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. 奇瑞汽車股份有限公司汽車工程技術(shù)研發(fā)總院，安徽 蕪湖 241007）

我國新能源車產(chǎn)量約占全世界的1/2[1]。 車身減重，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，車用結(jié)構(gòu)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(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/鋼車身連接。 其中自沖鉚接工藝是近些年發(fā)展起來的一種不需要預(yù)鉆孔連接板料的高速機(jī)械緊固法。 該方法具有對環(huán)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(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。

近年來很多專家學(xué)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(zhì)量的影響，發(fā)現(xiàn)涂層的存在會影響接頭質(zhì)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(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]研究了低速沖擊對AA6061 鋁合金和DP590 鋼SPR 接頭性能的影響，發(fā)現(xiàn)低速沖擊可以降低SPR接頭的疲勞壽命。 Deng 等[13]開發(fā)了一種熱輔助SPR工藝來改善AA6061-T6/DP980 接頭性能， 發(fā)現(xiàn)適當(dāng)?shù)募訜峥梢垣@得無裂紋的接頭。 Zhang 等[14]對鋁/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JSC780 /AA5052 進(jìn)行了SPR 連接，通過鹽霧試驗(yàn)測定了其腐蝕行為和接頭強(qiáng)度。Jia 等[16]對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]通過對不同參數(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AA6061-T6 和雙相鋼DP590 進(jìn)行SPR 連接， 通過正交試驗(yàn)方法研究了鉚接參數(shù)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(diǎn)，揭示了鉚接參數(shù)對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DP590 鋼板與AA6011 鋁合金板SPR 接頭的影響，認(rèn)為結(jié)構(gòu)膠對接頭力學(xué)性能會產(chǎn)生影響，而對失效模式?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

通過使用Deform-2D 有限元軟件模擬SPR 塑性成形的工藝過程。 通過數(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)約時間，降低成本。 通過后處理來驗(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)測接頭失效大致位置及失效形式。 因?yàn)槟Ｐ脱刂宇^中心線對稱， 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)動力定義給沖頭，完成動力設(shè)置；模具與工件的溫度都設(shè)置為20 ℃環(huán)境溫度； 接觸面自動定義主從接觸關(guān)系；自動定義網(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 鉚接成形過程

由圖2 自沖鉚接過程可以發(fā)現(xiàn)，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(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?，在自沖鉚接過程完成之后，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(nèi)側(cè)擠壓，同時外側(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)生在兩個區(qū)域。 第1 個區(qū)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(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 個區(qū)域位于上板部分材料被鉚釘切下來后包裹在型腔內(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。材料性能見表1，表中數(shù)據(jù)由材料生產(chǎn)廠家測量并提供。

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(qū)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(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程中會產(chǎn)生剪應(yīng)力。 夾持試樣時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)果對比分析

下板內(nèi)鎖長度L，鉚釘腳張開直徑D，殘余底厚W 是評價(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比，對比結(jié)果見表2。 可見SPR 試驗(yàn)接頭和數(shù)值模擬接頭的下板內(nèi)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(shù)據(jù)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(yàn)接頭和數(shù)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(yàn)所得數(shù)據(jù)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(yàn)數(shù)據(jù)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(shí)際鉚接過程中， 上板料受到鉚釘下行力的作用發(fā)生拉伸下壓變形， 板料變形過渡均勻，見圖9 實(shí)線方框中所示；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， 見圖9 虛線方框中所示。 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處上拱， 使板料拉伸變薄。 由圖9 圓圈中可見， 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無缺陷性、模擬過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， 甚至測量時存在的誤差等因素影響， 試驗(yàn)過程與有限元數(shù)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(nèi)部完全被材料充滿；鉚釘脛在下板料中向四周均勻順滑擴(kuò)展開，沒有裂紋和彎曲；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)值之間的相對誤差均在13%以內(nèi)，滿足工程設(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，分別對鉚接試樣進(jìn)行靜拉伸和疲勞性能試驗(yàn)來測量接頭的力學(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，見圖8 所示。 制備3 組鉚接試樣，對其分別進(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(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(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)過程中因彎矩帶來的影響， 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， 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(jìn)行疲勞試驗(yàn)。 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(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)過程中出現(xiàn)疲勞裂紋或疲勞循環(huán)次數(shù)超過200萬次時作為疲勞試驗(yàn)的終止條件。 采用Hitachi-SU8010 掃描電子顯微鏡對疲勞斷口形貌進(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)過高周疲勞試驗(yàn)， 獲得的疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)見表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；在2.3 kN 的載荷下，疲勞循環(huán)達(dá)到了106數(shù)量級，并且在該水平下，有一個試樣超過了200 萬次循環(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 曲線擬合法[27],得出接頭的F-N 疲勞曲線方程

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，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(xiàn)-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(xiàn)-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(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Fig.12 F-N curve

3.2.3 疲勞失效模式

試樣在經(jīng)過疲勞加載后，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)生陽極氧化。 同時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）可見明顯的磨損痕跡，表明在該位置處發(fā)生了微動磨損，對方框區(qū)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(jīng)脫落的磨屑（實(shí)線箭頭所指）和即將脫落的磨屑（虛線箭頭所指）。同時在擴(kuò)展區(qū)圖15（c）中也可觀察到大量顯微裂紋，對方框區(qū)域放大見圖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，同時對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） 通過數(shù)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(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） 通過半空心自沖鉚接試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果對比， 下板內(nèi)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(zhì)無缺陷化等設(shè)置有關(guān)。總體數(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)生與微動磨損、腐蝕和拉應(yīng)力等有關(guān)。