AA5052/SPFC440 異種金屬自沖鉚接數值模擬及試驗研究

周澤杰，黃志超，李紹杰

（1. 華東交通大學材料科學與工程學院，江西 南昌 330013;2. 奇瑞汽車股份有限公司汽車工程技術研發總院，安徽 蕪湖 241007）

我國新能源車產量約占全世界的1/2[1]。 車身減重，可大幅度節約燃料，減少尾氣排放造成的污染[2]。 由于鋁合金和高強鋼大量代替了傳統結構鋼板在車身上的應用， 實現高質量鋁/鋼的連接變得尤為迫切。 除了傳統的點焊方法外，車用結構膠連接[3]、無鉚沖壓連接[4]、磁脈沖焊接[5]、電阻鉚焊、超聲振動強化攪拌摩擦焊、激光焊、激光-電弧焊鉚復合連接、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/鋼車身連接。 其中自沖鉚接工藝是近些年發展起來的一種不需要預鉆孔連接板料的高速機械緊固法。 該方法具有對環境影響小、無熱輻射、無火花、無廢料、低能耗、低噪聲、能和粘合劑和潤滑劑相容等諸多優點[7-8]，特別適合于輕質材料以及異種輕量化材料之間的連接。

近年來很多專家學者都熱衷于對鋁/鋼自沖鉚接的研究。Han 等[9]研究了涂層對NG5754 鋼和AA5182鋁合金SPR 接頭質量的影響，發現涂層的存在會影響接頭質量。Ma 等[10]研究了鉚釘和模具組合對CR4鋼和AA6061-T6 鋁合金SPR 接頭鉚接性能和力學性能的影響，發現較軟的鉚釘和較大的模具可以提高接頭性能。Bang 等[11]采用攪拌摩擦點焊和SPR 技術將A356-T6 鋁合金與SPFH440 鋼板進行連接，發現鉚接接頭的拉剪強度高于焊接接頭強度。 Zhao等[12]研究了低速沖擊對AA6061 鋁合金和DP590 鋼SPR 接頭性能的影響，發現低速沖擊可以降低SPR接頭的疲勞壽命。 Deng 等[13]開發了一種熱輔助SPR工藝來改善AA6061-T6/DP980 接頭性能， 發現適當的加熱可以獲得無裂紋的接頭。 Zhang 等[14]對鋁/鋼SPR 接頭的靜態拉伸和疲勞強度進行了研究，發現隨著鋼板厚度的增加，SPR 接頭的力學性能和疲勞性能都有所提高。Abe 等[15]對JSC780 /AA5052 進行了SPR 連接，通過鹽霧試驗測定了其腐蝕行為和接頭強度。Jia 等[16]對DP590/AA6061 的SPR 接頭疲勞壽命進行了研究，發現減小微振動磨損可提SPR接頭的疲勞壽命。張永超等[17]研究了B1500HS 鋼和AA5052 鋁合金SPR 接頭力學性能， 認為試樣的疲勞壽命隨載荷水平的增大而減小，隨應力比的增大而增大。 黃志超等[18]對SPFC440 鋼和5052 鋁合金SPR 接頭力學性能和腐蝕性能進行研究，認為膠鉚復合接頭的力學性能優于鉚接接頭和膠接接頭；并且粘膠劑可以提高接頭強度，減輕電偶腐蝕。 張先煉等[19]通過對不同參數組合形式的鋁鋰合金板AL1420 和鍍鋅鋼板Q215 進行SPR 連接，分析了接頭的靜強度和失效模式。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， 認為SPR可實現鋼/鋁混合后地板總成的焊裝。 金鑫等[21]對AA6061-T6 和雙相鋼DP590 進行SPR 連接， 通過正交試驗方法研究了鉚接參數對接頭性能的影響。杜國棟等[22]分析了多鉚釘SPR 接頭的變形特點，揭示了鉚接參數對鉚接后翹曲變形的影響規律。 陸瑤等[23]分析了結構膠對DP590 鋼板與AA6011 鋁合金板SPR 接頭的影響，認為結構膠對接頭力學性能會產生影響，而對失效模式沒有影響。吳丹等[24]提出了神經網絡與啟發式算法相結合的工藝優化方法，分析了SPR 工藝流程， 確定了影響SPR 接頭質量的主要工藝參數。

本文通過數值模擬與試驗相結合的方法分析2.5 mm 厚AA5052 鋁合金與2.0 mm 厚SPFC440 高強度鋼SPR 工藝，并通過拉伸試驗和疲勞試驗研究其在搭接情況下，AA5052 鋁合金和SPFC440 高強鋼SPR 接頭的靜拉伸性能和疲勞性能。

1 數值模擬

1.1 有限元模型

通過使用Deform-2D 有限元軟件模擬SPR 塑性成形的工藝過程。 通過數值模擬結果進行分析和判斷，可以更好地制定工藝方案，節約時間，降低成本。 通過后處理來驗證工藝方案可行性及其接頭質量效果， 觀察接頭緊密性以及鉚釘腳是否刺穿下板。 另外，可以準確分析鉚釘及板料的應力分布情況，可以預測接頭失效大致位置及失效形式。 因為模型沿著接頭中心線對稱， 所以使用1/2 模型進行模擬。 有限元模型如圖1 所示。

圖1 有限元模型Fig.1 FEM model

1.2 模擬參數設置

對模型各部件進行設置。 首先進行材料設置，使用Simufact 軟件里的材料庫定義給上下板料，上板為鋁合金，下板為高強度鋼，鉚釘材料為Henrob-H4；將液壓機動力定義給沖頭，完成動力設置；模具與工件的溫度都設置為20 ℃環境溫度； 接觸面自動定義主從接觸關系；自動定義網格劃分，其中在鉚釘脛即將穿入的板料部位網格劃分應更為致密。

2 模擬與試驗結果

2.1 數值模擬結果與分析

2.1.1 鉚接成形過程

由圖2 自沖鉚接過程可以發現，自沖鉚接成形分為四個階段。 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生變形（圖2（b））；鉚釘脛部刺穿上板后繼續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生擴張，直至最后形成喇叭口狀（圖2（d））?？梢钥闯?，在自沖鉚接過程完成之后，鉚釘和板料形成機械自鎖接頭。

圖2 自沖鉚接過程Fig.2 Self-piercing riveting process

2.1.2 應力分析

圖3 為鉚接完成后鉚釘等效應力分布情況。 從圖3 中可以看出最大等效應力為2 223.21 MPa，主要集中在鉚釘脛上端內側。并且鉚釘上端外側同樣有明顯的應力集中，同時可以看到，鉚釘腳明顯張開。 這是由于凹模凸臺部分將材料向鉚釘內側擠壓，同時外側材料擠壓向鉚釘外側，在鉚釘頭部拘束力的共同作用下，導致在鉚釘脛上端產生較大的應力集中。

圖3 鉚釘等效應力圖Fig.3 Equivalent stress diagram of rivet

圖4 所示為上板料的等效應力圖，應力集中主要發生在兩個區域。 第1 個區域位于鉚釘頭部附近在壓入上板料時的接觸部位。 由于鉚釘鉚入板料后，鉚釘頭部扣住上板料，鉚釘尾部擴張扣住下板料，形成了機械自鎖。 由此鉚釘頭部和上板之間必然存在應力集中。 第2 個區域位于上板部分材料被鉚釘切下來后包裹在型腔內的部位， 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，故產生較大的應力集中。

圖4 上板等效應力圖Fig.4 Equivalent stress diagram of upper sheet

圖5 為下板料的等效應力圖，最大應力集中在鉚釘腳與下板料接觸區域， 最大值為690.00 MPa。這是因為鉚接成形后，鉚釘擠入下板料，在凹模的共同作用下使該區域發生嚴重塑性拉伸變形，材料變薄，損傷嚴重，容易出現應力集中。

圖5 下板等效應力圖Fig.5 Equivalent stress diagram of lower sheet

2.2 鉚接試驗與結果

2.2.1 自沖鉚接試驗

采用RV300023 型自沖鉚接機將150 mm×36 mm×2.5 mm 的AA5052-H32 鋁合金板和150 mm×36 mm×2 mm 的SPFC440 高強度鋼板進行自沖鉚接。材料性能見表1，表中數據由材料生產廠家測量并提供。

表1 材料性能Tab.1 properties of materials

試驗中所用的鉚釘采用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。鉚接時保證鉚釘位于搭接區域中心。 鉚接接頭具體尺寸見圖8。試樣接頭形式和接頭試驗參考《焊接接頭機械性能試驗取樣方法》（GB 2649—1989）和《金屬材料拉伸試驗 第1 部分：室溫試驗方法》（GB/T 228.1—2010）。 圖8 所示的搭接接頭形式在受力拉伸過程中會產生剪應力。 夾持試樣時在試樣的兩端分別放置相應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 試驗與模擬結果對比分析

下板內鎖長度L，鉚釘腳張開直徑D，殘余底厚W 是評價接頭質量最重要的指標[25]。 圖9 為自沖鉚接接頭剖面圖與數值模擬的接頭剖面圖對比，對比結果見表2。 可見SPR 試驗接頭和數值模擬接頭的下板內鎖長度分別為0.31 mm 和0.35 mm， 殘余底厚W 分別為0.77 mm 和0.79 mm，這兩組數據分別相差0.04 mm 和0.02 mm， 相對誤差分別為12.9%和2.6%，差別不明顯。 SPR 試驗接頭和數值模擬接頭的鉚釘腳張開直徑D 分別為6.82 mm 和6.58 mm，試驗所得數據較模擬值高出約0.24 mm， 兩者相對誤差約為3.5%。

圖9 接頭對比Fig.9 Comparison of joints

表2 模擬和試驗數據對比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， 可見在實際鉚接過程中， 上板料受到鉚釘下行力的作用發生拉伸下壓變形， 板料變形過渡均勻，見圖9 實線方框中所示；而數值模擬結果中，鉚釘頭邊緣處的上板料變形不均勻， 見圖9 虛線方框中所示。 下板在鉚釘內部型腔和模具的共同作用下發生拉延變形并在模具凸臺處上拱， 使板料拉伸變薄。 由圖9 圓圈中可見， 鉚接試驗后的下板變薄程度較模擬結果低。 由于受到真實材料的不連續性、 模擬所用材料的絕對無缺陷性、模擬過程中接觸面摩擦系數的人為設置、 沖頭下壓速度的人為設置， 甚至測量時存在的誤差等因素影響， 試驗過程與有限元數值模擬過程不可能會完全一致。 由于上板為較軟的鋁合金，鉚釘內部完全被材料充滿；鉚釘脛在下板料中向四周均勻順滑擴展開，沒有裂紋和彎曲；鉚釘腳刺破上板并在下板中擴展，形成良好的自鎖效果。 總體看，模擬結果與試驗結果比較接近，通過數值模擬可以較好的反映自沖鉚接實踐。 模擬結果與試驗值之間的相對誤差均在13%以內，滿足工程設計精確度要求[26]。

3 接頭力學性能試驗與結果

為了分析自沖鉚接接頭的質量，分別對鉚接試樣進行靜拉伸和疲勞性能試驗來測量接頭的力學性能。

3.1 拉伸試驗結果與分析

3.1.1 靜拉伸試驗

采用RGM4030 萬能試驗機進行拉伸試驗，拉伸速度設為2 mm/min。為了減小試樣在拉伸過程中的彎矩影響，在試樣的兩端夾持區域各放置相應厚度的墊片，見圖8 所示。 制備3 組鉚接試樣，對其分別進行拉伸試驗。

3.1.2 靜拉伸試驗結果與分析

3 組試樣的拉伸曲線載荷最大值分別為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，由圖可見，鉚接試樣的靜拉伸過程大概可以分為4 個階段。

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

第1 階段為彈性變形階段。 鉚接結構發生彈性變形，表現為隨著位移的增加，靜載荷呈直線快速上升。

第2 階段為彈塑性變形階段。 作為上板料的AA5052 鋁板逐漸發生翹曲變形。 此時隨著位移的增加，載荷幾乎不變，并且載荷達到了峰值，該峰值可以用來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 鋁板發生更為明顯的翹曲變形， 位于鉚釘處的橫截面積減小，表現為位移增加，載荷逐漸下降。

第4 階段為鉚釘脫落階段。 鉚釘尾部擴張部位在拉伸力的作用下逐漸發生收攏，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

對于鉚接接頭來說， 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，見圖11。接頭在拉伸過程中，隨載荷的增大上板翹曲現象逐漸明顯，AA5052 板料在鉚釘所在位置附近發生嚴重的翹曲變形。 這是由于鉚釘頭部直徑（φ7.8 mm）遠大于鉚釘脛部直徑（φ5.3 mm），且鉚釘頭與釘脛之間圓滑過渡結構的設計保證了該處具有較高的剛度，不易發生變形。 鉚釘頭部緊扣住上板，在拉伸過程中，鉚釘頭部向著拉伸方向逐漸發生傾斜。 在拉伸力和鉚釘頭部與上板間鎖緊力的綜合做用下，上板發生翹曲變形。 下板翹曲相對較小， 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張， 擴張后的鉚釘脛部剛度不大， 在拉伸載荷作用下擴張開的鉚釘脛很容易發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 疲勞試驗結果與分析

3.2.1 疲勞試驗

高周疲勞試驗在QBG-50 微機控制高頻疲勞試驗機上進行， 為了減少試件在試驗過程中因彎矩帶來的影響， 在試樣的兩端夾持區域分別墊上相應厚度的墊片。 由于平均靜拉伸載荷最大值約為7.6 kN，在疲勞試驗時， 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 個級別的載荷水平下進行疲勞試驗。 且每級疲勞載荷水平分別測試3 個鉚接試樣。 采用正弦波形載荷對接頭試樣進行拉-拉疲勞試驗，應力比為0.1，加載頻率為88 Hz。 當試樣在試驗過程中出現疲勞裂紋或疲勞循環次數超過200萬次時作為疲勞試驗的終止條件。 采用Hitachi-SU8010 掃描電子顯微鏡對疲勞斷口形貌進行金相觀察與分析。

3.2.2 疲勞試驗結果與分析

經過高周疲勞試驗， 獲得的疲勞試驗數據見表3。 在載荷水平為5，3.8，3 kN 條件下疲勞循環次數均分布在105數量級；在2.3 kN 的載荷下，疲勞循環達到了106數量級，并且在該水平下，有一個試樣超過了200 萬次循環而未發生斷裂。

表3 疲勞試驗數據Tab.3 Data of fatigue test

采用S-N 曲線擬合法[27],得出接頭的F-N 疲勞曲線方程

式中：F 為應力值，kN；N 為循環次數。

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

圖12 F-N 曲線Fig.12 F-N curve

3.2.3 疲勞失效模式

試樣在經過疲勞加載后，疲勞失效均發生在上板料即鋁板上，裂紋位于鉚釘頭部附近，見圖13 中箭頭所指位置。 為了更好的分析裂紋形成機理，需要對上板料的下表面，即與鋼板相接觸的表面進行分析，如圖14 所示。 在疲勞載荷的作用下，鋁板和鋼板表面發生了摩擦磨損和腐蝕。在鋼/鋁的自沖鉚接結構中， 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生電化學腐蝕現象。 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腐蝕，但是在摩擦磨損過程中，表面氧化膜被破壞， 露出純凈金屬導致電極電位較低的AA5052 鋁合金更容易發生陽極氧化。 同時該位置還承受了較大的拉應力。 在摩擦磨損、腐蝕和拉應力的共同作用下，誘發了疲勞裂紋。 在疲勞載荷的作用下，裂紋向板寬兩側擴展。 同時在擴展區還可觀察到明顯的微裂紋。由數值模擬中上板料的等效應力分布可以看到， 該部位大約存在著230～270 MPa 的應力集中，這也是疲勞裂紋產生的原因之一。 由文獻[27]可知，對上板料為鋼板、下板料為鋁板的鉚接接頭疲勞試驗中， 疲勞失效發生于下板與鉚釘腳接觸部位，這一結論也正好與數值模擬中下板料的等效應力分布一致，該區域正是應力集中部位。

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、擴展區斷口形貌。由圖15（a）可見明顯的磨損痕跡，表明在該位置處發生了微動磨損，對方框區域放大見圖15（b），可見磨損部位有大量微裂紋以及部分已經脫落的磨屑（實線箭頭所指）和即將脫落的磨屑（虛線箭頭所指）。同時在擴展區圖15（c）中也可觀察到大量顯微裂紋，對方框區域放大見圖15（d），可看到明顯的疲勞裂紋擴展特征即疲勞輝紋。

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

4 結論

采用數值模擬和鉚接試驗相結合方法，對AA5052 鋁合金與SPFC440 高強度鋼異種金屬進行半空心鉚釘SPR 工藝研究，同時對接頭靜拉伸性能和疲勞性能進行了試驗與分析，得出以下結論。

1） 通過數值模擬，可以分析自沖鉚接成形過程中四個階段的鉚釘和板料的變化情況；從等效應力圖看出，鉚釘應力集中在鉚釘脛上端；上板應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后包裹在型腔內的部位；下板應力主要集中在鉚釘腳與下板料相接觸的區域。

2） 通過半空心自沖鉚接試驗與數值模擬結果對比， 下板內鎖長度和殘余底厚相差均小于0.04 mm，幾乎一致。 鉚釘腳張開直徑、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無缺陷化等設置有關?？傮w數值模擬結果可以較好的反映自沖鉚接實踐。

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。 在加載過程中，上板料在鉚釘所在位置出現明顯翹曲現象，下板變形不明顯。

4） 自沖鉚接接頭的疲勞極限約為2.3 kN。試樣在經過疲勞加載后，疲勞失效均發生在上板料即鋁板上，裂紋位于鉚釘頭部附近，裂紋的產生與微動磨損、腐蝕和拉應力等有關。