù)值模擬

1.1 有限元模型

通過(guò)使用Deform-2D 有限元軟件模擬SPR 塑性成形的工藝過(guò)程。 通過(guò)數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行分析和判斷，可以更好地制定工藝方案，節(jié)約時(shí)間，降低成本。 通過(guò)后處理來(lái)驗(yàn)證工藝方案可行性及其接頭質(zhì)量效果， 觀察接頭緊密性以及鉚釘腳是否刺穿下板。 另外，可以準(zhǔn)確分析鉚釘及板料的應(yīng)力分布情況，可以預(yù)測(cè)接頭失效大致位置及失效形式。 因?yàn)槟Ｐ脱刂宇^中心線(xiàn)對(duì)稱(chēng)， 所以使用1/2 模型進(jìn)行模擬。 有限元模型如圖1 所示。

圖1 有限元模型Fig.1 FEM model

1.2 模擬參數(shù)設(shè)置

對(duì)模型各部件進(jìn)行設(shè)置。 首先進(jìn)行材料設(shè)置，使用Simufact 軟件里的材料庫(kù)定義給上下板料，上板為鋁合金，下板為高強(qiáng)度鋼，鉚釘材料為Henrob-H4；將液壓機(jī)動(dòng)力定義給沖頭，完成動(dòng)力設(shè)置；模具與工件的溫度都設(shè)置為20 ℃環(huán)境溫度； 接觸面自動(dòng)定義主從接觸關(guān)系；自動(dòng)定義網(wǎng)格劃分，其中在鉚釘脛即將穿入的板料部位網(wǎng)格劃分應(yīng)更為致密。

2 模擬與試驗(yàn)結(jié)果

2.1 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

2.1.1 鉚接成形過(guò)程

由圖2 自沖鉚接過(guò)程可以發(fā)現(xiàn)，自沖鉚接成形分為四個(gè)階段。 上、下板料首先被壓邊圈壓緊在凹模上，鉚釘與上板料接觸（圖2（a））；鉚釘在沖頭壓力的作用下刺入上板料，兩層板料在鉚釘和凹模的作用下逐漸發(fā)生變形（圖2（b））；鉚釘脛部刺穿上板后繼續(xù)在沖頭作用力下穿入下板料，下板料塑性變形程度增加（圖2（c））；鉚釘脛部在下板中向外發(fā)生擴(kuò)張，直至最后形成喇叭口狀（圖2（d））?？梢钥闯觯谧詻_鉚接過(guò)程完成之后，鉚釘和板料形成機(jī)械自鎖接頭。

圖2 自沖鉚接過(guò)程Fig.2 Self-piercing riveting process

2.1.2 應(yīng)力分析

圖3 為鉚接完成后鉚釘?shù)刃?yīng)力分布情況。 從圖3 中可以看出最大等效應(yīng)力為2 223.21 MPa，主要集中在鉚釘脛上端內(nèi)側(cè)。并且鉚釘上端外側(cè)同樣有明顯的應(yīng)力集中，同時(shí)可以看到，鉚釘腳明顯張開(kāi)。 這是由于凹模凸臺(tái)部分將材料向鉚釘內(nèi)側(cè)擠壓，同時(shí)外側(cè)材料擠壓向鉚釘外側(cè)，在鉚釘頭部拘束力的共同作用下，導(dǎo)致在鉚釘脛上端產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中。

圖3 鉚釘?shù)刃?yīng)力圖Fig.3 Equivalent stress diagram of rivet

圖4 所示為上板料的等效應(yīng)力圖，應(yīng)力集中主要發(fā)生在兩個(gè)區(qū)域。 第1 個(gè)區(qū)域位于鉚釘頭部附近在壓入上板料時(shí)的接觸部位。 由于鉚釘鉚入板料后，鉚釘頭部扣住上板料，鉚釘尾部擴(kuò)張扣住下板料，形成了機(jī)械自鎖。 由此鉚釘頭部和上板之間必然存在應(yīng)力集中。 第2 個(gè)區(qū)域位于上板部分材料被鉚釘切下來(lái)后包裹在型腔內(nèi)的部位， 最大值為437.41 MPa。 該部位受到鉚釘空心型腔限制和下板向上凸起形成擠壓，故產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中。

圖4 上板等效應(yīng)力圖Fig.4 Equivalent stress diagram of upper sheet

圖5 為下板料的等效應(yīng)力圖，最大應(yīng)力集中在鉚釘腳與下板料接觸區(qū)域， 最大值為690.00 MPa。這是因?yàn)殂T接成形后，鉚釘擠入下板料，在凹模的共同作用下使該區(qū)域發(fā)生嚴(yán)重塑性拉伸變形，材料變薄，損傷嚴(yán)重，容易出現(xiàn)應(yīng)力集中。

圖5 下板等效應(yīng)力圖Fig.5 Equivalent stress diagram of lower sheet

2.2 鉚接試驗(yàn)與結(jié)果

2.2.1 自沖鉚接試驗(yàn)

采用RV300023 型自沖鉚接機(jī)將150 mm×36 mm×2.5 mm 的AA5052-H32 鋁合金板和150 mm×36 mm×2 mm 的SPFC440 高強(qiáng)度鋼板進(jìn)行自沖鉚接。材料性能見(jiàn)表1，表中數(shù)據(jù)由材料生產(chǎn)廠家測(cè)量并提供。

表1 材料性能Tab.1 properties of materials

試驗(yàn)中所用的鉚釘采用Henrob-K50744 半空心自沖鉚釘，高度為7 mm。 鉚釘和凹模的尺寸分別見(jiàn)圖6 和圖7。

圖6 鉚釘（單位：mm）Fig.6 Rivet（Unit：mm）

圖7 凹模（單位：mm）Fig.7 Die（Unit：mm）

鉚接接頭采用搭接接頭形式，搭接量為36 mm。鉚接時(shí)保證鉚釘位于搭接區(qū)域中心。 鉚接接頭具體尺寸見(jiàn)圖8。試樣接頭形式和接頭試驗(yàn)參考《焊接接頭機(jī)械性能試驗(yàn)取樣方法》（GB 2649—1989）和《金屬材料拉伸試驗(yàn) 第1 部分：室溫試驗(yàn)方法》（GB/T 228.1—2010）。 圖8 所示的搭接接頭形式在受力拉伸過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生剪應(yīng)力。 夾持試樣時(shí)在試樣的兩端分別放置相應(yīng)厚度的墊片可以抵消一部分扭矩。 墊片的厚度和放置位置見(jiàn)圖8。

圖8 自沖鉚接接頭（單位：mm）Fig.8 Joint of SPF（Unit：mm）

2.2.2 試驗(yàn)與模擬結(jié)果對(duì)比分析

下板內(nèi)鎖長(zhǎng)度L，鉚釘腳張開(kāi)直徑D，殘余底厚W 是評(píng)價(jià)接頭質(zhì)量最重要的指標(biāo)[25]。 圖9 為自沖鉚接接頭剖面圖與數(shù)值模擬的接頭剖面圖對(duì)比，對(duì)比結(jié)果見(jiàn)表2。 可見(jiàn)SPR 試驗(yàn)接頭和數(shù)值模擬接頭的下板內(nèi)鎖長(zhǎng)度分別為0.31 mm 和0.35 mm， 殘余底厚W 分別為0.77 mm 和0.79 mm，這兩組數(shù)據(jù)分別相差0.04 mm 和0.02 mm， 相對(duì)誤差分別為12.9%和2.6%，差別不明顯。 SPR 試驗(yàn)接頭和數(shù)值模擬接頭的鉚釘腳張開(kāi)直徑D 分別為6.82 mm 和6.58 mm，試驗(yàn)所得數(shù)據(jù)較模擬值高出約0.24 mm， 兩者相對(duì)誤差約為3.5%。

圖9 接頭對(duì)比Fig.9 Comparison of joints

表2 模擬和試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比Tab.2 Comparison of simulated and experimental data

觀察鉚釘頭部最外圈邊緣與上板料的交界處， 可見(jiàn)在實(shí)際鉚接過(guò)程中， 上板料受到鉚釘下行力的作用發(fā)生拉伸下壓變形， 板料變形過(guò)渡均勻，見(jiàn)圖9 實(shí)線(xiàn)方框中所示；而數(shù)值模擬結(jié)果中，鉚釘頭邊緣處的上板料變形不均勻， 見(jiàn)圖9 虛線(xiàn)方框中所示。 下板在鉚釘內(nèi)部型腔和模具的共同作用下發(fā)生拉延變形并在模具凸臺(tái)處上拱， 使板料拉伸變薄。 由圖9 圓圈中可見(jiàn)， 鉚接試驗(yàn)后的下板變薄程度較模擬結(jié)果低。 由于受到真實(shí)材料的不連續(xù)性、 模擬所用材料的絕對(duì)無(wú)缺陷性、模擬過(guò)程中接觸面摩擦系數(shù)的人為設(shè)置、 沖頭下壓速度的人為設(shè)置， 甚至測(cè)量時(shí)存在的誤差等因素影響， 試驗(yàn)過(guò)程與有限元數(shù)值模擬過(guò)程不可能會(huì)完全一致。 由于上板為較軟的鋁合金，鉚釘內(nèi)部完全被材料充滿(mǎn)；鉚釘脛在下板料中向四周均勻順滑擴(kuò)展開(kāi)，沒(méi)有裂紋和彎曲；鉚釘腳刺破上板并在下板中擴(kuò)展，形成良好的自鎖效果。 總體看，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較接近，通過(guò)數(shù)值模擬可以較好的反映自沖鉚接實(shí)踐。 模擬結(jié)果與試驗(yàn)值之間的相對(duì)誤差均在13%以?xún)?nèi)，滿(mǎn)足工程設(shè)計(jì)精確度要求[26]。

3 接頭力學(xué)性能試驗(yàn)與結(jié)果

為了分析自沖鉚接接頭的質(zhì)量，分別對(duì)鉚接試樣進(jìn)行靜拉伸和疲勞性能試驗(yàn)來(lái)測(cè)量接頭的力學(xué)性能。

3.1 拉伸試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1.1 靜拉伸試驗(yàn)

采用RGM4030 萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，拉伸速度設(shè)為2 mm/min。為了減小試樣在拉伸過(guò)程中的彎矩影響，在試樣的兩端夾持區(qū)域各放置相應(yīng)厚度的墊片，見(jiàn)圖8 所示。 制備3 組鉚接試樣，對(duì)其分別進(jìn)行拉伸試驗(yàn)。

3.1.2 靜拉伸試驗(yàn)結(jié)果與分析

3 組試樣的拉伸曲線(xiàn)載荷最大值分別為7.908，7.662，7.233 kN，其平均值約為7.6 kN。 圖10 所示靜拉伸曲線(xiàn)，由圖可見(jiàn)，鉚接試樣的靜拉伸過(guò)程大概可以分為4 個(gè)階段。

圖10 位移-載荷曲線(xiàn)Fig.10 Displacement-load curve

第1 階段為彈性變形階段。 鉚接結(jié)構(gòu)發(fā)生彈性變形，表現(xiàn)為隨著位移的增加，靜載荷呈直線(xiàn)快速上升。

第2 階段為彈塑性變形階段。 作為上板料的AA5052 鋁板逐漸發(fā)生翹曲變形。 此時(shí)隨著位移的增加，載荷幾乎不變，并且載荷達(dá)到了峰值，該峰值可以用來(lái)衡量試樣靜拉伸性能。 通常峰值載荷值越大，表明試樣的靜拉伸性能越好。

第3 階段為塑性變形階段。 AA5052 鋁板發(fā)生更為明顯的翹曲變形， 位于鉚釘處的橫截面積減小，表現(xiàn)為位移增加，載荷逐漸下降。

第4 階段為鉚釘脫落階段。 鉚釘尾部擴(kuò)張部位在拉伸力的作用下逐漸發(fā)生收攏，直至鉚釘從下板中拉脫，載荷迅速下降。

3.1.3 拉伸失效模式

對(duì)于鉚接接頭來(lái)說(shuō)， 拉伸失效形式主要有：釘帽拉脫、 釘尾拉脫和鉚釘剪斷3 種。 AA5052/SPFC440 接頭靜拉伸失效形式為鉚釘尾部從下板中拉脫失效，見(jiàn)圖11。接頭在拉伸過(guò)程中，隨載荷的增大上板翹曲現(xiàn)象逐漸明顯，AA5052 板料在鉚釘所在位置附近發(fā)生嚴(yán)重的翹曲變形。 這是由于鉚釘頭部直徑（φ7.8 mm）遠(yuǎn)大于鉚釘脛部直徑（φ5.3 mm），且鉚釘頭與釘脛之間圓滑過(guò)渡結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)保證了該處具有較高的剛度，不易發(fā)生變形。 鉚釘頭部緊扣住上板，在拉伸過(guò)程中，鉚釘頭部向著拉伸方向逐漸發(fā)生傾斜。 在拉伸力和鉚釘頭部與上板間鎖緊力的綜合做用下，上板發(fā)生翹曲變形。 下板翹曲相對(duì)較小， 這主要是由于鉚釘脛部只是嵌入下板料中并在下板料中擴(kuò)張， 擴(kuò)張后的鉚釘脛部剛度不大， 在拉伸載荷作用下擴(kuò)張開(kāi)的鉚釘脛很容易發(fā)生收縮變形并逐漸從下板中脫出。 在靜拉伸載荷作用下鉚釘尾部從SPFC440 鋼板中拉脫， 鉚釘頭部與上板的自鎖力大于鉚釘尾部嵌入下板的自鎖力，導(dǎo)致鉚釘頭部卡在上板，而鉚釘尾部直接從下板中脫落。

圖11 拉伸失效模式Fig.11 Tensile failure mode

3.2 疲勞試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.2.1 疲勞試驗(yàn)

高周疲勞試驗(yàn)在QBG-50 微機(jī)控制高頻疲勞試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行， 為了減少試件在試驗(yàn)過(guò)程中因彎矩帶來(lái)的影響， 在試樣的兩端夾持區(qū)域分別墊上相應(yīng)厚度的墊片。 由于平均靜拉伸載荷最大值約為7.6 kN，在疲勞試驗(yàn)時(shí)， 分別采用靜拉伸載荷最大值的65%、50%、40%和30%作為疲勞載荷水平值， 即分別在5，3.8，3，2.3 kN 4 個(gè)級(jí)別的載荷水平下進(jìn)行疲勞試驗(yàn)。 且每級(jí)疲勞載荷水平分別測(cè)試3 個(gè)鉚接試樣。 采用正弦波形載荷對(duì)接頭試樣進(jìn)行拉-拉疲勞試驗(yàn)，應(yīng)力比為0.1，加載頻率為88 Hz。 當(dāng)試樣在試驗(yàn)過(guò)程中出現(xiàn)疲勞裂紋或疲勞循環(huán)次數(shù)超過(guò)200萬(wàn)次時(shí)作為疲勞試驗(yàn)的終止條件。 采用Hitachi-SU8010 掃描電子顯微鏡對(duì)疲勞斷口形貌進(jìn)行金相觀察與分析。

3.2.2 疲勞試驗(yàn)結(jié)果與分析

經(jīng)過(guò)高周疲勞試驗(yàn)， 獲得的疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)見(jiàn)表3。 在載荷水平為5，3.8，3 kN 條件下疲勞循環(huán)次數(shù)均分布在105數(shù)量級(jí)；在2.3 kN 的載荷下，疲勞循環(huán)達(dá)到了106數(shù)量級(jí)，并且在該水平下，有一個(gè)試樣超過(guò)了200 萬(wàn)次循環(huán)而未發(fā)生斷裂。

表3 疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)Tab.3 Data of fatigue test

采用S-N 曲線(xiàn)擬合法[27],得出接頭的F-N 疲勞曲線(xiàn)方程

式中：F 為應(yīng)力值，kN；N 為循環(huán)次數(shù)。

根據(jù)式（1）可以繪制出F-N 曲線(xiàn)，見(jiàn)圖12。 由圖1 可見(jiàn)，在較高的載荷水平下，隨著疲勞載荷的降低，F(xiàn)-N 曲線(xiàn)快速下降，疲勞壽命增加較為緩慢；載荷水平低于3 kN 以后，F(xiàn)-N 曲線(xiàn)下降速度變緩且仍保持下降的趨勢(shì)。由于部分試樣在2.3 kN 的載荷條件下超過(guò)2 000×103次循環(huán)仍未斷裂， 可以認(rèn)為鉚接接頭的疲勞極限約為2.3 kN。

圖12 F-N 曲線(xiàn)Fig.12 F-N curve

3.2.3 疲勞失效模式

試樣在經(jīng)過(guò)疲勞加載后，疲勞失效均發(fā)生在上板料即鋁板上，裂紋位于鉚釘頭部附近，見(jiàn)圖13 中箭頭所指位置。 為了更好的分析裂紋形成機(jī)理，需要對(duì)上板料的下表面，即與鋼板相接觸的表面進(jìn)行分析，如圖14 所示。 在疲勞載荷的作用下，鋁板和鋼板表面發(fā)生了摩擦磨損和腐蝕。在鋼/鋁的自沖鉚接結(jié)構(gòu)中， 鋼和鋁之間存在較大的電極電位差，裸露于大氣中的金屬很容易發(fā)生電化學(xué)腐蝕現(xiàn)象。 原本鋁合金表面致密的氧化膜可以在一定程度上防止電化學(xué)腐蝕，但是在摩擦磨損過(guò)程中，表面氧化膜被破壞， 露出純凈金屬導(dǎo)致電極電位較低的AA5052 鋁合金更容易發(fā)生陽(yáng)極氧化。 同時(shí)該位置還承受了較大的拉應(yīng)力。 在摩擦磨損、腐蝕和拉應(yīng)力的共同作用下，誘發(fā)了疲勞裂紋。 在疲勞載荷的作用下，裂紋向板寬兩側(cè)擴(kuò)展。 同時(shí)在擴(kuò)展區(qū)還可觀察到明顯的微裂紋。由數(shù)值模擬中上板料的等效應(yīng)力分布可以看到， 該部位大約存在著230～270 MPa 的應(yīng)力集中，這也是疲勞裂紋產(chǎn)生的原因之一。 由文獻(xiàn)[27]可知，對(duì)上板料為鋼板、下板料為鋁板的鉚接接頭疲勞試驗(yàn)中， 疲勞失效發(fā)生于下板與鉚釘腳接觸部位，這一結(jié)論也正好與數(shù)值模擬中下板料的等效應(yīng)力分布一致，該區(qū)域正是應(yīng)力集中部位。

圖13 疲勞失效模式Fig.13 Fatigue failure mode

圖14 疲勞裂紋Fig.14 Fatigue crack

圖15 所示為疲勞斷口表面形貌。圖15（a）和圖15（c）所示分別為圖14 中裂紋源、擴(kuò)展區(qū)斷口形貌。由圖15（a）可見(jiàn)明顯的磨損痕跡，表明在該位置處發(fā)生了微動(dòng)磨損，對(duì)方框區(qū)域放大見(jiàn)圖15（b），可見(jiàn)磨損部位有大量微裂紋以及部分已經(jīng)脫落的磨屑（實(shí)線(xiàn)箭頭所指）和即將脫落的磨屑（虛線(xiàn)箭頭所指）。同時(shí)在擴(kuò)展區(qū)圖15（c）中也可觀察到大量顯微裂紋，對(duì)方框區(qū)域放大見(jiàn)圖15（d），可看到明顯的疲勞裂紋擴(kuò)展特征即疲勞輝紋。

圖15 疲勞斷口Fig.15 Morphology of fatigue fracture

4 結(jié)論

采用數(shù)值模擬和鉚接試驗(yàn)相結(jié)合方法，對(duì)AA5052 鋁合金與SPFC440 高強(qiáng)度鋼異種金屬進(jìn)行半空心鉚釘SPR 工藝研究，同時(shí)對(duì)接頭靜拉伸性能和疲勞性能進(jìn)行了試驗(yàn)與分析，得出以下結(jié)論。

1） 通過(guò)數(shù)值模擬，可以分析自沖鉚接成形過(guò)程中四個(gè)階段的鉚釘和板料的變化情況；從等效應(yīng)力圖看出，鉚釘應(yīng)力集中在鉚釘脛上端；上板應(yīng)力集中在鉚釘頭部與上板料的接觸部位和上板被鉚釘切下來(lái)后包裹在型腔內(nèi)的部位；下板應(yīng)力主要集中在鉚釘腳與下板料相接觸的區(qū)域。

2） 通過(guò)半空心自沖鉚接試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比， 下板內(nèi)鎖長(zhǎng)度和殘余底厚相差均小于0.04 mm，幾乎一致。 鉚釘腳張開(kāi)直徑、下板減薄程度以及鉚釘頭部和上板的接觸程度稍有差異， 但差異不明顯， 這與模擬中采用的材質(zhì)無(wú)缺陷化等設(shè)置有關(guān)?？傮w數(shù)值模擬結(jié)果可以較好的反映自沖鉚接實(shí)踐。

3） 自沖鉚接接頭的平均靜拉伸載荷最大值約為7.6 kN。 接頭失效形式為鉚釘尾部從下板中拉脫失效。 在加載過(guò)程中，上板料在鉚釘所在位置出現(xiàn)明顯翹曲現(xiàn)象，下板變形不明顯。

4） 自沖鉚接接頭的疲勞極限約為2.3 kN。試樣在經(jīng)過(guò)疲勞加載后，疲勞失效均發(fā)生在上板料即鋁板上，裂紋位于鉚釘頭部附近，裂紋的產(chǎn)生與微動(dòng)磨損、腐蝕和拉應(yīng)力等有關(guān)。