李建軍 侯平均 賀玉剛 邱然鋒

摘要：以鋁合金為穿孔板、以低碳鋼為鎖緊板，對其進行了自沖鉚連接。觀察、分析了接頭橫斷面幾何特性隨鉚接力的變化。隨著鉚接力的增大，鋁合金與鋼自沖鉚接頭的喇叭口直徑、鉚釘腿展開度、切入量均呈增大趨勢，而下板凸起高度、底角余量則呈下降趨勢。在16～24 kN鉚接力范圍內(nèi)，鋁合金與鋼自沖鉚接頭的底部厚度變化較小，當鉚接力大于24 kN，底部厚度隨鉚接力的增大突然下降。結(jié)果表明：鋁合金與鋼自沖鉚接頭的抗剪載荷隨著鉚接力的增大呈先增大后下降的變化趨勢，鉚接力為24 kN時接頭抗剪載荷達到最大，約為5.88 kN。

關(guān)鍵詞：鋁合金;鋼;自沖鉚

0 前言

為了節(jié)能減排、保護環(huán)境，汽車輕量化已成為全球汽車工業(yè)可持續(xù)發(fā)展的重要課題。在汽車車身中，用鋁合金等輕質(zhì)材料部分取代鋼鐵材料是汽車輕量化最有效的途徑之一。在汽車車身結(jié)構(gòu)焊裝中，鋁合金與鋼的連接難以避免，但由于鋁合金與鋼在密度、熔點、比熱容、熱導率、線膨脹系數(shù)和彈性模量等性能方面相差懸殊，導致二者間以焊接方式來實現(xiàn)連接較為困難。因此，近年來鋁合金與鋼的異種材料連接已成為國內(nèi)外關(guān)注的熱點。

鋁-鐵之間的固溶度較低，采用傳統(tǒng)的熔化焊連接兩種材料時在界面容易發(fā)生冶金反應而生成硬脆的Al-Fe系金屬間化合物，從而影響接頭性能[1]。諸多學者分別采用擴散焊[2]、摩擦焊[3-4]、爆炸焊[5]、攪拌摩擦焊[6]、磁脈沖焊[7]以及電阻點焊[8-9]等常用壓力焊方法焊接鋁/鋼異種金屬。研究結(jié)果表明，界面金屬間化合物仍是制約甚至主導鋁/鋼焊接接頭力學性能的主要因素。自沖鉚（Self-piercing Riveting，SPR）是利用半空心鉚釘刺穿上層板，并與下層板之間通過塑性變形形成機械自鎖而實現(xiàn)連接的，是一種板材新型冷成形連接技術(shù)[10]。由于其在連接過程中不加熱母材，被認為適用于異種材料連接。

有關(guān)鋁合金與鋼自沖鉚連接的研究表明，接頭幾何形狀特性是影響接頭性能的主要因素[11-12]。因此，文中以鋁合金為穿孔板，以低碳鋼為鎖緊板進行自沖鉚連接，分析鉚接過程中施加的鉚接力對接頭幾何形狀及接頭性能的影響。

1 試驗材料與方法

試驗材料為2.0 mm厚A6061鋁合金板和Q235低碳鋼板，其化學成分如表1所示。將鋁合金板和低碳鋼加工成尺寸為100 mm×30 mm×2 mm的試板。采用砂紙磨去母材表面氧化膜后，再用丙酮清洗并風干。將鋁合金和低碳鋼板沿長度方向進行搭接，搭接長度30 mm。以鋁合金板為穿孔板（上板）、低碳鋼板為鎖緊板（下板），利用SPR-5S鉚接機進行自沖鉚連接。鉚釘為鍍鋅鋼質(zhì)鉚釘，其腿部直徑5.66 mm、頭部直徑8 mm、鉚釘長度6 mm，鉚接前，采用HY-1002TD型號超聲波清洗機清洗試板。鉚接時，設(shè)定進槍時間為1 s，回程時間為0.5 s，鉚接力在16～28 kN、每隔2 kN進行變化。

由于薄板點連接接頭在服役中主要承受剪切載荷，且SPR接頭斷面幾何特性主要對接頭抗剪性能有重要影響，因此，試驗測試SPR接頭的抗剪性能。連接后，在室溫條件下以1.7×10-5 m/s速率對接頭進行拉伸試驗，觀察接頭斷面。垂直于接合界面沿焊點直徑橫切焊接接頭，研磨、拋光其斷面，然后用光學顯微鏡觀察、測量各特征參量。

2 結(jié)果與分析

鋁合金與低碳鋼的鉚接接頭（記為A6061/Q235 SPR接頭）截面形貌如圖1所示，鉚接時施加力為26 kN。由圖1可知，鉚釘在鉚接力作用下刺穿上板（鋁合金板），鉚釘腿部端部嵌入下板（鋼板）。接頭中鉚釘向兩側(cè)水平擴展形成喇叭口，其周圍均勻無開裂。這樣就形成了鉚扣，達到機械鎖合。

A6061/Q235 SPR接頭橫斷面示意如圖2所示，對接頭斷面的幾何特性進行了標注。喇叭口展開直徑D表示鉚釘腿尖端在下板中擴展的最大尺寸;下板凸起高度H為鉚接過程中在鉚接力作用下下板被壓入凹模并發(fā)生塑性變形，卸載后比原表面凸出的高度。底角余量N為鉚釘腿尖端至下板凸起表面的距離;底部厚度K為鉚釘裙內(nèi)，隨鉚釘刺入下板的上板金屬在鉚釘腿尖端的厚度。鉚釘展開度P為鉚釘腿尖端部向外擴展超出鉚釘腿外側(cè)的量，上板的鋁合金在鉚接中也隨鉚釘刺入下板，它與鉚釘腿尖端部向外擴展的差為切入量M。

特征參量中，喇叭口展開直徑D、鉚釘展開度P和切入量M對SPR接頭力學性能的影響較為顯著。這三個橫向參量若較大，說明鉚釘與下板形成的機械紐扣也較為牢固。

鉚接力對A6061/Q235 SPR接頭中鉚釘喇叭口展開直徑及下板凸起高度的影響如圖3所示。可以看出，隨著鉚接力的增大，接頭喇叭口展開直徑呈上升趨勢。這是因為鉚釘在向下穿刺過程中受到的母材的阻力，迫使鉚釘腿向兩側(cè)展開，形成“喇叭口”，鉚接力越大，釘腿穿刺過程受到的阻力越大，在鉚接力和下層鋼板的反作用力下，鉚釘腿的向下穿刺能力降低，鉚釘腿向兩側(cè)彎曲變形，展開程度也就更大。

隨著鉚接力的增大，下板凸起高度呈下降趨勢。這是由于隨著鉚接力的增大，鉚釘腿橫向擴展較大，致使其縱向刺入量減少。另外，鉚接力的增加導致下層鋼板受到的擠壓力變大，下層凸起被擠壓變薄。

鉚接力對A6061/Q235 SPR接頭中鉚釘腿展開度及底角余量的影響如圖4所示?？梢钥闯?，隨著鉚接力的增大，鉚釘腿展開度呈上升趨勢。與鉚釘喇叭口直徑相比，鉚釘腿展開度是一個相對量，表示鉚釘腿向外展開的量，其增大有利于鎖扣的形成。鉚釘腿張開度越大，鉚接效果越好，接頭強度越高;鉚釘張開度越小，鉚接效果越差，接頭強度越低，甚至會造成鉚釘脫落、接頭失效。

底角余量則隨著鉚接力增大呈下降趨勢。這是由于隨著鉚接力的增加，下層鋼板受到的擠壓力變大，被擠壓變薄。底角余量影響著鉚接接頭強度和密封性。如果底角余量過小，將會導致鉚釘腿尖端穿透下板而影響接頭耐蝕性和密封性。

鉚接力對A6061/Q235 SPR接頭的切入量和底部厚度的影響如圖5所示。隨著鉚接力的增大，切入量也逐漸增大。如前所述，切入量是在下板內(nèi)鉚釘腿和上板向外擴展量的差，所以切入量和鉚釘展開度相似，鉚接力對它的影響原因也與鉚釘喇叭口直徑相似。但是，由于在鉚釘腿和下板之間存有上板鋁合金，所以上板性能也對切入量存在影響。若上板材質(zhì)硬度較大，將阻止鉚釘腿尖端向外的擴展。因此，在鉚釘和下板材質(zhì)相同的條件下，較軟的上板材質(zhì)有利于其切入量的加大。

在16～24 kN鉚接力范圍內(nèi)，SPR接頭底部厚度變化較小;當鉚接力大于24 kN，底部厚度隨鉚接力的增大突然下降。這是因為底部厚度所處位置是鉚釘腿部和凹模內(nèi)凸起之間。在鉚接過程中，該處在鉚接力作用下發(fā)生塑性變形。由于下板的鋼板具有一定的剛度，所以在鉚接力較小時較難發(fā)生塑性變形而減薄;當鉚接力較大時則發(fā)生塑性變形，其厚度隨鉚接力的增大而減小。

鉚接力對A6061/Q235 SPR接頭抗剪載荷的影響如圖6所示。隨著鉚接力的增加，A6061/Q235 SPR接頭抗剪載荷呈先增大后緩降的變化趨勢。在16～24 kN鉚接力范圍內(nèi)，A6061/Q235 SPR接頭的拉剪載荷隨鉚接力的增加而增大;當鉚接力大于24 kN時，A6061/Q235 SPR接頭抗剪載荷則隨鉚接力的增大而呈緩降趨勢;當鉚接力為24 kN時，A6061/Q235 SPR接頭的抗剪載荷達到最大值，約為5.88 kN。這是因為鉚接力較小時，鉚釘未完全刺入母材，鉚釘展開度P和切入量M過小，接頭機械自鎖性能不佳，導致接頭抗剪載荷偏小;隨著鉚接力的增加，鉚釘腿的展開度和切入量變大，機械自鎖性能變好，接頭抗剪載荷則隨之增大。當鉚接力增加到一定程度后，雖然釘腿展開度和切入量很大，但是接頭母材底角余量N以及底部厚度K變小，鉚釘周圍母材變薄，導致接頭抗剪力降低。

3 結(jié)論

（1）隨著鉚接力的增大，鋁合金與鋼自沖鉚接頭喇叭口展開直徑增大，下板凸起高度則呈下降趨勢。

（2）隨著鉚接力的增大，鋁合金與鋼自沖鉚接頭的鉚釘腿展開度增大，底角余量則減小。

（3）在16～24 kN鉚接力范圍內(nèi)，鋁合金與鋼自沖鉚接頭的底部厚度變化較小，當鉚接力大于24 kN時，底部厚度隨鉚接力的增大突然下降;而接頭的切入量則隨鉚接力的增大而增大。

（4）隨著鉚接力的增大，鋁合金與鋼自沖鉚接頭的抗剪載荷呈先增大后下降的變化趨勢，鉚接力為24 kN時接頭抗剪載荷達到最大，約為5.88 kN。

參考文獻：

[1] 石紅信，陳艷平，邱然鋒，等. 鋁合金與鋼的異種材料點連接研究現(xiàn)狀[J]. 電焊機，2014，44（8）：131-135.

[2] Ogura Tomo，Umeshita Hidetaka，Saito Yuichi，et al. Cha-racteristics and estimation of interfacial microstructure withadditional elements in dissimilar metal joint of aluminumalloys to steel[J]. Quarterly Journal of the Japan WeldingSociety，2009，27（2）：174-178.

[3] Yilmaz M，Col M，Acet M. Interface properties of alumin-um/steel friction-welded components[J]. Materials Chara-cterization，2003（49）：421-429.

[4] Taban Emel，Gould Jerry E，Lippold John C. Dissimilar fr- iction welding of 6061-T6 aluminum and AISI 1018 steel[J]. Materials & Design，2010（31）：2305-2311.

[5] Hokamotoa Kazuyuki，Nakata Kazuhiro，Mori Akihisa，et al.Dissimilar material welding of rapidly solidified foil andstainless steel plate using underwater explosive welding te-chnique[J]. Journal of Alloys and Compounds，2009（472）：507-511.

[6] Lee W B，Schmuecker M，Mercardo U A，et al. Interfacereaction in steel-aluminum joints made by friction stir we-lding [J]. Scripta Materialia，2006（55）：355-358.

[7] Aizawa T，Kashani M，Okagawa K. Application of magnetipulse welding for aluminum alloys and SPCC steel sheetjoints[J]. Welding Journal，2007，86（5）：119-124.

[8] 石紅信，寇江昆，孫淑娟，等. 基于銅鍍層的低碳鋼/鋁合金電阻點焊接頭性能[J]. 電焊機，2014，44（10）：20-24.

[9] 潘慶軍，崔立虎，邱然鋒，等. 基于非對稱電極的鋁合金/鋼電阻點焊[J]. 電焊機，2016，46（5）：9-12.

[10] 潘慶軍，李麗春，邱然鋒，等. 鎂合金自沖鉚連接技術(shù)研究現(xiàn)狀[J]. 電焊機，2016，46（5）：27-30.

[11] Abe Y，Kato T，Mori K. Joinability of aluminium alloy andmild steel sheets by self piercing rivet[J]. Journal of Mat-erials Processing Technology，2006（177）：417-421.

[12] Sun Xin，Stephens Elizabeth V，Khaleel Moe A. Fatiguebehaviors of self-piercing rivets joining similar and dissi-milar sheet metals[J]. International Journal of Fatigue，2007（29）：370-386.