黃志超 劉偉燕 薛曙光

（華東交通大學(xué)）

1 前言

目前，輕量化已成為發(fā)展節(jié)能汽車(chē)的必然趨勢(shì)[1～3]。在車(chē)身制造過(guò)程中，使用鋁合金、鎂合金和高強(qiáng)度鋼等輕型材料是減輕汽車(chē)車(chē)身質(zhì)量最有效的途徑。由于輕質(zhì)材料難以點(diǎn)焊，而自沖鉚接作為一種新型、高效的冷沖壓成型技術(shù)成為輕型材料及復(fù)合材料的有效連接方法。

橢圓管狀鉚釘自沖鉚接是一種新型板料連接工藝，板料連接后能獲得光潔的鉚接表面，并能得到良好的靜強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度，是鋁合金車(chē)身連接的重要方式。本文利用正交試驗(yàn)方法[4]，研究橢圓管狀鉚釘?shù)谋诤?、高度、向心率、放置型式、端面角度和板料厚度組合等因素對(duì)自沖鉚接接頭性能的影響，并采用方差分析法分析不不同鉚接參數(shù)對(duì)接頭剖面質(zhì)量和失效形式的影響，得到最優(yōu)工藝參數(shù)組合，為橢圓管狀鉚釘工藝優(yōu)化提供借鑒。

2 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

橢圓管狀鉚釘自沖鉚接工藝原理如圖1所示。首先將橢圓管狀鉚釘放置于2層金屬板料之間，確保鉚釘?shù)闹行妮S與沖頭的中心軸同軸,沖頭向下移動(dòng)，鉚釘上、下兩端分別刺入上下板料，在上、下模具的擠壓下，鉚釘在兩端倒角引導(dǎo)下擴(kuò)張彎曲成喇叭狀形成機(jī)械自鎖，從而實(shí)現(xiàn)連接的目的。

基于車(chē)身市場(chǎng)中鋁合金用材及相關(guān)文獻(xiàn)，試驗(yàn)中板材選用鋁合金6063，鉚釘選用不銹鋼SUS304，切削加工成符合要求的端部不同倒角鉚釘，如圖2所示。

通過(guò)正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法安排試驗(yàn)，進(jìn)行鉚接件搭接、對(duì)接和十字搭接3種接頭型式（圖3）的強(qiáng)度試驗(yàn)，并分析鉚接接頭的失效形式及影響鉚接強(qiáng)度的顯著因素。

自沖鉚接質(zhì)量受鉚釘?shù)姆胖眯褪?、壁厚、向心率、高度、端面角度及板料厚度組合等多因素影響[5]，如表1所列。由于所考慮和研究的因素很多，所以采用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)DOE（design of orthogonal experiment）分析上述各參數(shù)對(duì)鉚接接頭強(qiáng)度和性能的影響。各因素的水平采用混合水平正交表L18（21×37），如表 2 所列。

表1 影響因素及水平

表2 正交設(shè)計(jì)表

3 拉伸試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 行程-載荷曲線(xiàn)

按照正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案進(jìn)行鉚接接頭的拉伸試驗(yàn)，采用日本島津制造的AG-250KNX精密萬(wàn)能拉伸試驗(yàn)機(jī)。3種鉚接型式的拉伸試驗(yàn)裝置如圖4所示。因十字接頭試樣不能直接利用試驗(yàn)機(jī)上的夾具進(jìn)行試驗(yàn)，所以設(shè)計(jì)了專(zhuān)用夾具對(duì)十字接頭試樣進(jìn)行夾持。

為消除試驗(yàn)誤差，每種接頭型式均采用3個(gè)試樣進(jìn)行試驗(yàn)，然后取試驗(yàn)結(jié)果的平均值。圖5分別為連接雙層3 mm鋁合金6063板料的3種接頭型式的行程-載荷曲線(xiàn)。由圖5可看出，3種接頭的行程-載荷曲線(xiàn)變化趨勢(shì)基本相同，均隨行程的增加載荷逐漸增大；當(dāng)達(dá)到峰值后，隨行程的繼續(xù)增加接頭的載荷逐漸下降，直至試件失效。

從行程-載荷曲線(xiàn)可知，搭接接頭的剪脫強(qiáng)度大于對(duì)接接頭的撕裂強(qiáng)度和十字接頭的剝離強(qiáng)度，其強(qiáng)度是對(duì)接接頭的5～6倍，是十字接頭的3倍左右，這也是實(shí)際中搭接接頭比較常用的重要原因。對(duì)接接頭撕裂試驗(yàn)和十字接頭剝離試驗(yàn)的完全失效位移大于搭接接頭，這說(shuō)明對(duì)接接頭和十字接頭在失效的過(guò)程中能有效地吸收動(dòng)能，具有較大的位移變形量，可防止鉚接點(diǎn)在短時(shí)間內(nèi)徹底斷開(kāi)[6]。

3.2 接頭強(qiáng)度分析

3.2.1 搭接接頭強(qiáng)度分析

將各影響因素水平作為橫坐標(biāo)，搭接接頭拉伸試驗(yàn)的峰值載荷的平均值為縱坐標(biāo)，繪出主效應(yīng)圖，見(jiàn)圖6。主效應(yīng)圖可直觀地反映試驗(yàn)結(jié)果隨各因素不同水平的變化趨勢(shì)，根據(jù)趨勢(shì)圖的平坦或陡峭程度即可判斷因素的主次[7]。

由圖6可看出，各因素對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響程度為:鉚釘橫向放置時(shí)的搭接接頭的剪切強(qiáng)度大于縱向放置時(shí)的強(qiáng)度；鉚釘壁厚對(duì)搭接接頭的剪切強(qiáng)度影響較大，因?yàn)楸诤裼绊戙T接的彎曲度，當(dāng)壁厚小時(shí)容易被壓扁，而壁厚太厚則鉚釘不易彎曲，壁厚為水平1和2（即0.8 mm和1.0 mm）時(shí)剪切強(qiáng)度較高；隨鉚釘向心率的增加，剪切強(qiáng)度成增加趨勢(shì)；隨鉚釘高度的增大，剪切強(qiáng)度先增大后減小，當(dāng)鉚釘高度為水平2（4.5 mm）時(shí)剪切強(qiáng)度達(dá)到最大值，這是因?yàn)殂T釘高度較小時(shí)鉚接深度小，彎曲度也較小，隨鉚釘高度的增加彎曲度相應(yīng)增加，刺入上、下板料的部分也增加，可獲得較好的鉚接性能，但是鉚釘高度太高會(huì)使板料表面凸起明顯甚至鉚穿板料，因此鉚釘高度應(yīng)根據(jù)鉚接板料厚度組合的情況而定；端面角度對(duì)搭接接頭的剪切強(qiáng)度影響較小，隨端面角度的增大剪切強(qiáng)度略增大；板料厚度組合對(duì)搭接接頭的剪切強(qiáng)度影響較大，隨板料組合厚度的增大，接頭強(qiáng)度相應(yīng)增大。

對(duì)搭接接頭剪切強(qiáng)度進(jìn)行正交試驗(yàn)多因素方差分析。首先計(jì)算各因素和誤差的離差平方和SS，然后求出自由度df、均方MS和F值，最后進(jìn)行F值檢驗(yàn)。搭接接頭的方差分析表如表3所列。表3中，P表示組內(nèi)平均值相等的假設(shè)成立的概率，P越小說(shuō)明因素對(duì)拉伸強(qiáng)度的影響越顯著。

根據(jù)表3中P值可知，影響搭接接頭剪切強(qiáng)度的因素從大到小的排列順序?yàn)?F（板料厚度組合）、B（壁厚）、C（向心率）、A（放置型式）、D（高度）、E（端面角度），這與直觀分析的結(jié)果一致。其中因素F的P值為0.046，因素B的P值為0.067，因素C的P值為0.075，這說(shuō)明板料厚度組合、鉚釘?shù)谋诤窈拖蛐穆蕦?duì)搭接接頭的剪切強(qiáng)度影響非常顯著。對(duì)于搭接接頭，剪切強(qiáng)度越高越好，因此選擇參數(shù)A1B2C3D2E3F1為最優(yōu)參數(shù)水平組合，即，橢圓管狀鉚釘橫向放置，壁厚為1 mm，向心率為0.8，高度為4.5 mm，端面角度為60°，2層3 mm板料厚度。

表3 搭接接頭的方差分析表

3.2.2 對(duì)接接頭強(qiáng)度分析

對(duì)接接頭的撕裂強(qiáng)度試驗(yàn)與搭接接頭的剪切強(qiáng)度試驗(yàn)類(lèi)似，通過(guò)拉伸試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行單向拉伸測(cè)得靜態(tài)撕裂強(qiáng)度。

將各影響因素水平作為橫坐標(biāo)，對(duì)接接頭拉伸試驗(yàn)的峰值載荷的平均值為縱坐標(biāo)，繪出主效應(yīng)圖，見(jiàn)圖7。

由圖7可看出，各因素對(duì)靜態(tài)撕裂強(qiáng)度的影響大小順序依次為:F（板料厚度組合）、B（壁厚）、D（高度），C（向心率）、E（端面角度）、A（放置型式）。 鉚釘?shù)姆胖眯褪綄?duì)對(duì)接頭的撕裂強(qiáng)度影響較??；鉚釘壁厚對(duì)對(duì)接接頭的撕裂強(qiáng)度影響較大，在水平1和2（壁厚為0.8 mm和1.0 mm）時(shí)對(duì)接接頭的撕裂強(qiáng)度較高，鉚釘壁厚為1.2mm時(shí)，因鉚釘不易彎曲變形，對(duì)接接頭的撕裂強(qiáng)度急劇下降；鉚釘向心率越大，對(duì)接接頭的撕裂強(qiáng)度越低，因?qū)咏宇^主要利用鉚釘與上、下板料間的機(jī)械互鎖作用承受拉伸過(guò)程中的撕裂，鉚釘向心率越小，鉚釘?shù)拈L(zhǎng)軸與短軸之間的差值越大，抵抗變形的能力越強(qiáng)，相應(yīng)地對(duì)接接頭的撕裂強(qiáng)度越大；鉚釘高度越大，對(duì)接接頭的強(qiáng)度越大；鉚釘端面角度對(duì)對(duì)接接頭的撕裂強(qiáng)度影響較??；板料厚度組合對(duì)對(duì)接接頭的撕裂強(qiáng)度有較大影響，板料組合厚度應(yīng)大于鉚釘高度。

對(duì)對(duì)接接頭試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行正交試驗(yàn)多因素方差分析，對(duì)接接頭的方差分析表見(jiàn)表4。

表4 對(duì)接接頭的方差分析表

由表4中P值可知，各因素對(duì)對(duì)接接頭撕裂強(qiáng)度的影響從大到小排列順序?yàn)?F（板料厚度組合）、B（壁厚）、E（端面角度）、D（高度）、C（向心率）、A（放置型式），這與圖7直觀分析的結(jié)果一致。由P值也可知， 因素 F、B、E、D 的 P 值分別為 0.014、0.014、0.035、0.052，遠(yuǎn)小于1，對(duì)試驗(yàn)結(jié)果有較顯著的影響。對(duì)接接頭試驗(yàn)的最優(yōu)方案為A1B1C1D3E3F3，即橢圓管狀鉚釘選擇橫向放置，壁厚為0.8 mm，向心率為0.4，高度為5 mm，斷面角度為 60°，板料厚度組合為2.5 mm、3 mm鋁合金板料。

3.2.3 十字接頭強(qiáng)度分析

十字接頭拉伸試驗(yàn)主要研究鉚接試樣的剝離能力，與搭接接頭和對(duì)接接頭相比，十字接頭在拉伸過(guò)程中主要承受徑向載荷，無(wú)橫向載荷或彎矩。將各影響因素水平作為橫坐標(biāo)，十字接頭拉伸試驗(yàn)的峰值載荷的平均值為縱坐標(biāo)，繪出主效應(yīng)圖，見(jiàn)圖8。

由圖8可看出，各因素對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響程度為:鉚釘橫向放置時(shí)十字接頭的剝離強(qiáng)度稍大于縱向放置時(shí)的強(qiáng)度；隨鉚釘壁厚的增加，十字接頭的剝離強(qiáng)度下降，在水平3（壁厚為1.2 mm）時(shí)，峰值載荷最小，這是因?yàn)殂T釘壁厚太大時(shí)不易擴(kuò)張變形，也不易彎曲，所以剝離強(qiáng)度較低；鉚釘向心率對(duì)十字接頭的剝離強(qiáng)度影響較??；隨鉚釘高度的增加，十字接頭的剝離強(qiáng)度呈增長(zhǎng)趨勢(shì)；鉚釘端面角度在45°～60°時(shí)對(duì)十字接頭的剝離強(qiáng)度影響較小；板料厚度組合對(duì)十字接頭的剝離強(qiáng)度影響較小。

通過(guò)進(jìn)一步的方差分析得到十字搭接接頭的方差分析表，見(jiàn)表5。

表5 十字搭接接頭的方差分析表

根據(jù)表5中P值可知，各因素對(duì)十字接頭剝離強(qiáng)度影響程度由大到小排列順序?yàn)?D（高度）、B（壁厚）、A（放置型式）、C（向心率）、F（板料厚度組合）、E（端面角度）。因素D的P值為0.006，B的P值為0.033，A的P值為0.051，都遠(yuǎn)小于1，這說(shuō)明因素D、B、A對(duì)十字接頭的剝離強(qiáng)度影響較顯著，其它因素的P值為0.394～0.481，對(duì)十字接頭的剝離強(qiáng)度影響較小。

4 剖面質(zhì)量分析

鉚接件剖面質(zhì)量直接決定鉚接件性能的優(yōu)劣，鉚接件剖面圖能很好地反映出鉚釘各參數(shù)對(duì)鉚接性能的影響，找出這些因素對(duì)鉚接件接頭性能影響的原因，并通過(guò)優(yōu)化鉚釘參數(shù)可使鉚接性能更佳[8]。根據(jù)正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)表，在不同工藝參數(shù)（表2的ER1～ER18）下進(jìn)行自沖鉚接，得到接頭剖面圖如圖9所示，圖9中的編號(hào)1～18為表2中參數(shù)ER1～ER18對(duì)應(yīng)的鉚接剖面圖。

結(jié)合表2和圖9可知，橢圓管狀鉚釘橫向放置時(shí)的鉚接件接頭剖面比縱向放置時(shí)的剖面質(zhì)量好。鉚釘壁厚為0.8 mm的剖面質(zhì)量總體上比壁厚為1 mm和1.2 mm的剖面質(zhì)量好。正交試驗(yàn)中鉚釘壁厚為0.8 mm的鉚接件接頭剖面圖編號(hào)為 1、2、3、10、11、12，這些剖面圖有較好的彎曲變形和鉚接深度，剖面中上、下板料的間隙較小。隨鉚釘壁厚的增加，鉚接彎曲度減小，剖面中上、下板料的間隙增大。這是因?yàn)楫?dāng)鉚接壓力一定時(shí)，鉚釘壁厚越大，鉚釘越難變形，鉚釘擴(kuò)張變形相對(duì)越小。由圖9還可看出，不同端面角度和不同高度的鉚釘在2層板料中的擴(kuò)張程度不同，剖面質(zhì)量也不同。

5 接頭典型失效形式

圖10為不銹鋼SUS304橢圓管狀鉚釘鉚接鋁合金6063板料的主要失效模式。由圖10可看出，當(dāng)鉚接的機(jī)械自鎖強(qiáng)度較低時(shí)，鉚釘直接從鉚接接頭處被拉出，出現(xiàn)接頭剝離失效[9]，見(jiàn)圖10a；當(dāng)上層板料較薄時(shí)，拉伸過(guò)程中容易出現(xiàn)上板料撕裂失效 （圖10b），這種失效形式主要是由于下板料比上板料厚，且板料厚度比鉚釘高度大0.5 mm左右，拉伸過(guò)程中受到剪切力矩的作用，鉚接深度不一，致使比較薄的上板料發(fā)生翹起，被拉伸力撕裂；圖10c所示為上、下板料都被撕裂，下板料出現(xiàn)鉚接洞現(xiàn)象，這主要由于橢圓管狀鉚釘?shù)南蛐穆瘦^小，長(zhǎng)短直徑之差太大，受力矩的作用而使鉚釘偏轉(zhuǎn)并將板料撕破刺出洞。

6 結(jié)束語(yǔ)

以橢圓管狀鉚釘為研究對(duì)象，研究了鉚釘各因素對(duì)自沖鉚接接頭性能的影響。

a.分析了不同鉚接接頭型式的載荷-行程曲線(xiàn)變化趨勢(shì)，可知搭接接頭的強(qiáng)度為對(duì)接接頭的5～6倍，是十字接頭的3倍左右。

b.采用方差分析法對(duì)鉚接靜強(qiáng)度進(jìn)行了分析，當(dāng)鉚釘高度與鉚接板料厚度組合相近時(shí)鉚接強(qiáng)度最高；鉚釘?shù)谋诤窈拖蛐穆蕦?duì)鉚接靜強(qiáng)度影響較顯著；鉚釘?shù)姆胖眯褪胶投嗣娼嵌葘?duì)拉伸試驗(yàn)結(jié)果有一定影響。

c.鉚接接頭主要存在剝離失效和板料撕裂失效2種失效形式。自沖鉚接工藝優(yōu)化要綜合考慮鉚接接頭的剖面質(zhì)量、失效形式和靜強(qiáng)度等評(píng)價(jià)指標(biāo)。

1 劉瑞軍，李雙義.自沖鉚接技術(shù)在汽車(chē)車(chē)身輕量化中的應(yīng)用.汽車(chē)技術(shù)，2004（11）:32～36.

2 黃志超.板料連接技術(shù)進(jìn)展.鍛壓技術(shù)，2006，32（4）:119～121.

3 Abe Y，Kato T，Mori K. （2009）Self-piercing riveting of high tensile strength steel and aluminum alloy sheets using conventional rivet and die.Journal of Materials Processing Technology， （209）:3914～3922.

4 金鑫，李永兵，樓銘.基于正交試驗(yàn)的鋁合金-高強(qiáng)鋼異種金屬自沖鉚接工藝優(yōu)化.汽車(chē)工程學(xué)報(bào)，2011，1（3）:185～191.

5 李曉靜，李雙義.半空心鉚釘自沖鉚接工藝的試驗(yàn)研究.汽車(chē)技術(shù)，2004（5）:21～24.

6 李永利.鋁板件自沖鉚接的試驗(yàn)分析.內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)， 2009， 28（3）:204～208.

7 黃舒彥.鋁鋼異種金屬自沖鉚接工藝與質(zhì)量評(píng)價(jià)研究:[學(xué)位論文].上海:上海交通大學(xué)，2011.

8 Wang J W， Liu Z X.（2011） Self-piercing riveting of wrought magnesium AZ31 sheets.Manufacturing Science and Engineering， （133）:0310091-0310099.

9 鐘毅，林鍵.自沖鉚接接頭拉剪強(qiáng)度的數(shù)值模擬研究.材料工程，2011（11）:18～22.