高性能制造品：AA 5182-O铝合金摩擦自冲铆接与自冲铆接的对比研究

工程7（2021）1741研究高性能制造品AA 5182-O铝合金摩擦自冲铆接与自冲铆接的对比研究马云武a，b，c，何珊a，b，牛思哲a，b，李永兵a，b，李玉，林忠勤a，b，马宁淑ca上海交通大学机械工程学院，薄壁结构数字化制造上海市重点实验室，上海200240b上海交通大学机械工程学院机械系统与振动国家重点实验室，上海200240c日本大坂大学连接与焊接研究所，大坂567-0047阿提奇莱因福奥文章历史记录：收到2020年2020年5月26日修订2020年6月29日接受2020年7月17日在线提供保留字：摩擦自冲铆接机械连接准静态强度疲劳A B S T R A C T采用自冲铆接和摩擦自冲铆接两种工艺对AA 5182-O铝合金板进行了连接试验。平行的研究进行了比较两个过程中的关节宏观几何形状，工具力，显微硬度，准静态机械性能和疲劳行为。结果表明，F-SPR工艺同时形成了铆钉-板互锁和板-板固态结合，而SPR工艺只形成了铆钉-板互锁。对于相同的铆钉扩口，由于摩擦热的软化效应和F-SPR较低的铆钉硬度，F-SPR工艺所需的工具力比SPR工艺少63%。F-SPR的开关深度的减小导致铆钉周围的铝合金的更多硬化较高的铝硬度和固态结合的形成增强了F-SPR接头在搭接剪切载荷下的刚度，这有助于更高的准静态搭接剪切强度和更长的疲劳寿命相比，SPR接头。©2020 THE COUNTORS.Elsevier LTD代表中国工程院出版，高等教育出版社有限公司。这是一篇CC BY-NC-ND许可下的开放获取文章（http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/4.0/）中找到。1. 介绍在汽车车身制造中采用轻合金是提高汽车燃油经济性的战略途径。这一点，加上电动汽车车身轻量化以提高电池续航里程的需求，促使全球汽车制造商用越来越多的铝合金取代传统的钢部件，从而提高了对铝合金点焊的需求电阻点焊（RSW）是一种高可靠性、低成本的焊接技术，广泛应用于传统的钢制车身装配。然而，铝合金的RSW面临几个关键问题。铝合金具有比钢更高的导热性、导电性、比热和潜热;因此，它们需要在更短的时间内进行更大量的电阻加热，因此焊接功率要求比钢RSW工艺高得多[1]。此外，由于铝表面上的不均匀和不导电的氧化膜在电极周围产生过多的热量，铝RSW会受到快速的电极帽磨损[2]。另一个关键问题是*通讯作者。电子邮件地址：yongbinglee@sjtu.edu.cn（Y. Li）。铝RSW的问题在于焊接后的强度损失（即，所谓的热软化效应），这是由于在高焊接温度下析出物的溶解[3]。改进的RSW技术，例如使用多环圆顶（MRD）电极的RSW[4，5]和在电极帽和铝工件之间使用专门设计的胶带的DeltaSpot RSW工艺[6]，已经被证明能够减轻氧化膜问题并平衡RSW期间的热分布。机械紧固方法，如铆接，自冲铆接（SPR）和流钻螺纹连接（FDS），已被广泛用于制造铝密集型车身。SPR具有高连接强度、短循环时间和无热效应[7-9]，使其成为铝RSW工艺的最佳替代方案，尤其是对于白车身中的承载结构。在过去的二十年里，已经发表了大量的研究来调查铝SPR接头的形成和性能。Xu[10]研究了铆钉和模具轮廓对SPR接头物理属性的影响Huang等人[11]研究了AA5182-H11铝合金板材SPR接头铆接变形。分析了压边力、压边圈尺寸和板料宽度/长度对SPR接头局部变形的影响，并进行了工艺优化以减小局部变形。Zhao等人[12个]https://doi.org/10.1016/j.eng.2020.06.0152095-8099/©2020 THE COMEORS.由爱思唯尔有限公司代表中国工程院和高等教育出版社有限公司出版。这是一篇基于CC BY-NC-ND许可证的开放获取文章（http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/4.0/）。可在ScienceDirect上获得目录列表工程杂志首页：www.elsevier.com/locate/engY. Ma，H. Shan，S. Niu等人工程7（2021）17411742研究了工件厚度对SPR接头疲劳性能的影响。他们观察到随着板材厚度的增加，疲劳失效位置从上部工件转移到下部工件。He等人[13]还报告了由于关节刚度增加导致SPR关节中疲劳失效位置的转移。Zhang等[14]指出，SPR接头的疲劳失效与微动损伤高度相关，微动损伤的位置随着载荷的减小从铆钉尖端与下板之间的界面变为上下板之间的界面。Li[15]研究了铝表面条件对AA5754 SPR接头强度的影响。他报告说，喷砂或砂纸打磨增加了铝板的表面粗糙度，并增加了铆钉从下板滑出的阻力，这增强了铝SPR接头的搭接剪切强度。SPR工艺在5xxx和6xxx系列铝合金上的研究和应用已取得了成功和广泛的成果。然而，当铆接低延展性金属（例如铸铝、7xxx系列铝合金和镁合金）时，由于板材经历大的局部塑性变形，在很大程度上劣化接头机械性能的开裂是不可避免的。通过激光[16]、电阻加热[17]对工件进行预热，或感应加热[18]的方法之前，SPR已被采用，以提高材料的成形性和抑制开裂。然而，所有这些预热方法都需要附加工具，从而导致工艺成本和循环时间增加Li等人[19]发明了一种摩擦自冲铆接（F-SPR）工艺，以解决铆接低延展性金属的开裂问题。F-SPR工艺通过将SPR过程中铆钉的进给运动转化为进给和旋转的混合运动，产生局部摩擦热，使周围金属软化。由于F-SPR工艺通过铆钉的旋转产生热量，因此消除了预热所花费的高成本和长周期时间。Liu等人[20]通过F-SPR实现了镁合金AZ 31 B和铝合金AA 7075-T6的无裂纹连接。Ma等人[21]通过引入两阶段策略改进了F-SPR接头性能，该策略在第一阶段中缓慢进给铆钉并快速旋转以产生热量，然后在第二阶段中快速进给铆钉而不旋转以进行铆钉扩口。该两阶段策略成功地将铝合金和镁合金摩擦自冲铆接接头的搭接剪切强度提高了30%。此外，作为铆钉的搅拌运动的副产品，固态结合在F-SPR接头中的板/板界面处形成，提供除了机械互锁之外的另一种增强。Huang等人[22，23]和Meng等人[24]报告了铝-钢以及金属-聚合物接头的机械连接和冶金/粘合剂结合的类似组合。迄今为止，所有发表的关于F-SPR的研究都集中在低延展性材料上。毫无疑问，低延性材料中的F-SPR接头（其中消除了裂纹）比显示可见裂纹的SPR接头具有更好的承载能力然而，这两个过程之间的比较是不公平的。由于尚未对特别方案资源和财务特别方案资源进程进行全面比较，本文选择了一种AA 5182-O铝合金作为SPR和F-SPR工艺的背靠背对比试验材料，该铝合金不属于低延展性金属，可以通过SPR工艺进行良好的铆接而不产生裂纹。两种工艺之间进行了比较，在关节宏观几何形状，工具力，显微硬度，准静态力学行为和疲劳性能。2. 实验细节2.1. 材料上层（铆钉侧）和下层（模具侧）分别使用厚度为1.5mm和2.0mm的市售汽车级AA 5182-O铝合金。表1给出了AA 5182-O铝合金的机械性能。2.2. 工艺程序和参数如图 1，SPR工艺通过在板工件上冲压半空心铆钉来执行，所述板工件由匹配模具支撑。当穿透上板时，铆钉杆塑性张开以互锁工件。点压模主要用于连接软材料（例如，5xxx系列铝合金），以增加铆钉扩口[25]。在伺服驱动的SPR工艺中，调整确定铆钉初始动能的工具速度以控制铆钉在工件中的插入深度铆钉头在上板中的齐平设置始终被视为工具速度试验的目标[26]。F-SPR工艺首先打入铆钉，高速旋转，然后在第一阶段缓慢进给，以产生摩擦热并使然后，在第二阶段，停止旋压，并快速进给以实现铆钉扩口，如图2所示[27]。阶段I和II也分别被称为摩擦软化阶段和冲压铆接阶段。因此，F-SPR工艺参数包括用于两个阶段的两个进给速率、一个旋转速度和一个切换深度。如果两个进给速率和旋转速度是固定的，则较小的切换深度导致较少的摩擦热产生，从而导致较大的力来张开铆钉杆，但是由于以下原因而增加了材料破裂或铆钉屈曲的风险：表1AA 5182-O铝合金的机械性能。材料密度（kg·m-3）杨氏屈服强度（MPa）极限抗拉强度（MPa）伸长率（%）AA5182-O266070.912627026.8Fig. 1. SPR工艺示意图：（a）定位，（b）铆钉刺穿上板，（c）铆钉放下，（d）模具退回。Y. Ma，H. Shan，S. Niu等人工程7（2021）17411743·图二、F-SPR工艺示意图：（a）定位，（b）摩擦软化，（c）快速停止，（d）冲压铆接，（e）模具退回。f1、f2分别为第一阶段和第二阶段的铆钉进给速度;x1为第一阶段的转速;D开关为开关深度;D插入为恒定的铆钉插入深度。复制自Ref。[27]经Elsevier许可，©2020。工件软化不充分。相比之下，较大的开关深度对应于较高的摩擦热产生，这有助于材料软化，但以牺牲铆钉扩口为代价。如果开关深度设置为零，则F-SPR工艺变为传统的SPR工艺。对于给定的片材堆叠，可以使用各种铆钉和模具组合来生产SPR接头，其中最佳选择通过评估横截面几何形状来确定。在本研究中，根据汽车行业的SPR评估指标，进行了初步工作，以优化所研究的板堆的铆钉和模具[28]。如图3所示，优化的钢制埋头铆钉的硬度为483维氏硬度（HV），质量约为0.6 g。如图11所示，管芯模腔直径为9.0 mm，深度为2.0 mm。 四、使用220 mm s-1的加工速度来实现铆钉帽在上板中的齐平设置SPR过程的循环时间约为0.05秒。图 3表示摩擦自冲铆钉的尺寸。采用了专利铆钉头设计，以确保可靠的旋转驱动[29]。铆钉头包括六个等距的用于扭矩传递的凹口和一个中心定位孔。由于用于F-SPR工艺的铆钉具有轴对称的主体和非轴对称的头部，因此铆钉横截面的头部轮廓可能不同 图图5示出了摩擦自冲铆钉的三维模型和三种典型的横截面轮廓。除铆钉头设计外，F-SPR工艺铆钉的其他尺寸与SPR完全相当。F-SPR铆钉的硬度为255 HV，比SPR铆钉软得多用于F-SPR工艺的铆钉的质量约为0.9g，由于额外的铆钉头结构，其比用于SPR的铆钉的质量具有9.0mm腔直径和1.7mm深度的管芯用于F-SPR工艺。F-SPR过程在配备有两个伺服电机的定制机器上进行，这两个伺服电机负责进料和旋转运动。在所有的F-SPR实验中，施加5.3mm的恒定铆钉插入深度（D插入）。阶段I的铆钉进给速率（f1）和转速（x1）以及铆钉进给速率图3.第三章。铆钉的物理图像和尺寸：（a）SPR和（b）F-SPR。单位是毫米。见图4。SPR和F-SPR工艺中的管芯尺寸。单位是毫米。H：模具深度。图五. 摩擦自冲铆钉的三维模型及三种典型截面形状。Y. Ma，H. Shan，S. Niu等人工程7（2021）17411744Z·¼表2F-SPR工艺参数组合和相应的能量输入。进程号一阶段第二D开关（mm）D压入度（mm）循环时间能量输入（kJ）f1（mm·s-1）x1（r·min-1）f2（mm·s-1）x2（r·min-1）F-SPR_12.03600005.35.32.652.91F-SPR_22.036001104.05.32.121.88F-SPR_32.036001103.05.31.711.34F-SPR_42.036001102.05.31.300.85（f2）也被设置为常数，留下开关深度（D开关）作为唯一的变量。表2列出了详细的工艺参数设置和相应的循环时间。D开关的增加导致额外的加工时间花费在工件材料的摩擦软化上，因此总循环时间更长。当D开关设置为等于D插入时，该过程仅包含阶段I，如表2中F-SPR_1所示。F-SPR期间的能量输入可以量化为通过出现可见裂纹或循环计数达到200万。如图6所示，在准静态和疲劳测试期间使用相同的样本配置和夹持距离。在测试过程中，将具有适当厚度的垫片连接到试样的两端，以避免不期望的弯曲效应。3. 结果和讨论英、德、法0×fdtDtM0×xdtð1Þ3.1. 接头宏观轮廓和工具力其中，E是能量输入，f是铆钉进给速率，F是反作用力，M是反扭矩，t是时间，x是转速，Dt是处理时间。计算的能量输入使用的方法-在各种工艺参数下确定的加工力和驱动扭矩列于表2中。正如预期的那样，随着D开关的增加，能量输入增加。2.3. 截面观察和显微硬度测试将 所 制 造 的 SPR 和 F-SPR 接 头 横 截 面 ， 机 械 研 磨 ， 抛 光 至0.03μm的表面光洁度，并用Leica DM 6 M光学显微镜（LEICAMicrosys，Inc.）tems ， Germany ） 。 在 Wilson VH1102 硬 度 测 试 仪 （ Buehler ，USA）上以0.2mm间距、50g载荷和10s停留时间进行铆钉周围的铝片材材料的显微硬度测量。2.4. 机械试验SPR和F-SPR接头的准静态搭接剪切试验在SUNS UTM 5540 X拉伸机（SUNS，中国）上以3.0 mm min-1本文提出的峰值载荷和能量在MTS伺服液压闭环试验架（MTS Systems Corporation，USA）上，以20 Hz的频率，在拉-拉模式下对铆接接头进行了载荷控制疲劳试验施加具有恒定振幅的正弦波形最小载荷与最大载荷之比，称为载荷比R，为0.1。触发疲劳测试终止图7示出了SPR接头的宏观轮廓。铆钉杆穿过上板并向外张开进入下板，没有任何开裂或间隙缺陷，形成良好的接头。在被捕获的铝和下板之间存在界面。SPR接头的铆钉扩口（定义为最终接头中铆钉杆尖端的直径）为6.24 mm。图8显示了四种不同工艺参数组下F-SPR接头的宏观轮廓。关节的宏观轮廓显着不同的D开关值。对于F-SPR_1，其中D开关=5.3 mm，出现了明显的缺陷，包括靠近铆钉尖端的大空隙和接头底部的尖锐缺口。此外，在铆钉头的凸缘附近形成了明显的裂纹，如图8（a）所示。如图8（d）所示，铆钉尖端的空隙尺寸随着D转换值的减小而减小，并且在D转换为2.0 mm（F-SPR_4）时完全减小。对于小于4.0mm的D开关，也消除了铆钉尖端处的尖锐凹口和铆钉头凸缘附近的毛刺，如图11和12所示。8（c）和（d）。此外，铆钉张开随着D开关的减小而增加（即，从F-SPR_1到F-SPR_4），如图所示图9.第九条。具有D开关的F-SPR接头的变化可以解释如下。D开关= 5.3mm（F-SPR_1）下的F-SPR工艺对应于所研究的工艺参数组中的最高热输入，导致邻近铆钉的铝过热和过软化条件因此，作用在铆钉上的变形阻力较小铆钉尖端仅轻微变形，产生最小的铆钉扩口，如图9所示。此外，由于围绕铆钉尖端的过软化的铝具有高流动性，随着铆钉的进给，其几乎自由地流动到模腔，在铆钉尖端处留下大的空隙，见图6。搭接剪切和疲劳试验样品的尺寸。单位是毫米。ZY. Ma，H. Shan，S. Niu等人工程7（2021）17411745见图7。SPR接头的宏观轮廓。在接头底部形成尖锐的凹口，如图8（a）所示。随着D开关的减少，产生的热量减少。因此，铝板的变形阻力增加导致铆钉扩口更大，如图9所示。当D开关减小到3.0或2.0 mm时，发热量显著降低，并且铝材料不能像在较大D开关下那样自由流动;而是被大大张开的铆钉尖端向下弯曲朝向模腔的壁。结果，消除了空隙和尖锐缺口缺陷。F-SPR_3（D开关= 3.0mm）和F-SPR_4（D开 关= 2.0 mm）的接头中的弯曲界面支持这一解释，如图1和2所示。8（c）和（d）。在F-SPR_1（D开关= 5.3mm）和F-SPR_2（D开关= 4.0mm）接头中，铆钉的旋转运动在铆钉头凸缘附近产生了裂纹。在F-SPR工艺的第一阶段，靠近铆钉尖端的铝材料被软化到高流动性状态，并被铆钉杆挤压流向上板表面，形成铆钉。而对于F-SPR_3（D开关= 3.0 mm）和F-SPR_4（D开关= 2.0 mm）接头，较低的热输入和板材的弯曲效应成功地抑制了裂纹的形成值得注意的是，在所有四个F-SPR接头中，铆钉外表面附近和铆钉杆内部的铝界面减少，表明在铝和铝之间形成固态结合。铝合金板，如图8所示。铆钉腔内的固态键合不随所施加的F-SPR工艺参数而改变。然而，由于热输入的减少，铆钉外部的固态结合区域随着D开关图10比较了完成SPR和F-SPR工艺所需的峰值加工力。SPR工艺的峰值加工力然而，F-SPR工艺所需的加工力降低了50%以上。从F-SPR_1到F-SPR_4，由于能量输入的减少，观察到峰值加工力增加，而D 开 关减小。这种工具力的增加导致铆钉扩口增加。可以注意到，F-SPR_3（D开关= 3.0mm）接头显示出类似的铆钉扩口，但与SPR接头相比，所需的工具力少63%，如图1A和1B中的红色虚线框所示。9和10的这可以这是由于摩擦热的软化效应和F-SPR较低的铆钉硬度所致。值得注意的是，SPR和F-SPR工艺对铆钉有不同的要求，以达到所需的铆钉扩口。SPR工艺中的铆钉受到来自工件的更大阻力。在SPR过程中，需要更硬的铆钉以避免铆钉屈曲或铆钉失效然而，F-SPR工艺中的工件通过摩擦热软化。因此，铆钉在F-SPR过程中受到较小的进给阻力，并且不太可能张开。因此，F-SPR工艺需要较软的铆钉以实现所需的铆钉扩口。F-SPR工具力的减小可导致铆接工具和模具的较低磨损率、较低的所需C形框架刚度和较低的所需铆接枪的伺服马达的容量，以及接头中较小的残余应力。所有这些因素都有助于降低工艺成本和提高工艺可靠性。3.2. 显微硬度分布在SPR接头中，邻近铆钉的工件材料由于强烈的塑性变形而经受局部加工硬化。然而，在F-SPR接头中，邻近铆钉的工作材料受到加工硬化和热硬化的影响。见图8。在四个不同的工艺参数组下的F-SPR接头的宏观轮廓：（a）F-SPR_1（D开关= 5.3 mm），（b）F-SPR_2（D开关= 4.0 mm），（c）F-SPR_3（D开关= 3.0 mm），和（d）F-SPR_4（D开关= 2.0 mm）。Y. Ma，H. Shan，S. Niu等人工程7（2021）17411746见图9。 SPR和F-SPR接头的铆钉扩口。图10个。SPR和F-SPR工艺的峰值加工力软化，使工件材料的强度变化复杂。图11显示了SPR和F-SPR接头中工件材料的显微硬度分布。AA 5182-O基材的硬度为79 HV。 如图如图11（a）所示，SPR接头中的铝由于大的塑性变形而硬化。铝合金位于铆钉杆附近和铆钉尖端以下，塑性变形严重，具有相对较高的硬度。SPR接头的最高硬度对于D开 关= 5.3 mm的F-SPR接头（F-SPR_1），如图11（b）所示，靠近铆钉杆和铆钉尖端以下的铝硬度略有增加，最高硬度仅为98 HV。这是因为高摩擦热输入导致材料软化，这部分地补偿了由于塑性变形引起的加工硬化。 随着D开关的减小，热软化效应减弱。此外，在F-SPR阶段II中铆钉的高速进给增加了工件材料的加工硬化程度。结果，铝板的整体硬度增加与一减少在D开关，参照图11（c）-（e）.为此，可以得出结论，在F-SPR过程中使用小D开关有利于减轻热软化的负面影响。3.3. 准静态力学性能图12比较了准静态搭接剪切试验中SPR和F-SPR接头如图12所示，具有D开关= 5.3 mm的F-SPR接头具有最低的强度和能量吸收，因为其在所有接头中最小的铆钉张开。对于其余的F-SPR接头，实现了比SPR接头更高的强度和能量吸收。F-SPR_3接头的铆钉张开量与SPR接头相似，但搭接剪切强度和能量吸收分别比SPR接头高25.1%和43.5%。图13显示了SPR和F-SPR接头的搭接剪切 对于SPR接头和D开 关=5.3 mm的F-SPR接头（F-SPR_1），屈服发生较早，并呈现铆钉拔出模式，如图14（a）所示。其余的F-SPR接头在较高载荷下屈服，相应的失效模式为上板断裂，如图14（b）所示。图13中放大了2.0 -3.5 kN的F-SPR_2-F-SPR接头的强度和刚度的提高是由于较大的铆钉扩口、较高的铆钉周围铝的硬度以及固态结合的形成上板断裂模式表明铆钉与板之间的机械联锁足够强以承受搭接剪切载荷，并且铆钉周围的上板成为接头的最薄弱部分。上板断裂的出现表明接头强度已接近极限。3.4. 疲劳性能在四种不同工艺参数的F-SPR接头中，F-SPR_3的铆钉扩口和硬度分布最接近SPR接头。因此，选择F-SPR_3疲劳结果列于表3中，并绘制为图十一岁SPR和F-SPR接头中工件材料的显微硬度分布：（a）SPR，（b）F-SPR_1（D开关= 5.3 mm），（c）F-SPR_2（D开关= 4.0 mm），（d）F-SPR_3（D开关= 3.0 mm），（e）F-SPR_4（D开关= 2.0 mm）。BM：基础材料。Y. Ma，H. Shan，S. Niu等人工程7（2021）17411747图12个。SPR和F-SPR接头的搭接剪切强度和能量吸收图十三. SPR和F-SPR接头的搭接剪切见图14。SPR和F-SPR接头的搭接剪切破坏模式：（a）SPR接头的铆钉拔出和（b）F-SPR_3（D开关= 3.0 mm）接头的上板断裂。载荷幅值（S）与失效循环次数（N）的关系，即S-N曲线，如图所示。 十五岁根据类似地，对于SPR和F-SPR，对应于106疲劳寿命的载荷幅分别为2.14和2.45 kN。因此，F-SPR接头呈现出18.4%和14.5%的较高载荷表3SPR和F-SPR_3接头的疲劳结果接头类型载荷振幅，S（kN）失效循环次数，N失效位置SPR3.060 552上部片材61 935上部片材70 770上部片材2.5253 863上部片材217 210上部片材280 277上部片材2.01 687 284上部片材2 000 000没有失败2 000 000没有失败F-SPR3.2182 866上部片材143 546上部片材216 772上部片材2.7384 535下片365 506下片335 741下片2.22 000 000没有失败2 000 000没有失败2 000 000没有失败图十五岁 黑色箭头表示疲劳测试在200万次循环后终止，未发生失效。幅值分别为105和106疲劳寿命，与SPR接头的幅值一致。对于这两种接头，疲劳寿命延长的载荷幅值的减少。尽管如此，F-SPR接头的疲劳寿命比SPR接头长。高（3.0 kN）和低（2.5 kN）载荷幅值的SPR接头以及高载荷幅值（3.2 kN）的F-SPR接头在靠近铆钉帽的上板中失效，如图11和12所示。16（a）和（b）。然而，在低载荷幅值（2.7 kN）下，F-SPR接头在铆钉尖端附近的下板中失效，如图11和12所示。16（c）和（d）。Li等人[30]报告了铝SPR接头中类似的上板疲劳失效位置。上板的失效模式是由于发生了循环二次弯曲，导致铆钉头附近的应力集中，进一步加速了上板的微动损伤和疲劳裂纹的发展。在本研究中，由于上部片材的厚度比下部片材的厚度小，因此上部片材的第结果，在两个板之间的界面处发生微动磨损，如图11中具有深色微动磨损碎片痕迹的区域所示。 16（b）. 与3.0 kN载荷振幅相比，2.5 kN载荷振幅的SPR接头对应的二次弯曲较少;因此，疲劳失效前的循环次数增加。Y. Ma，H. Shan，S. Niu等人工程7（2021）17411748图十六岁疲劳试验后的裂纹位置：（a，b）SPR接头在2.5 kN载荷幅下，（c，d）F-SPR_3接头在2.7 kN载荷幅下。图十七岁在2.5 kN载荷幅度下SPR接头的断裂表面：（a）上板断裂表面的放大视图，（b）（a）中位置b的扫描电子显微镜（SEM）图像显示穿晶断裂，（c）（a）中位置c的SEM图像显示延性断裂。图图17显示了在2.5 kN载荷幅度下SPR接头的断裂表面。如图17所示，大致在铆钉帽下方的中心区域呈现出解理断裂。图17（b）中的典型解理台阶对应于脆性穿晶断裂，表明铆钉帽附近疲劳裂纹的萌生。如图17（c）所示，靠近板边缘的区域显示出韧窝断裂，这表明当局部应力超过剩余结构的承载极限时发生了瞬时韧性断裂。为此，上板中的断裂路径可以被解释为来自在靠近下板的区域中起始的裂纹。铆钉帽因微动磨损而沿板料宽度方向扩展直至完全断裂。类似地，在3.2 kN的载荷幅度下的F-SPR接头也由于微动损伤而在上板中失效。F-SPR接头表现出比SPR接头更高的刚度，如由F-SPR_3接头在3.2 kN搭接剪切载荷下的位移短于SPR接头在3.0 kN载荷下的位移，如图十三.因此，在循环疲劳载荷下，F-SPR接头中诱导的二次弯曲较少，导致疲劳失效前的循环次数较多。对于在2.7 kN载荷幅值下的F-SPR接头，载荷幅值的减小减小了弯曲效应，并将断裂位置从上板改变为下板。 图18示出了铆钉杆和断裂的下片的表面上的微观结构。 由于铆钉和下板之间的接合界面中的微动磨损，板表面上的材料被刮擦、氧化并粘在铆钉杆上。此外，局部微动也会导致铆钉杆开裂。因此，与下板接触的铆钉杆呈现出连续裂纹和覆盖有微动磨损碎屑的粗糙表面，如图2和图3所示。18（c）和（d）。在靠近铆钉尖端的下片断裂表面上在图18（e）中，存在具有二次裂纹和疲劳条纹的穿晶断裂，表明疲劳裂纹在该区域扩展。因此，F-SPR接头的疲劳失效是由于铆钉和下板，这导致疲劳裂纹在铆钉尖端附近的下板中发展，并沿着接头底部存在缺口的最薄区域扩展，如图所示。十九岁Y. Ma，H. Shan，S. Niu等人工程7（2021）17411749图18.在2.7 kN载荷幅度下F-SPR_3接头的断裂表面：（a）断裂样品的特写视图;（b）（a）中位置b的SEM图像，显示铆钉表面和下部片材;（c，d）（b）中位置c和d的SEM图像，分别显示铆钉表面上的裂纹和微动碎屑;以及（e）（b）中位置e的SEM图像，显示下部片材中的穿晶断裂。图十九岁在低载荷振幅下，F-SPR和SPR接头中的微动磨损和裂纹位置虽然F-SPR_3接头和SPR接头有相似的铆钉张开现象，但F-SPR_3接头较强的刚度增强了疲劳试验中的抗二次弯曲能力，延缓了上板的微动损伤然而，在F-SPR接头底部存在缺口，成为一个短板，阻碍了高周疲劳性能的进一步提高。在未来的工作中，工艺优化是必要的，以消除在F-SPR接头的缺口，并增加周围的铆钉尖端的下片的壁厚。4. 结论本工作采用SPR和F-SPR工艺连接1.5-2.0 mm厚的AA 5182-O铝合金板。比较进行了研究以系统地评价这两种方法的接头宏观几何形状、加工力、微观硬度分布、准静态搭接剪切性能和疲劳行为。可以得出以下结论：(1) SPR接头由铆钉-板互锁形成，而F-SPR接头包含铆钉-板互锁和板-板固态粘结。用3.0 mm开关深度产生的F-SPR接头表现出类似的铆钉张开，但由于摩擦热软化和较低的F-SPR铆钉硬度，与SPR接头相比需要低63%的工具力。(2) 随着开关深度的减小，F-SPR接头的铝硬度增加。开关深度小于4.0 mm的F-SPR接头增加了铆钉周围铝的硬化，这补偿了由于热效应引起的软化，并产生了比SPR接头更高的总硬度。(3) 由于铝的硬度较高和固态键合的形成，具有3.0 mm开关深度的F-SPR接头表现出的搭接剪切强度和能量吸收分别比SPR接头高25.1%和43.5%。(4) 较高的刚度减轻了二次弯曲下的循环拉伸载荷，这推迟了微动损伤在上片和提高了18.4%和14.5%的载荷幅值分别为105和106疲劳寿命，相比，为SPR接头。(5) F-SPR工艺需要比SPR工艺长0.8-2.9 s的循环时间，并且由于在F-SPR工艺上的旋转驱动结构而Y. Ma，H. Shan，S. Niu等人工程7（2021）17411750铆钉头F-SPR工艺的未来研究可能会集中在提高工艺效率和铆钉的轻量化设计致谢作者感谢国家自然科学基金（52025058和U1764251）和国家重点研发计划（2016 YFB 0101606 -8）的资助遵守道德操守准则马云武、何山、牛思哲、李永兵、林忠勤和马宁树声明，他们没有利益冲突或财务冲突需要披露。引用[1] Manladan SM，Yusof F，Ramesh S，Fadzil M，Luo Z，Ao S.铝合金电阻点焊研究进展。Int J Adv Manuf Technol 2017;90（1- 4）：605-34.[2] 罗志，敖S，赵永军，崔X，李Y，林Y。 预热在提高AA5052电阻点焊一致性和质量中的应用J Mater EngPerform 2015;24（10）：3881-91.[3] [10]杨文，李文.冷轧超细晶/纳米结构Al 6061合金的电阻点焊及焊件性能评价。J制造工艺2017;26：84-93。[4] 作者：SiglerDR，Carlson BE，Janiak P. 改进汽车结构中的铝电阻点焊。焊接J2013;92（6）：64-72.[5] 邓立，李英，卡尔森贝，Sigler博士。电极表面形貌对铝电阻点焊的影响。焊接J2018;97（4）：120-32.[6] 特罗默湾使用连续胶带进行电阻点焊。 焊接J2009;88：12。[7] 作者：Mori K，Abe Y，Kato T.多块钢和铝合金板的自冲铆接。J Mater ProcessTechnol 2014;214（10）：2002-8.[8] 姜红，高松，李刚，崔军。异种材料电磁自冲铆接半空心铆钉结构设计。 MaterDes2019;183：108141.[9] Hirsch F，Müller S，Machens M，Staschko R，Fuchs N，Kästner M.纤维增强聚 合 物 自 冲 铆 接 过 程 的 模 拟 ： 材 料 建 模 和 参 数 识 别 。 J Mater ProcessTechnol2017;241：164-77.[10] 徐毅影响自冲铆接接头物理性能的因素 焊接技术科学2006;11（6）：666-71.[11] 黄华，杜东，张秉宏，隋斌，陈强。铝合金薄板自冲铆接变形分析。焊接技术科学2007;12（1）：73-8.[12] 赵L，何X，邢B，陆Y，古F，球A。 板材厚度对5052铝合金自冲铆接接头疲劳行为及微动磨损的影响。Mater Des 2015;87：1010-7.[13] 何X，赵L，邓C，邢B，古F，球A。铝合金和铜合金的同类和异种金属板的自冲铆接。Mater Des2015;65：923-33.[14] 张X ，何X，古F ，球A。铝锂合金板材的自冲铆接。J Mater Process Technol2019;268：192-200.[15] Li D.铝板表面改性对自冲铆接工艺及接头静剪切强度的影响。Int J Adv ManufTechnol2017;93（5-8）：2685-95.[16] Durandet Y，Deam R，Beer A，Song W，Blacket S. 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