王鵬 夏廣明 張義和 張林陽 莊華曄

（1.中國第一汽車股份有限公司材料與輕量化研究院，長春 130011）

1 前言

在全球節(jié)能減排的發(fā)展趨勢下，車身輕量化進程不斷深入，鋁鎂合金等輕質(zhì)材料的應(yīng)用比例不斷提高。以往汽車鋼制覆蓋件的連接方式選擇電阻點焊或者激光焊接，切換至鋁合金覆蓋件方案后，由于鋁合金材料焊接熱輸入量大、焊接變形嚴重、薄板易焊穿的缺點，無法采用一般的點焊或激光焊接技術(shù)進行連接。因此，一般采用機械連接代替焊接，而自沖鉚接則是在鋁覆蓋件制造過程中應(yīng)用最為廣泛的連接技術(shù)之一。

為了克服點焊在輕型材料連接上的困難，自沖鉚接為汽車輕型材料的連接開辟了新途徑。自沖鉚接工藝工序簡單，可實現(xiàn)沖、鉚一次完成，連接過程不破壞板材鍍層，且連接強度高，能夠滿足汽車連接件自動化生產(chǎn)的需求，相關(guān)理論工藝研究也比較廣泛[1-4]。

為了支撐自沖鉚接技術(shù)在鋁覆蓋件產(chǎn)品開發(fā)過程中更好地應(yīng)用，在保證連接接頭質(zhì)量的同時，掌握各工藝參數(shù)對自沖鉚接接頭性能的影響規(guī)律和自沖鉚接接頭的失效形式規(guī)律，對于獲得最優(yōu)的自沖鉚接接頭性能，同時更好地預(yù)測整車碰撞CAE分析中接頭的失效模式都是十分必要的。

因此，本研究以鋁合金板材6A16和6451為研究對象，圍繞自沖鉚接接頭的鉚接質(zhì)量、鉚接性能和失效模式，結(jié)合鉚接方向、鉚釘長度、鉚釘直徑、下板厚度、烘烤硬化等多個影響因素與最典型的拉剪工況，開展影響規(guī)律的研究。

2 試驗

2.1 試驗設(shè)備

a.剖面質(zhì)量觀察采用OLYMPUS SZX12低倍顯微鏡；

b.靜態(tài)拉伸試驗采用CMT5205型電子萬能試驗機。

2.2 試驗樣品

試驗基材選用鋁板6A16-T4P（1.2 mm），用于模擬覆蓋件內(nèi)板用材，選用鋁板6451-T4P（1.2 mm、1.7 mm、2.5 mm），用于模擬覆蓋件不同厚度的加強板用材，2種鋁板的材料基礎(chǔ)拉伸性能如表1所示。

表1 鋁板材料基礎(chǔ)拉伸性能

本設(shè)計的連接試件為搭接試件，用于模擬連接點最典型的剪切工況，試件形狀尺寸如圖1所示，用于靜態(tài)拉伸試驗和疲勞強度試驗。

圖1 搭接試件形狀和尺寸

全面考慮板材厚度、鉚接順序、鉚釘長度、鉚釘直徑和烘烤硬化影響因素，開展正交試驗設(shè)計，形成9個試驗組合，詳如表2所示，試驗組1、3、5用于對比下板厚度的影響，試驗組3和7用于對比鉚接順序的影響，試驗組1和2用于對比鉚釘直徑的影響，試驗組6、7、8用于對比鉚釘長度的影響，試驗組3、4用于對比烘烤硬化的影響，烘烤硬化即指鋁覆蓋件經(jīng)過電泳涂裝后鋁板材料屈服強度會大幅上升的情況，模擬烘烤硬化的試驗參數(shù)為185℃+20 min。

表2 正交試驗方案

2.3 試驗方法

剖面質(zhì)量觀察試驗，將鉚接試驗件沿子午面剖開，對其進行顯微觀察與特征量觀察，特征量主要為鎖切量和剩余底厚。靜態(tài)拉伸試驗拉伸速率采用1 mm/min。

3 結(jié)果與分析

3.1 試驗結(jié)果

3.1.1 剖面觀察結(jié)果

指定試驗組的剖面觀察照片如圖2所示，并對鎖切量和剩余底厚進行測量、標注與匯總，如表3所示。由于試驗組3和4采用相同的鉚接條件，故剖面結(jié)果完全一致，因此圖2中試驗組3、4的剖面為同一照片。

圖2 各試驗組剖面觀察照片

3.1.2 靜態(tài)拉伸試驗結(jié)果

對各試驗組的搭接試件進行靜態(tài)拉伸，并獲取鉚點失效時的最大載荷，結(jié)果如表3所示。

表3 靜態(tài)拉伸最大載荷

3.2 鎖切量的影響

結(jié)合鉚點剖面觀察，引入2個評價剖面質(zhì)量的關(guān)鍵因素，即鎖切量和剩余底厚。

a.鎖切量。鉚釘壓入底層板后，鉚釘尖端與鉚釘切入底層板的切入點之間的最小水平距離稱為鎖切量。一般要求鋁板自沖鉚接的鎖切量應(yīng)大于0.4 mm。鎖切量代表自沖鉚接接頭的自鎖程度，鎖切量越大代表釘腿切入更深，自鎖程度更高，鉚接強度也相應(yīng)提高。

b.剩余底厚。鉚釘壓入底層板后，底層板未被穿透部分最薄處的板厚。一般要求剩余底厚大于0.15 mm。剩余底厚是鉚接接頭強度和密封效果的評價參數(shù)，如果數(shù)值過小說明下層板強度不足，可能出現(xiàn)裂紋，使得密封性變差，導(dǎo)致接頭更易受到空氣、水以及其它化學(xué)物質(zhì)的腐蝕，并最終導(dǎo)致接頭失效。

結(jié)合以上2個評價要素，僅試驗組2鉚釘直徑為3.3 mm，所以鎖切量較小，其余最優(yōu)鉚接工藝下獲得的各試驗組鉚接接頭均滿足剖面質(zhì)量要求。

將各試驗組剖面測量得到的鎖切量與接頭拉剪試驗的最大載荷進行關(guān)系比對，比對結(jié)果如圖3所示。

圖3 鎖切量與失效載荷關(guān)系比對

通過圖3比對分析可以看出，鉚接接頭鎖切量與剪切強度的變化趨勢基本相同，一定程度上證明鎖切量與剪切強度之間的正相關(guān)性，這說明鎖切量的大小直接影響了鉚接接頭的力學(xué)性能，因此采用鎖切量來評價鉚接接頭的鉚接質(zhì)量是十分必要的，同時也為本文后續(xù)解釋其他因素對失效載荷的影響分析時提供了基礎(chǔ)論據(jù)。

3.3 下板厚度的影響

提取試驗組1、3、5拉剪工況下的載荷-位移曲線用于對比分析固定上板厚度時，不同的下板厚度對鉚接接頭的影響，如圖4所示。

圖4 相關(guān)試驗組載荷-位移

由圖4可以看出，當上板厚度固定為1.2 mm時，當下板厚度由1.2 mm增加至1.7 mm，鉚接點的失效載荷明顯上升，但當下板厚度繼續(xù)增加至2.5 mm時，失效載荷或略微下降，這種現(xiàn)象與鎖切量的大小有直接關(guān)系。下板厚度為1.7 mm的試件，相比1.2 mm的試件，由于下板較厚，釘腿可切入空間更大，鎖切量增大，自鎖程度增大，因此失效載荷相應(yīng)提高。但在鉚釘長度同為5.5 mm的情況，下板厚度由1.7 mm增加至2.5 mm時，通過剖面圖2和表3可以看出，鎖切量并沒有增加，反而減少，相應(yīng)的失效載荷也略微下降。這說明，相同上板厚度和鉚釘長度時，下板的厚度并不是厚度越厚，失效載荷越大，要重點關(guān)注鎖切量的大小，找到合適的下板厚度。

3.4 鉚接方向的影響

提取試驗組3和7拉剪工況下的載荷-位移曲線用于對比分析不同的鉚接方向?qū)︺T接接頭的影響，如圖5所示，其中試驗組3的鉚接方向是自1.2 mm上板向1.7 mm下板鉚接，試驗組7的鉚接方向是自1.7 mm上板向1.2 mm下板鉚接。

圖5 相關(guān)試驗組載荷-位移曲線

由圖5可以看出，對于相同的兩組鋁板，當選擇較薄的1.2 mm鋁板作為上板，自沖鉚釘穿透上板，繼而向下鉚入較厚的1.7 mm鋁板時（以上簡稱薄鉚厚），其失效載荷明顯大于1.7 mm上板向1.2 mm下板進行鉚接的“厚鉚薄”組合。通過剖面圖2和表3可以看出，“薄鉚厚”的鎖切量大于“厚鉚薄”，這主要是由于“薄鉚厚”組合更厚的下板，為自沖鉚釘張開后的鎖入提供了更大的空間。因此，對于厚度不同的2種鋁板，建議鉚接方向由薄板向厚板鉚接。實際生產(chǎn)中，鋁覆蓋件的自沖鉚接方向即從較薄的內(nèi)板向較厚的加強板鉚接，表面上是為了保持美觀，將突出的釘腿隱蔽在覆蓋件的腔體中，更主要的就是因為“薄鉚厚”的鉚接方向能夠讓鉚接點獲得更大的失效載荷。

3.5 鉚釘直徑的影響

提取試驗組1和2拉剪工況下的載荷-位移曲線用于對比分析不同的鉚接直徑對鉚接接頭的影響，如圖6所示。

圖6 相關(guān)試驗組載荷-位移

由圖6可以看出，對于相同厚度的鋁板組合，采用相同的鉚釘長度和鉚接方向時，采用5.3 mm直徑鉚釘?shù)你T點的失效載荷明顯大于3.3 mm直徑的，這也是由于5.3mm直徑鉚釘在鉚入后的鎖切量較3.3 mm直徑的要大很多。因此，在保證鉚點剖面質(zhì)量的前提下，鉚釘選型時應(yīng)盡量選擇更大直徑的鉚釘，以獲得更大的失效載荷。

3.6 鉚釘長度的影響

提取試驗組6、7和8拉剪工況下的載荷-位移曲線用于對比分析不同的鉚接長度對鉚接接頭的影響，如圖7所示。

由圖7可以看出，鉚釘長度與鉚接強度并不呈線性關(guān)系，其中5.5 mm長的鉚釘鉚接強度最高，本質(zhì)上仍是由于其鎖切量更大，因而失效載荷對應(yīng)更大。5 mm的鉚釘刺入過短，鎖緊程度不夠，6 mm鉚釘刺入過深，底部厚度不夠，同時限制了其向左右進一步的鎖入，失效載荷同樣不足。因此，鉚釘長度需要通過鎖切量進行合理選擇，而不是一味地選擇最長的鉚釘。

圖7 相關(guān)試驗組載荷-位移曲線

3.7 烘烤硬化的影響

6XXX系鋁板具有烘烤硬化的特性，在電泳涂裝時，經(jīng)過一定溫度和時間的烘烤，鋁板的屈服強度會大幅提升。為明確烘烤前后，隨著鋁板性能的變化，是否對鉚點性能有影響，故提取試驗組3和4拉剪工況下的載荷-位移曲線用于對比分析烘烤硬化對鉚接接頭的影響，如圖8所示，可以看出，對于同樣的鉚接組合，經(jīng)過烘烤和未經(jīng)過烘烤的失效載荷相當，這說明，實際涂裝時的烘烤不會對鉚接的連接性能產(chǎn)生較大影響。

圖8 相關(guān)試驗組載荷-位移

3.8 失效模式分析

在本研究采用的拉剪工況下，各試驗組的自沖鉚接頭實際出現(xiàn)有3種失效模式。

a.失效模式1。鉚釘腿拉出，即鉚釘腿與下板分離并撕裂下板與鉚釘腿相接觸的材料，致使鉚釘與下板之間的機械內(nèi)鎖被破壞，導(dǎo)致失效，如圖9a所示。

b.失效模式2。鉚釘腿拉出+上板撕裂，即在出現(xiàn)失效形式1的同時，鉚釘頭部雖未與上板脫離，但造成了上板一定程度的撕裂，如圖9b所示。

c.失效模式3。釘頭拉出，即釘頭部與上板分離并撕裂上板與鉚釘頭部接觸的材料，致使鉚釘頭部從上板脫出，而機械內(nèi)鎖結(jié)構(gòu)未發(fā)生破壞，如圖9c所示。

圖9 三種失效形式照片

對本研究各試驗組拉剪試驗后的失效模式進行統(tǒng)計，結(jié)果如表4所示。

表4 各試驗組失效模式統(tǒng)計

通常文獻中常見的失效模式均為失效模式1，而失效模式2和3幾乎沒有。但通過實際的失效模式統(tǒng)計可以看出，失效模式1、2和3均有出現(xiàn)，且多次重復(fù)。

將失效模式與試驗組上/下板厚度結(jié)合分析，可以得出如下結(jié)論。

a.上板為薄板，下板為厚板時，失效模式均為釘頭拉出；

b.當上板和下板等厚時，失效模式為釘腿拉出+上板撕裂；

c.當上板為厚板，下板為薄板時，失效模式均為釘腿拉出。

關(guān)于失效原因的分析，首先，失效均發(fā)生于鉚接圓孔處是因為該處應(yīng)力集中效應(yīng)最為明顯。其次，上、下板厚度不相同時，失效均發(fā)生于厚度較薄的鋁板與鉚接圓孔連接處，失效前甚至會出現(xiàn)薄板撕裂的情況，這是由于薄板為1.2 mm 板，其剛度和強度略弱于1.7 mm、2.5 mm 的厚板，從而薄板與鉚釘接觸部位成為了薄弱環(huán)節(jié)，造成鉚接接頭在拉剪過程中失效。這說明，不同于同種材料的鉚接，對于本文中2 種存在強度差別或明顯厚度差別的異種鋁合金板材鉚接形式，薄板與厚板間的強度和厚度的差異對失效形式起了決定性作用，而鉚接接頭內(nèi)部的自鎖結(jié)構(gòu)對失效形式的影響相對較弱，其僅對失效時的最大失效載荷有影響。

而當上、下板厚度相同時，失效均發(fā)生于下板與鉚接圓孔連接處，在釘腿拉出的同時，也伴隨著上板撕裂，這種失效模式介于釘頭拉出和釘腿拉出之間。這說明相同板厚時，由于剛度和強度相當，既有可能是釘頭拉出，也有可能是釘腿拉出，此時鎖切量對失效模式的影響相對提升，所以按照常見失效模式，表現(xiàn)出釘腿與下板分離的失效模式。

4 結(jié)論

以基材為6A16 和6451 鋁板的自沖鉚接接頭為研究對象，全面考慮板材厚度、鉚接順序、鉚釘長度、鉚釘直徑和烘烤硬化等影響因素，設(shè)計正交試驗，并獲得拉剪工況下的失效載荷和失效模式。經(jīng)分析得出以下結(jié)論。

a.對于鉚接接頭失效載荷，鎖切量的大小起到?jīng)Q定性作用，鎖切量越大，失效載荷越大，鎖切量一定時，失效載荷并不會隨著下板厚度增加或鉚釘長度的增加而變大；薄板向厚板鉚接可以獲得更大的失效載荷；在保證鉚點剖面質(zhì)量的前提下，可選擇較大直徑的鉚釘，以獲得更大的失效載荷；烘烤硬化對鉚點的失效載荷無影響；

b.對于鉚接接頭失效模式，2 種存在明顯厚度差別的異種鋁板鉚接，失效均發(fā)生于薄板一側(cè)，自鎖結(jié)構(gòu)的影響相對較弱，薄板與厚板間的強度和厚度差異對失效形式起了決定性作用。