铝合金AA5182-O自冲摩擦铆焊与自冲铆接工艺比较研究

马运五; 山河; 牛嗣哲; 李永兵; 林忠钦; Ninshu Ma

doi:10.1016/j.eng.2020.06.015

工程（英文） ›› 2021, Vol. 7 ›› Issue (12) : 1741 -1750. DOI: 10.1016/j.eng.2020.06.015

铝合金AA5182-O自冲摩擦铆焊与自冲铆接工艺比较研究

马运五 ^a^,^b^,^c ,
山河 ^a^,^b ,
牛嗣哲 ^a^,^b ,
李永兵 ^a^,^b^,^⁎ ,
林忠钦 ^a^,^b ,
Ninshu Ma ^c

作者信息 +

A Comparative Study of Friction Self-Piercing Riveting and Self-Piercing Riveting of Aluminum Alloy AA5182-O

Yunwu Ma ^a^,^b^,^c ,
He Shan ^a^,^b ,
Sizhe Niu ^a^,^b ,
Yongbing Li ^a^,^b^,^⁎ ,
Zhongqin Lin ^a^,^b ,
Ninshu Ma ^c

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摘要

本文分别采用自冲铆接（SPR）和自冲摩擦铆焊（F-SPR）工艺连接铝合金AA5182-O。从接头宏观形貌、铆接力、显微硬度分布、准静态力学性能和疲劳性能等方面对两个工艺进行了系统比较。研究结果表明，FSPR工艺不仅在铆钉与板材之间形成了机械互锁，而且还实现了固相连接；而SPR工艺仅实现了机械互
锁。F-SPR 工艺在摩擦热软化的作用下，获得相同机械互锁所需的铆接力比SPR工艺降低了63%。随着F-SPR 模式转换深度的降低，铆钉周围铝合金加工硬化程度增加。当模式转换深度小于3.0 mm时，FSPR接头比SPR接头具有更高的铝合金硬度。F-SPR 接头中的固相连接和较高的铝合金硬度有效提升了接头的刚度和抗剪切能力，从而使接头的准静态拉剪强度和疲劳寿命与SPR接头相比均有显著提升。

Abstract

In this paper, self-piercing riveting (SPR) and friction self-piercing riveting (F-SPR) processes were employed to join aluminum alloy AA5182-O sheets. Parallel studies were carried out to compare the two processes in terms of joint macrogeometry, tooling force, microhardness, quasi-static mechanical performance, and fatigue behavior. The results indicate that the F-SPR process formed both rivet-sheet interlocking and sheet-sheet solid-state bonding, whereas the SPR process only contained rivet-sheet interlocking. For the same rivet flaring, the F-SPR process required 63% less tooling force than the SPR process because of the softening effect of frictional heat and the lower rivet hardness of F-SPR. The decrease in the switch depth of the F-SPR resulted in more hardening of the aluminum alloy surrounding the rivet. The higher hardness of aluminum and formation of solid-state bonding enhanced the F-SPR joint stiffness under lap-shear loading, which contributed to the higher quasi-static lap-shear strength and longer fatigue life compared to those of the SPR joints.

关键词

自冲铆接 / 自冲摩擦铆焊 / 机械连接 / 准静态强度 / 疲劳

Key words

Self-piercing riveting / Friction self-piercing riveting / Mechanical joining / Quasi-static strength / Fatigue

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马运五,山河,牛嗣哲,李永兵,林忠钦,Ninshu Ma. 铝合金AA5182-O自冲摩擦铆焊与自冲铆接工艺比较研究[J]. 工程（英文）, 2021, 7(12): 1741-1750 DOI:10.1016/j.eng.2020.06.015

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1. 引言

在汽车制造领域，降低车身自重是减少燃油车尾气排放、提升电动汽车续航能力的重要手段。采用铝合金等轻质高强材料代替传统的钢材已经成为实现车身轻量化的重要手段。因此，汽车工业对铝合金连接的需求不断提升。

电阻点焊（RSW）是一种高可靠性、低成本的点连接技术，已经广泛应用于传统钢制车身装配。然而，铝合金电阻点焊面临诸多挑战。铝合金与钢相比，具有较高的热导率、电导率、比热容和潜热。因此，铝合金点焊需要更高的电阻加热效率[1]。其次，由于铝表面不均匀地分布着高电阻率氧化膜，电阻点焊过程中氧化膜在电极帽附近大量产热，加速了电极帽的磨损[2]。此外，对于可热处理强化铝合金，由于合金中的强化相在焊接过程中溶解，导致焊后铝合金强度严重降低，即所谓的热软化现象[3]。针对这些挑战，工业界和学者开发了采用多环圆顶（MRD）电极的RSW技术[4-5]，以及在电极帽和铝合金工件之间添加电极带的DeltaSpot RSW工艺[6]。这些改进的RSW技术已经能够成功解决铝合金表面氧化膜带来的问题，并较好地平衡点焊过程中的热分布。然而，热软化问题仍然无法解决。

目前，铝合金车身制造广泛采用无铆钉铆接（clinching）、自冲铆接（SPR）和流钻螺钉（FDS）等机械连接方法。SPR工艺因其具有较高的连接强度、较短的工艺周期，并且无热效应[7]，已经代替电阻点焊技术成为铝合金连接的的首选方法，尤其适用于车身中承重部件的连接。在过去二十年中，SPR工艺迎来了快速发展，学者针对铝合金SPR接头的形成过程和力学性能展开了大量研究。研究了铆钉和模具形貌对SPR接头物理属性的影响。Huang等[11]研究了AA5182-H11铝合金SPR接头的铆接变形行为，揭示了夹紧力、压边力、板材宽度和长度等因素对SPR接头局部变形的影响机制，并在此基础上进行了工艺优化。Zhao等[12]研究了工件厚度对SPR接头疲劳性能的影响。他们观察到随着工件厚度的不断增加，疲劳失效位置从上层工件逐渐转移到下层工件。He等[13]也观察到了随着SPR接头刚度增加疲劳失效位置转移的现象。Zhang等[14]指出SPR接头的疲劳失效与微动损伤相关，随着循环载荷的降低，疲劳失效位置从铆钉尖端和下层板之间的界面处变为上下层板之间的界面处。Li等[15]研究了铝合金表面状态对AA5754铝合金SPR接头强度的影响，发现采用打磨方式增加铝合金板材的表面粗糙度可以增大铆钉从下层板滑出的阻力，从而提升接头的拉剪强度。

SPR工艺已经成功应用于5xxx和6xxx系列铝合金。然而，由于SPR过程需要借助板材的大变形实现机械连接，在铆接铸铝、7xxx系列铝合金、镁合金等低延展性材料时会不可避免引发开裂问题，从而严重降低接头的承载能力。目前，通过激光加热[16]、电阻加热[17]、感应加热[18]等方法在SPR之前对被连接材料进行局部加热能够有效提高材料的成形性能，避免开裂的发生。然而，这些预加热方法均需要在工艺过程中引入额外的辅助加热装置，导致工艺成本和工艺周期的大幅增加。

Li等[19]针对低延展性轻合金铆接开裂问题发明了自冲摩擦铆焊（F-SPR）工艺。该工艺通过驱动半空心铆钉在进给的同时高速旋转产生摩擦热，软化低延展性材料，从而避免开裂。由于 F-SPR 工艺通过铆钉的旋转产生热量，不需要额外的加热工序和加热装置，与预加热SPR方法相比能够大幅缩短工艺周期。Liu等[20]采用F-SPR实现了低延展性材料镁合金AZ31B和铝合金AA7075-T6的无裂纹连接。Ma等[21]进一步提出了两段式F-SPR方法，即第一阶段使铆钉高速旋转并慢速进给产生热量，软化材料；第二阶段使铆钉停止旋转并快速进给，提升铆接力。这种两段式方法与最初的单段式F-SPR相比，接头拉剪强度提升了30%。此外，铆钉旋转引入的搅拌作用还能够在接头中形成固相连接，从而在机械连接的基础上，为接头提供额外的强化。Huang等[22-23]和Meng等[24]也提出了类似的机械-固相复合连接方法，用于实现铝-钢、金属-聚合物材料的连接。

迄今为止，所有针对F-SPR和传统SPR工艺的比较研究均聚焦低延展性材料。毫无疑问，F-SPR工艺解决了低延展性材料的铆接开裂问题，获得的接头强度与包含大量裂纹的传统SPR接头相比有大幅提升。然而，这样的比较并非公平。为了对两个工艺在接头无开裂的前提下进行全面而系统的比较，本文选择成形性能较好，且采用SPR工艺可以实现无开裂连接的铝合金AA5182-O为对象，分别从接头宏观形貌、铆接力、显微硬度、静态强度和疲劳性能等方面对SPR和F-SPR两个工艺进行比较。

2. 实验方法

2.1. 材料

被连接材料为商业化车用铝合金AA5182-O。上层板和下层板的厚度分别为1.5 mm和2.0 mm。表1列出了铝合金AA5182-O的力学性能。

表 1 铝合金AA5182-O的力学性能

Material	$D e n s i t y$ (kg·m^-3)	Young’s modulus (GPa)	Yield strength (MPa)	Ultimate tensile strength (MPa)	Elongation (%)
AA5182-O	2660	70.9	126	270	26.8

2.2. 工艺过程和工艺参数

如图1所示，SPR工艺中被连接板材放置于凹模上方，半空心铆钉通过冲压的方式刺穿上层板，并在下层板中扩张，最终与下层板形成机械互锁。对于5xxx系列铝合金等强度较低的材料，通常采用中心带有凸起的模具以获得更大的机械互锁量[25]。在伺服驱动的SPR工艺中，通过调节铆入初速度改变铆钉的初始动能，可以控制铆入深度。通常把铆接结束后铆钉头部与上层板平齐作为设定铆接力的目标[26]。

图1 SPR工艺示意图。（a）定位；（b）冲裁；（c）扩张；（d）复位。

F-SPR过程分为两个阶段。在第I阶段，铆钉通过高速旋转、慢速进给，产生摩擦热，软化被连接材料；在第II阶段，铆钉停止旋转，并快速进给使钉体张开变形，如图2所示[27]。因此，第I阶段和第II阶段又被称为摩擦软化阶段和停转镦铆阶段。由此可见，F-SPR工艺参数包含两个进给速率、一个转速以及阶段I和阶段II之间的模式转换深度。当固定两个进给速率和一个旋转速度时，采用较小的模式转换深度可以减少摩擦产热量，从而产生更大的铆接力以使铆钉变形。然而，转换深度的降低容易导致材料软化不足，引发材料开裂或铆钉镦粗等问题。相比之下，较大的转换深度对应更高的摩擦产热量，从而有助于材料软化，但代价是不利于铆钉撑开形成机械互锁。当转换深度为零时，F-SPR工艺仅包含停转镦铆阶段，即变成了传统的SPR过程。

在实际应用过程中，通常采用接头断面形貌观察的方法确定最优SPR铆钉和模具组合。本研究参考了汽车行业SPR评价指标[28]，优化确定了SPR铆钉和模具。采用的沉头铆钉硬度为483 HV、质量约为0.6 g，几何尺寸如图3（a）所示。模具深度为2.0 mm，直径为9.0 mm，如图4所示。通过试验确定了铆接初速度为220 mm·s^-1，整个工艺周期约为0.05 s。

图3 铆钉的照片和尺寸。（a）SPR；（b）F-SPR。单位为mm。

图4 SPR和F-SPR工艺采用的模具几何形貌。单位为mm。

图3（b）给出了F-SPR铆钉的几何形貌。该铆钉采用了特殊的头部结构设计，用以确保铆钉高速旋转的稳定性[29]。该铆钉头部包含6个用于传递扭矩的楔形凹槽和1个中心定位孔。图5中给出了F-SPR铆钉在不同截面上的形貌。除了铆钉头部设计，F-SPR铆钉与SPR铆钉的钉体结构与尺寸保持一致。F-SPR铆钉的硬度为255 HV，质量约为0.9 g（是SPR铆钉的1.5倍）。F-SPR工艺中采用的模具深度为1.7 mm，直径为9.0 mm。

图5 F-SPR铆钉的三维形貌和典型截面形貌。

本研究中F-SPR试验在特制设备上进行，该设备采用两个伺服电机，分别负责铆钉的进给和旋转运动。在所有的F-SPR试验中，采用相同的铆钉进给深度（

D_{p l u n g e}

）。阶段I的铆钉进给速率（

f_{1}

）和转速（

ω_{1}

）以及阶段II的铆钉进给速率（

f_{2}

）均保持恒定值，仅改变两个阶段之间的转换深度（

D_{s w i t c h}

）。表2列出了详细的工艺参数组合和工艺周期。可以看出，随着

D_{s w i t c h}

的增加，摩擦软化阶段的时间增长，因此工艺周期增加。当

D_{s w i t c h} = D_{p l u n g e}

时，整个工艺仅包含阶段II，如表2中的F-SPR_1所示。

表2 F-SPR 工艺参数和能量输入

Process number	Stage I		Stage II		$D_{s w i t c h}$ (mm)	$D_{p l u n g e}$ (mm)	Cycle time (s)	Energy input (kJ)
Process number	$f_{1}$ (mm·s^-1)	$ω_{1}$ (r·min^-1)	$f_{2}$ (mm·s^-1)	$ω_{2}$ (r·min^-1)	$D_{s w i t c h}$ (mm)	$D_{p l u n g e}$ (mm)	Cycle time (s)	Energy input (kJ)
F-SPR_1	2.0	3600	0	0	5.3	5.3	2.65	2.91
F-SPR_2	2.0	3600	11	0	4.0	5.3	2.12	1.88
F-SPR_3	2.0	3600	11	0	3.0	5.3	1.71	1.34
F-SPR_4	2.0	3600	11	0	2.0	5.3	1.30	0.85

F-SPR过程中的能量输入可以通过以下公式计算：

E = \int_{0}^{∆ t} F \times f d t + \int_{0}^{∆ t} M \times ω d t

（1）

式中，E是总能量输入；

f

是铆钉进给速率；F是铆接力；M为扭矩；t是时间；

ω

是转速；

∆ t

是工艺总时间。采用该公式计算得到的每个工艺参数组合下的总能量输入如表2所示。可见，总能量输入随着

D_{s w i t c h}

的增加而增加。

2.3. 接头截面观察和硬度测量

用于金相观测的SPR和F-SPR接头通过切割、镶嵌、打磨和抛光等步骤制备，并采用莱卡DM6M光学显微镜观测。接头中铝合金的硬度测量在Wilson VH1102 硬度测试仪上进行。硬度测量间距为0.2 mm、负载为 50 g、保压时间为 10 s。

2.4. 接头力学性能测试

SPR和F-SPR接头的准静态拉剪试验在SUNS UTM-5540X拉伸机上进行，所采用的拉伸速率为3.0 mm⋅min^-1。通过每个参数下的三个重复性试验计算接头的峰值力和能量吸收。疲劳试验在MTS伺服液压平台上进行。采用恒定幅值的正弦波进行循环加载。测试频率为 20 Hz，最小载荷和最大载荷之间的比值R = 0.1。当接头中出现可见裂纹或循环次数达到200万次后停止测试。准静态拉剪和疲劳试验采用相同的试样尺寸，如图6 所示。测试过程中，夹持端均采用了与另一侧板材相同厚度的垫片，以避免试样发生弯曲。

图6 拉剪和疲劳测试的试样尺寸。单位为mm。

3. 结果与讨论

3.1. 接头宏观形貌和铆接力

图7为SPR接头截面宏观形貌，接头中铆钉体成功穿透了上层铝板，并在下层铝板中张开形成了良好的机械互锁。上层板被铆钉切断后形成的截留铝合金与下层板之间的界面清晰可见。SPR 接头的铆钉机械互锁量为6.24 mm。

图7 SPR接头截面形貌。

图8所示为4个不同模式转换深度（

D_{s w i t c h}

）对应的F-SPR接头截面形貌，不同参数下的接头形貌差异较大。当

D_{s w i t c h}

= 5.3 mm时，铆钉尖端附近出现了较大空腔缺陷，接头底部形成了尖锐凹槽。此外，铆钉帽附近出现了明显的毛刺，如图8（a）所示。铆钉尖端的空隙随着

D_{s w i t c h}

的降低而减小，在

D_{s w i t c h}

= 2.0 mm（F-SPR_4）时，空腔间隙完全消失，如图8（d）所示。当

D_{s w i t c h}

< 4.0 mm时，铆钉尖端的尖锐凹槽和铆钉帽附近的毛刺也完全消失，如图8（c）、（d）所示。此外，从F-SPR_1到F-SPR_4，机械互锁量也随着

D_{s w i t c h}

的增加而减少，如图9所示。

图8 不同模式转换深度对应的F-SPR接头截面形貌。（a） F-SPR_1 (

D s w i t c h

= 5.3 mm)；（b） F-SPR_2 (

D s w i t c h

= 4.0 mm)；（c）F-SPR_3 (

D s w i t c h

= 3.0 mm)；（d）F-SPR_4 (

D s w i t c h

= 2.0 mm)。

图9 SPR和F-SPR接头的机械互锁量对比。

F-SPR 接头宏观形貌随

D_{s w i t c h}

的变化规律可以解释如下。在

D_{s w i t c h} =

5.3 mm时，热输入最高，铆钉周围的铝合金充分软化，铆钉进给阻力最小。因此，铆钉尖端仅发生了轻微的张开变形，即机械互锁量最小，如图9所示。由于过度软化的铝合金具有较高的流动性，随着铆钉的进给，铝合金材料大量流至模具空腔，导致铆钉尖端附近出现空腔缺陷和接头底部形成尖锐凹槽，如图8（a）所示。随着

D_{s w i t c h}

的减少，摩擦产热量减小，铆钉的进给阻力增加，机械互锁量也随之增大，如图9所示。当

D_{s w i t c h}

减小至3.0 mm或2.0 mm时，摩擦产热量急剧减小，铆钉尖端附近的铝合金流动性变差。随着铆钉的张开变形，铝合金被逐渐挤压、弯曲并填充至模具空腔，从而消除了空隙和尖锐凹槽等缺陷。F-SPR_3（

D_{s w i t c h}

= 3.0 mm）和 F-SPR_4（

D_{s w i t c h}

= 2.0 mm）的接头中铆钉外侧明显弯曲的两层板界面证明了这一猜测，如图8（c）、（d）所示。

F- SPR_1（

D_{s w i t c h}

= 5.3 mm）和F-SPR_2（

D_{s w i t c h}

= 4.0 mm）接头中的毛刺由铆钉的旋转运动产生。在F-SPR工艺阶段I，铆钉尖端附近的铝合金被充分软化，流动性增强，从而在铆钉体的挤压作用下流向上层板表面，形成毛刺。然而，对于F-SPR_3（

D_{s w i t c h}

= 3.0 mm）和F-SPR_4（

D_{s w i t c h}

= 2.0 mm）接头，相对较低的热输入和板材的弯曲效果有效抑制了毛刺的形成。

值得注意的是，在所有的F-SPR接头中，铆钉外壁附近和铆钉体内部的铝板之间的界面均消失了，表明铝合金之间形成了固相连接，如图8所示。铆钉内腔截留铝合金和下层板之间固相连接区的面积并未随

D_{s w i t c h}

的改变而改变。但是，铆钉外侧固相连接区域的面积随着

D_{s w i t c h}

的减少而减少。

图10比较了SPR和F-SPR工艺的铆接峰值力。SPR工艺的铆接峰值力超过了40 kN。而F-SPR工艺的铆接峰值力均低于20 kN。从F-SPR_1到F-SPR_4，随着摩擦产热量的降低，铆接力也随之增加，导致机械互锁量增加。F-SPR_3（

D_{s w i t c h}

= 3.0 mm）接头与SPR接头相比具有近似的机械互锁量，但得益于F-SPR摩擦热的软化效果和较低的铆钉硬度，铆接力降低了63%，如图9 和图10中的红色虚线框所示。值得注意的是，SPR 和F-SPR 工艺对达到相同的机械互锁量有不同的铆钉硬度需求。SPR工艺中，铆钉受到工件的进给阻力较大，因此需要硬度更高的铆钉以避免镦粗失效。然而，F-SPR工艺在摩擦热软化作用下，铆钉的进给阻力大幅降低，因此需要更软的铆钉以获得所需的机械互锁量。F-SPR工艺较低的铆接力能够有效降低驱动头的磨损速率，工艺过程所需的铆接设备C形结构刚度和伺服电机的负载能力要求也相应降低，因此能够有效降低工艺成本，提升工艺可靠性。

图 10 SPR和F-SPR工艺的铆接峰值力比较。

3.2. 硬度分布

SPR过程没有热输入，铆钉附近的材料仅受到加工硬化的作用。而在F-SPR过程中，工件材料同时受加工硬化和热软化的影响，使得材料的硬度变化更加复杂。图11比较了两类接头的显微硬度分布。

图11 SPR和F-PSR接头的显微硬度分布。（a）SPR；（b）F-SPR_1 (

D s w i t c h

= 5.3 mm)；（c） F-SPR_2 (

D s w i t c h

= 4.0 mm)；（d）F-SPR_3 (

D s w i t c h

= 3.0 mm)；（e）F-SPR_4 (

D s w i t c h

= 2.0 mm)。BM：母材。

铝合金AA5182-O母材的硬度为79 HV。如图11（a）所示，SPR接头铆钉周围和接头底部的铝合金材料，在较大塑性变形的作用下，硬化十分明显，最高硬度达到了136 HV。对于F-SPR接头，在

D_{s w i t c h}

= 5.3 mm（F-SPR_1）时，如图11（b）所示，靠近铆钉尖端下方的铝合金硬度略有增加，最高值为98 HV。这是因为工艺过程中材料的加工硬化被热软化部分抵消。随着

D_{s w i t c h}

的减少，热软化程度减弱。此外，在F-SPR的第II阶段，铆钉的高速率进给增加了工件材料的加工硬化程度。因此，铝板的整体硬度随着

D_{s w i t c h}

的降低而增加，如图11（c）~（e）所示。因此，F-SPR工艺中采用小的

D_{s w i t c h}

有利于缓解热软化的负面影响。

3.3. 准静态力学性能

图12比较了SPR和F-SPR接头的拉剪峰值力和能量吸收。F-SPR接头在

D_{s w i t c h}

= 5.3 mm时，由于铆钉撑开量最小，因此具有最低的强度和能量吸收。对于其他F-SPR接头，其强度和能量吸收均高于SPR接头。F-SPR_3的接头与SPR接头的机械互锁量近似，而拉剪峰值力和能量吸收分别提高了25.1%和43.5%。

图12 SPR和F-SPR接头的拉剪峰值力和能量吸收。

图13比较了SPR 和 F-SPR接头的拉剪力-位移曲线。SPR接头和F-SPR_1接头表现为铆钉拉出失效模式，强度较低，如图14（a）所示。其余接头均为下层板撕裂失效，强度较高，如图14（b）所示。在拉剪力-位移曲线的初始阶段，F-SPR_2、F-SPR_3、F-SPR_4比F-SPR_1和SPR接头具有更高的刚性。与SPR接头相比，F-SPR接头的强度和刚度的提升得益于铆钉撑开量的增加、铆钉帽周围铝合金硬度的提升，以及接头中的固相连接。上层板撕裂失效表明铆钉和板材之间的机械连接已经足以承受拉剪力，从而使铆钉帽周围的上层板变为接头中最薄弱区域。上层板撕裂失效模式也意味着接头性能达到了该板材匹配接头强度的极限。

图13 SPR和F-SPR接头的拉剪力-位移曲线。

图14 SPR和F-SPR接头的拉剪失效模式。（a）SPR接头铆钉拉出失效模式；（b）F-SPR_3 (

D s w i t c h

= 3.0 mm)接头的上层板失效。

3.4. 疲劳性能

通过前面的研究发现，F-SPR_3与SPR接头具有近似的铆钉撑开量以及铝合金硬度。因此，选择F-SPR_3接头与SPR接头进行疲劳性能比较。表3给出了两类接头的疲劳寿命，载荷幅值与循环次数。S-N曲线如图15所示。

表3 SPR和F-SPR接头的疲劳测试结果

Joint type	Load amplitude,S (kN)	Number of cycles to failure, N	Failure location
SPR	3.0	60 552	Upper sheet
		61 935	Upper sheet
		70 770	Upper sheet
	2.5	253 863	Upper sheet
		217 210	Upper sheet
		280 277	Upper sheet
	2.0	1 687 284	Upper sheet
		2 000 000	No failure
		2 000 000	No failure
F-SPR	3.2	182 866	Upper sheet
		143 546	Upper sheet
		216 772	Upper sheet
	2.7	384 535	Lower sheet
		365 506	Lower sheet
		335 741	Lower sheet
	2.2	2 000 000	No failure
		2 000 000	No failure
		2 000 000	No failure

图15 SPR和F-SPR接头的S-N 曲线，其中黑色箭头表示疲劳循环次数达到200万次而未发生失效。

从S-N 曲线可以看出，F-SPR接头对应10⁵和10⁶疲劳寿命的载荷幅值分别为3.34 kN和2.45 kN，SPR接头对应10⁵和10⁶疲劳寿命的载荷幅值分别提升了18.4%和14.5%。对于两类接头，随着载荷幅值的降低，疲劳寿命均增加。然而，在相同载荷幅值下，F-SPR接头的疲劳寿命均高于SPR接头。疲劳失效模式如图16所示，失效模式总结于表3中。可以看出，高载荷幅值（3.0 kN）和低载荷幅值（2.5 kN）的SPR接头，以及高载荷幅值（3.2 kN）的F-SPR接头均表现为铆钉附近的上层板失效，如图16（a）、（b）所示。然而，低载荷幅值（2.7 kN）的F-SPR接头表现为铆钉尖端附近的下层板失效，如图16（c）、（d）所示。

图16 疲劳失效位置。（a）、（b）SPR 接头在2.5 kN 载荷幅值下的失效位置；（c）、（d）F-SPR_3 接头在2.7 kN 载荷幅值下的失效位置。

Li等[30]把铝合金SPR接头在疲劳测试中展现的上层板失效模式归因于循环载荷下层板二次弯曲导致的铆钉附近应力集中，从而进一步加速了上层板的微动损伤。本研究中上层板较薄，其与下层板相比更容易发生二次弯曲。因此，微动损伤发生在两层板的界面附近，即图16（a）中的黑色磨削区域。随着载荷幅值从3.0 kN降低到2.5 kN，接头二次弯曲程度较低，因此，疲劳寿命增加。

从图17中2.5 kN载荷幅值对应的SPR接头疲劳断口形貌可以发现，铆钉帽下方区域为解理断裂。如图17（b）所示，表明疲劳裂纹在铆钉盖附近萌生。而从图17（c）中可以看出板材边缘附近表现为韧性断裂。也就是说当局部应力超过剩余结构的承载极限时，该区域发生了瞬态的韧性断裂。因此，上层板的断裂路径可以被推测为：由于铆钉帽附近的微动损伤，形成裂纹萌生，随后裂纹沿板材宽度方向扩展，直至完全断裂。

图17 SPR接头在2.5 kN载荷幅值下的疲劳断口。（a）失效后的上层板局部放大图；（b）脆性断裂模式的扫描电子显微镜（SEM）图；（c）韧性断裂的SEM图。

类似地，载荷幅值为3.2 kN的F-SPR 接头表现为上层板微动损伤导致的失效。从图13中可以看出，静态载荷作用下，F-SPR接头在3.2 kN时对应的位移比SPR接头在3.0 kN时对应的位移更小，也就是说F-SPR接头具有更高的刚性。因此，在疲劳测试过程中，F-SPR接头中二次弯曲程度低于SPR接头，展现出更高的疲劳寿命。

对于载荷幅值为 2.7 kN 的F-SPR 接头，载荷的降低减弱了板材弯曲，并使断裂位置从上层板转到下层板。图18给出了铆钉体外表面和下层板的断口微观组织。由于铆钉和下层板之间的微动磨损，铝合金板材经历刮擦、氧化并黏附于铆钉体表面。此外，在与下层板接触的铆钉体区域还观察到了连续的裂纹和表面带有碎屑的微动磨损痕迹，如图18（c）、（d）所示。在图18（e）中，从铆钉尖端附近的下层板断裂表面观测到了具有二次裂纹和疲劳条纹的断口形貌，表明疲劳裂纹在此区域的扩展。因此，F-SPR接头的疲劳失效可以归纳为由铆钉和下层板之间的微动损伤引起，导致疲劳裂纹在铆钉尖端附近的下层板中形成，并沿着接头底部的最薄区域扩展，如图19所示。

图18 F-SPR_3 接头在2.7 kN载荷幅值下的断口。（a）断口局部形貌；（b）铆钉表面和下层板的SEM图；（c）、（d）铆钉表面的SEM图；（e）下层板的SEM 图。

图19 F-SPR和SPR接头在低载荷下的疲劳损伤和裂纹扩展路径。

虽然F-SPR_3和SPR接头具有类似的铆钉撑开量，但F-SPR_3接头更高的刚度增强了接头在疲劳测试中的二次弯曲阻力。F-SPR接头底部的尖锐凹槽是限制接头疲劳性能进一步提升的短板。在未来的研究中，需要对F-SPR接头形貌进一步优化，提升疲劳性能。

4. 结论

本文分别采用SPR和F-PSR工艺连接了1.5 mm和2.0 mm厚的铝合金AA5182-O。从接头宏观形貌、铆接力、微观硬度分布、准静态拉剪性能和疲劳性能等方面对两个工艺进行了系统比较。可以得出以下结论：

（1）SPR接头中形成了铆钉和板材之间的机械互锁，而F-SPR接头在机械互锁的基础上又实现了板材之间的固相连接。转换深度为3.0 mm的F-SPR接头与SPR接头相比，摩擦热的软化作用使F-SPR获得相同机械互锁量所需的铆接力比SPR工艺降低了63%。

（2）随着转换深度的降低，F-SPR接头中铝合金硬度增加。当转换深度小于4.0 mm时，F-SPR接头中热软化被加工硬化完全抵消，且接头硬度高于SPR接头的硬度。

（3）转换深度为3.0 mm的F-SPR接头与SPR接头具有近似的机械互锁量，但得益于F-SPR接头中较高的硬度和固相连接，拉剪峰值力和能量吸收分别比SPR接头提升了25.1%和43.5%。

（4）F-SPR 接头较高的刚度有效降低了循环载荷作用下接头的二次弯曲，从而延缓了上层板的微动损伤，使10⁵和10⁶疲劳寿命对应的载荷幅值比SPR接头分别提升了18.4%和14.5%。

（5）由于F-SPR工艺引入了铆钉的旋转运动，其周期比SPR增长了0.8~2.9 s，且铆钉头部旋转机构使铆钉质量增加了约0.3 g。未来可以聚焦提升F-SPR工艺效率和铆钉轻量化设计等方面的研究。

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Received	Published
2020-05-01	2021-01-24
Issue Date
2024-06-14

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