摘 要 ：

復合材料和輕質高強金屬相結合的混合材料車身結構使用成為汽車輕量化的重要途徑，復合材料之間及其與異質材料間的有效連接則是混合材料車身制造的關鍵環(huán)節(jié)。自沖鉚工藝以其優(yōu)質高效的特點，在復合材料連接中展現(xiàn)出優(yōu)勢和良好適用性，得到了廣泛的關注和研究。總結近年來復合材料自沖鉚連接的研究成果發(fā)現(xiàn)：復合材料與鋁合金薄板自沖鉚接頭強度多集中在4 kN 上下，強度值范圍可以與金屬板件間的自沖鉚接頭相媲美；而影響接頭性能的主要因素有母材性能、鉚釘結構、鉚接工藝參數(shù)及服役條件等；改善接頭性能的關鍵在于提升復合材料板的強度、降低復合材料內(nèi)部鉚接損傷缺陷及改善釘腳與下板的機械內(nèi)鎖結合性能；此外，自沖鉚接頭復合以膠接工藝，能夠顯著提升接頭的綜合性能。

 

關鍵詞 ：樹脂基復合材料；碳纖維；自沖鉚；工藝因素；接頭性能；機械內(nèi)鎖

 

在低碳減排的大背景下，車身輕量化作為降低汽車能耗和排放的重要手段而成為車企普遍和持續(xù)追求的目標，碳纖維復合材料(Carbon fiber reinforced plastics，CFRP)以其超高的比強度和比模量，在車身輕量化制造中得到了越來越多的關注和應用[1]。同時，在車身制造過程中，為平衡輕量化、力學性能、間隙品質和成本等方面的綜合需求，其他優(yōu)質輕量化材料，如高強鋼、鋁合金、鎂合金和塑料等，也普遍應用于車身結構。目前，多材料混合使用已成為輕量化車身結構的主流選擇[2-4]，而實現(xiàn)復合材料之間及其與金屬材料的有效連接，則成為混合材料車身制造的關鍵及連接技術領域新的研究熱點[5]。

 

材料的連接方法有焊接、膠接和機械連接。其中傳統(tǒng)焊接方法已被證明并不適用于復合材料的連接[6]，一方面復合材料對溫度敏感，熱導率和熔點較低，極易在焊接熱源作用下被破壞[7-8]；另外，復合材料和金屬材料的物理和化學性能存在較大差異，導致兩者之間很難形成牢固的強化學鍵結合[9-10]；尤其是傳統(tǒng)焊接工藝中，作為增強材料的纖維和金屬材料之間無法有效連接，接頭強度很難實現(xiàn)實質的提升[11]。膠接能夠實現(xiàn)復合材料同質或異質之間的分子鍵合，同時避免焊接熱源的影響，接頭應力分布均勻且具有較高強度，但膠接工藝對連接表面要求高、成型周期長且接頭強度對溫度敏感，在一定程度上限制了其在車身結構的復合材料連接中的應用推廣[12-13]。機械連接主要有螺栓連接和鉚接兩種形式，工藝簡單、接頭強度較高且環(huán)境適應性好，尤其適用于異種材料的連接[14]，在復合材料的連接上具備明顯的優(yōu)勢。

 

自沖鉚接(Self-piercing riveting，SPR) 技術是一種高效的機械連接工藝，不需要預打孔，更容易實現(xiàn)自動化及效率的提升，且接頭強度和疲勞性能相對較高[15-17]，因而在傳統(tǒng)的鋼鋁及全鋁車身制造中，尤其在異質板材、非金屬板材等難以焊接的薄板材料連接上擁有巨大優(yōu)勢，得到了普遍應用[18]。隨著復合材料尤其是CFRP 更多的應用于車身結構件，自沖鉚技術應用于復合材料連接的研究也逐漸成為熱點。Fratini 等[19]首次嘗試將自沖鉚工藝應用于玻璃纖維復合材料(Glass fiber reinforced plastics，GFRP) 和鋁合金的連接，驗證了自沖鉚工藝連接復合材料和金屬材料的可行性和適用性，之后，針對復合材料的同質或異質自沖鉚連接的工藝及接頭性能、失效演變和疲勞壽命等方面的研究不斷地發(fā)展和深化。本文對近年來復合材料自沖鉚連接的研究成果進行匯總梳理，分類總結了影響接頭性能的關鍵工藝因素及研究進展，為復合材料自沖鉚技術的進一步探索及工藝優(yōu)化提供有益參考。

 

1、 自沖鉚連接工藝

 

自沖鉚是一種冷成型技術，工藝過程如圖1所示，首先壓邊圈(Blank holder)和鉚模(Die)共同將待連接板壓緊，鉚釘(Rivet) 在沖頭(Punch)作用下，穿透待連接的上基板(Upper sheet)后刺入下基板(Lower sheet)，在沖頭和鉚模作用下，鉚釘與下板共同發(fā)生塑性變形并形成機械內(nèi)鎖結構，完成上、下基板的連接[20]。自沖鉚可用于同種或異種材料間，兩層或多層薄板的連接，工藝過程簡單且容易實現(xiàn)自動化，效率較高，但同時也存在一定的局限性，如鉚釘?shù)氖褂迷黾恿私宇^質量、鉚釘周圍容易形成應力集中等問題[21]。

 

 

 

圖1 自沖鉚(SPR)工藝流程示意圖[20]

Fig.1 Process diagram for self-piercing riveting (SPR)[20]

 

圖2 展示了典型的自沖鉚鉚釘結構和接頭結構。鉚釘結構的關鍵參數(shù)包括釘腳長度(Leg length)、釘腳內(nèi)徑(Inner diameter)及釘腳尖傾角(Blade angle)，如圖2(a)所示。影響接頭性能的關鍵結構參數(shù)主要有底切厚度(Undercut)、殘余厚度(Remaining thickness)及釘頭余高(Head height)，如圖2(b)所示，其中，底切厚度定義為在接頭沿釘頭直徑的剖開面中，釘腳刺入下基板的點與最終鉚釘腳尖之間的水平距離，底切厚度是衡量鉚釘和下基板間機械內(nèi)鎖結構強弱的最重要因素[22]；釘頭余高是指接頭的釘頭上頂面與上基板上表面間的高度差，余高大小將影響復合材料上基板的鉚接損傷程度；殘余厚度則是接頭剖開面中，鉚釘腳尖與下基板凸出下表面間的最小垂直距離，適宜的殘余厚度是保障鉚釘不易刺穿下基板并形成良好接頭的基礎。

 

圖2 典型自沖鉚鉚釘(a)及接頭結構(b)示意圖

Fig.2 Typical section structure of the rivet (a) and joint (b) of SPR

 

在不同基體類型的復合材料中，樹脂基復合材料的應用最廣泛，自沖鉚連接的研究也主要集中在樹脂基復合材料，下文若無特殊說明，復合材料專指樹脂基復合材料。復合材料自沖鉚工藝研究的主要方向有接頭靜強度、疲勞性能[23]、耐蝕性研究[24]、載荷下接頭的破壞演進及失效模式研究[21]、鉚釘和接頭結構設計及工藝優(yōu)化等[22]。接頭主要破壞失效形式有拉伸破壞(Net tension)、剪切破壞(Shear-out)、擠壓破壞(Bearing)、劈裂破壞(Cleavage)、撕裂破壞(Tearing)、拉脫破壞(Pull-through)和鉚釘剪斷破壞(Fastener failure) [25]，如圖3 所示，其中，純拉伸、純剪切、擠壓、劈裂和撕裂破壞都是基板受到來自鉚釘?shù)睦臁⒓羟谢蛘呋旌蠎ψ饔茫l(fā)生撕裂或變形導致的接頭破壞，而其中最理想的接頭失效形式為擠壓破壞，發(fā)生擠壓破壞的接頭一般具有漸進失效的特點和良好的能量吸收性能[26]，十分適用于汽車車身構件的連接；拉脫破壞形式是指鉚釘從上基板或下基板中脫出分離，是最常見的一種接頭破壞形式；自沖鉚鉚釘一般為高強鋼或不銹鋼材料，因而鉚釘剪斷破壞這種失效形式較少見[21]。實際的接頭失效通常是上述若干種破壞形式的組合，例如拉脫破壞前通常會伴隨擠壓破壞或剪切破壞等。

 

圖3 自沖鉚接頭失效破壞形式[25]

Fig.3 Failure modes for SPR joints[25]

 

 

2、 自沖鉚工藝因素及其影響

 

在應用于復合材料的連接之前，自沖鉚工藝主要用于金屬材料(鋼、鋁、鎂合金等同種或異種材料)的連接，在汽車、航空航天和包裝等行業(yè)已有30 多年的研究和應用歷史，產(chǎn)學界對于非復合材料自沖鉚研究的文獻已經(jīng)十分豐富和全面[27]，其中部分文獻中涉及到接頭性能的影響因素及影響規(guī)律可能對復合材料的自沖鉚連接同樣具有指導意義[28-29]，然而，由于復合材料與金屬材料性能巨大的差別，嚴謹起見，若非直接涉及復合材料自沖鉚連接的研究文獻，本文不做引用參考和研究分析。

 

2.1 母材

母材作為待連接的材料，其自身性能將直接影響到連接工藝的選擇。以復合材料母材為例，張杰等[30]和黃志超等[31]發(fā)現(xiàn)，由于熱固性樹脂基體(Thermosetting resin matrix)相比于熱塑性樹脂基體(Thermoplastic resin matrix)的強度更高、塑性較差，當進行自沖鉚連接時，若熱固性CFRP作為下板，在其受到鉚釘和鉚模的擠壓后，難以產(chǎn)生足夠的塑性變形以形成有效機械內(nèi)鎖，導致連接失敗，如圖4 所示，因此，熱固性基體CFRP在自沖鉚連接時只能作為上板；而熱塑性尼龍基短切碳纖維復合材料(PA6-CFRP) 由于強度較低，在與鋁合金進行自沖鉚連接時則只能作為下板，若作為上板則會在鉚接過程中開裂 [32]，如圖5 所示；除了基體材料外，復合材料的增強體類型也會影響連接工藝選擇，同樣采用尼龍作為基體材料時，當增強材料由短切碳纖維改為短切玻璃纖維后，其無論作為上板或下板都不會發(fā)生開裂，這主要是由于玻璃纖維相比于碳纖維具有更好的延展性[32]，如圖6 所示。

圖4 熱固性樹脂基碳纖維復合材料(CFRP)連接順序對接頭的影響[30]：(a) CFRP 為下板；(b) CFRP 為上板

Fig.4 Influence of thermosetting carbon fiber reinforced plastics (CFRP)stacking sequence on the joint[30]: (a) CFRP as lower sheet;(b) CFRP as upper sheet

 

圖5 尼龍基碳纖維復合材料(PA6-CFRP)為上基板鉚接接頭[32]

Fig.5 SPR joint with Nylon 6 based carbon fiber reinforced plastics(PA6-CFRP) as upper sheet[32]

 

 

圖6 熱塑性基體玻璃纖維復合材料(GFRP)連接順序及接頭形態(tài)[32]：(a) GFRP 作為上基板；(b) GFRP 作為下基板

Fig.6 Stacking sequence and the joint morphology of thermoplastic glass fiber reinforced plastics (GFRP)[32]: (a) GFRP as upper sheet;(b) GFRP as lower sheet

 

除了連接工藝的選擇外，復合材料類型還對接頭性能及服役壽命帶來顯著影響，Gay 等[33]研究了玻璃纖維復合材料(GFRP)-鋁合金自沖鉚接頭疲勞性能后發(fā)現(xiàn)，相比于設備因素(如鉚模尺寸和鉚釘形式)，作為連接母材的復合材料性能是決定接頭疲勞強度的最關鍵變量。此外，相同的服役環(huán)境下，不同母材的接頭性能退化速度及失效模式呈現(xiàn)顯著差別，F(xiàn)iore 等[34]對比了GFRP-鋁合金和CFRP-鋁合金接頭經(jīng)鹽霧環(huán)境時效處理后的性能，結果顯示，鹽霧時效后兩種接頭都出現(xiàn)了強度下降，但GFRP-鋁合金接頭強度惡化的情況更加嚴重，如圖7 所示，且隨著時效期增加，GFRP-鋁合金接頭強度的下降呈現(xiàn)加速態(tài)勢；在失效模式上，經(jīng)歷了15 周的鹽霧環(huán)境時效后，GFRP-鋁合金接頭呈現(xiàn)純拉伸或劈裂破壞，而CFRP-鋁合金接頭則為擠壓破壞，如圖8 所示，后者接頭失效位移及能量吸收值更高。

圖7 鹽霧時效對接頭性能的影響[34]

Fig.7 Influence of salt-fog ageing on the joint performance [34]

圖8 鹽霧時效后CFRP 和GFRP 接頭失效模式[34]

Fig.8 Failure modes for the CFRP and GFRP joints after salt-fog ageing [34]

 

金屬母材也會影響其與復合材料的接頭性能，主要體現(xiàn)在兩個方面：一是材料力學性能對接頭強度的影響[35]；另一方面則是金屬材料耐蝕性能對接頭服役壽命的影響[36-37]。Peng 等[38]分別模擬了鋁合金(A356)、高強鋼(A1018)和鈦合金(Ti6Al4V)與復合材料的鉚接接觸狀態(tài)，將3 組接觸對同時置于3.5%NaCl 溶液中進行4 h 的電化學腐蝕，結果顯示，鋁合金和高強鋼接頭出現(xiàn)了嚴重的金屬腐蝕現(xiàn)象，而鈦合金基本未受到影響。

 

一般而言，自沖鉚接頭性能受復合材料自身強度和塑性的影響，當復合材料強度低但延展性較好時，接頭具有較低的靜強度和較大的拉伸位移；當復合材料強度高但延展性差時，則容易產(chǎn)生鉚接開裂；當復合材料具有適中的強度和延展性，同時金屬板作為下板時，更容易形成良好的接頭[39-40]。

 

復合材料的鋪層方式對鉚接接頭強度影響尤為顯著，有試驗研究顯示[31]，在CFRP 的鋪層厚度相同情況下，其與鋁合金接頭的強度及失效形式與鋪層方式密切相關，接頭強度由大到小的CFRP 鋪層方式依次為[-45/45]4、[0/90]4 和[0/180]4，失效位移大小順序則正好相反，其中，[-45/45]4鋪層方式的接頭能承受最大載荷比 [0/180]4 鋪層方式高出50%以上，3 種鋪層方式接頭的破壞失效模式依次為：孔周纖維損傷導致的拉脫失效、層間撕裂導致的拉脫失效及純剪切失效。此外，鋪層方式對膠鉚復合接頭性能同樣有明顯影響，Liu 等[41] 發(fā)現(xiàn)，鋪層方式為[0/90/0]S 的CFRP-鋁合金復合接頭擁有最佳的綜合靜態(tài)力學性能，[45/-45/45]S 和[45/90/-45]S 鋪層方式的接頭則分別擁有最差的剪切強度和能量吸收值，同時，3種鋪層方式的接頭破壞路徑存在較大差異，依次為膠接及機械內(nèi)鎖的失效導致下板拉脫破壞、碳纖維斷裂導致上板拉脫破壞及復合材料分層導致上板拉脫破壞。

 

Franco 等[42] 對比了交叉鋪層(Cross-ply) [(0/90)3]S 和多角度鋪層(Angle-ply) [0/90/(±45)2]S 的復合材料與鋁合金多種形式接頭(膠接、自沖鉚接和膠鉚復合接頭) 性能發(fā)現(xiàn)，各接頭形式下，多角度鋪層復合材料的接頭最大拉伸載荷都高于交叉鋪層，最大差異達到12%，且能量吸收性能是交叉鋪層接頭的2 倍以上；特別地，對于單純的自沖鉚工藝，多角度鋪層CFRP 接頭除了展現(xiàn)出良好的拉伸剪切強度外，其達到最大載荷后呈現(xiàn)漸進失效模式，最大失效位移是交叉鋪層材料的兩倍，顯示了良好的吸能特性，如圖9 所示。復合材料層合板的鋪層方式具有靈活的設計性，鋪層的順序、角度選擇及層數(shù)等參數(shù)對層合板及鉚接性能都會產(chǎn)生顯著影響，以現(xiàn)有文獻中有限的數(shù)據(jù)樣本，尚無法明確復合材料鋪層方式對自沖鉚接頭的確切影響規(guī)律，對此部分的工藝探索仍有較大的空間。

圖9 交叉鋪層和多角度鋪層CFRP 材料接頭載荷-位移曲線[42]

Fig.9 Load-displacement curves of SPR joints with CFRP cross-ply and CFRP angle-ply [42]

 

復合材料的板厚與接頭最大強度值和失效模式密切相關，張杰等[30]調整CFRP 上基板厚度從1 mm、1.5 mm 增加至2 mm 時，接頭最大失效載荷及能量吸收值明顯增加，當上板厚度為1.0 mm 和1.5 mm 時，接頭機械內(nèi)鎖結構部分破壞，但最終失效模式為上板拉脫失效，當上板厚度為2.0 mm 時，鉚釘則從鋁合金下基板拉脫，如圖10 所示。進一步地，有學者對不同板厚的CFRP-鋁合金接頭失效過程進行分析發(fā)現(xiàn)，當接頭因上板復合材料的鉚孔區(qū)域破壞而導致失效時，接頭的強度隨上板厚度的增加而增大；而當接頭的失效形式轉變?yōu)闄C械內(nèi)鎖結構破壞，繼續(xù)增加上板厚度，接頭的強度增幅將會受限，甚至當上板增加導致鉚釘長度不足以與下基板形成機械內(nèi)鎖結構時，反而導致接頭強度的下降[39,43]，因此，在調整復合材料板厚度以提升接頭強度的嘗試中，還應綜合考慮破壞失效形式和鉚釘長度等因素。

圖10 CFRP 板厚對失效模式的影響 [30]：(a) 板厚1.0 mm；(b) 板厚1.5 mm；(c) 板厚2.0 mm

Fig.10 Influence of the CFRP sheet thickness on failure modes [30]: (a) Thickness of 1.0 mm; (b) Thickness of 1.5 mm; (c) Thickness of 2.0 mm

 

為減少復合材料板在鉚接過程出現(xiàn)的損傷缺陷，Zhang 等[26] 嘗試采用預開孔CFRP 板與純鈦(TA1)板進行自沖鉚連接，接頭結構觀測和性能測試結果顯示，相比于常規(guī)自沖鉚，復合材料預開孔能夠顯著降低上基板的鉚接損傷，同時，釘腳沒有了復合材料殘余(Debris)的阻礙，進入下板后，能夠更深入地橫向擴展至下基板內(nèi)部，如圖11(a) 和圖11(b)的區(qū)域2 對比，形成更大的底切厚度 (0.26 mm)，從而得到更加優(yōu)良的機械內(nèi)鎖結構；此外，由于鉚釘直接刺入下基板，強度損失較小，且下基板的硬化效應增強，進一步強化了機械內(nèi)鎖結構。拉伸載荷下失效模式也存在明顯差別，預開孔自沖鉚的接頭破壞形式中，上基板擠壓破壞和下基板拉脫破壞比例各占50%，鉚釘變形明顯；而常規(guī)自沖鉚接頭機械內(nèi)鎖結構相對較弱，下基板拉脫破壞占比達到90%，且鉚釘幾乎無變形，如圖12 對比所示。

圖11 預開孔自沖鉚接頭(a)與常規(guī)自沖鉚接頭(b)剖面結構尺寸對比[26]

Fig.11 Comparison of section structures and dimensions of pre-holed SPR joint (a) and regular SPR joint (b) [26]

圖12 預開孔自沖鉚接頭與常規(guī)自沖鉚接頭破壞模式[26]：(a) 預開孔自沖鉚上基板擠壓破壞；(b) 預開孔自沖鉚下基板拉脫破壞；(c) 常規(guī)自沖鉚上基板擠壓破壞；(d) 常規(guī)自沖鉚下基板拉脫破壞

Fig.12 Failure modes of pre-holed SPR joint and regular SPR joint[26]: (a) Bearing of upper sheet in pre-holed SPR joint; (b) Pull-through from lower sheet in pre-holed SPR joint; (c) Bearing of upper sheet in regular SPR joint; (d) Pull-through from lower sheet in regular SPR joint

 

母材作為待連接件及接頭的重要組成部分，其強度、塑性、鋪層角度和厚度等參數(shù)決定了其承受載荷時抵抗接頭集中應力破壞的能力、復合材料上板與鉚釘?shù)慕Y合強度、下板與鉚釘?shù)臋C械內(nèi)鎖結構強度等性能。在具體的應用場景中，受到接頭強度需求、結構件質量和尺寸等要求的限制，母材的厚度及材質的選擇和調整空間均會受限，而復合材料鋪層方式具有靈活性和可設計性，對鋪層方式和角度的精細設計和調整則可以成為改善母材性能和接頭質量的重要途徑。

 

2.2 鉚接工藝

自沖鉚時復合材料所處的連接位置取決于自身的性能，而Fratini 等[19]在首次嘗試將GFRP 與鋁合金進行自沖鉚連接時，就基于復合材料和鋁合金性能的差異提出了復合材料應作為上板的工藝要求。進一步地，張凱等[44]分析了熱固性CFRP連接位置對接頭強度的影響機制，當塑性較好的鋁合金為下板時，材料在鉚釘和鉚模的擠壓作用下更容易發(fā)生塑性變形，并向釘腳中間區(qū)域流動，如圖13(a) 所示，從而擠壓釘腳擴張變形，強化機械內(nèi)鎖作用；而延展性差的CFRP 板作為下板時，鉚接過程中釘腳會切斷碳纖維，斷裂的碳纖維無法有效流動至釘腳中間區(qū)域，反而阻止釘腳擴張，如圖13(b) 所示，導致接頭底切厚度不足和性能的弱化。因此，熱固性復合材料作為上板時接頭能承受的最大拉伸剪切載荷相較于其作為下板時高出48%。

圖13 CFRP 搭接順序對接頭剖面結構影響[44]：(a) CFRP 為上板；(b) CFRP 為下板

Fig.13 Influence of stacking sequence of CFRP on the joint section structure[44]: (a) CFRP as upper sheet; (b) CFRP as lower sheet

 

電磁自沖鉚設備的出現(xiàn)顯著提升了沖鉚速度，也為鉚接速度與接頭性能的關聯(lián)性探索提供了可能。Liang 等[45] 利用電磁自沖鉚設備試驗對比了高速電磁自沖鉚(沖鉚速度3～6 m/s) 與傳統(tǒng)壓鉚(壓鉚速度2 mm/min) 工藝下CFRP 和鋁合金接頭的性能差異，結果顯示，高速自沖鉚接頭的最大拉伸剪切載荷提升了23.9%。分析認為，接頭性能提升與兩方面因素相關，一是高速沖鉚減少了被鉚釘剪斷的碳纖維碎屑在釘腳底部的堆積，如圖14(a)和圖14(b)對比所示，有利于釘腳的下壓及沿鉚模形狀擴張，其平均底切厚度(圖14 中的Δt3)較壓鉚接頭增加了約142.9%；二是高速沖鉚過程中鉚釘?shù)募庸び不饔酶黠@，釘腳的硬度值高出壓鉚約7%，進一步強化了機械內(nèi)鎖結構，從而接頭強度得以提高。

圖14 電磁自沖鉚(a)與傳統(tǒng)壓鉚(b)接頭剖面結構對比[45]

Fig.14 Comparison of joint section structures between electromagnetic SPR (a) and regular pressure SPR (b) [45]

 

然而，也有研究發(fā)現(xiàn)，沖鉚速度并非越高越有利，當電磁自沖鉚設備的放電能量在4.9～5.9 kJ(放電能量決定其沖鉚速度)范圍內(nèi)變化時，隨著放電能量提升，底切厚度(圖15 中的Δt3)顯著提升，機械內(nèi)鎖作用增強，但同時釘頭余高(圖15中的Z)隨著沖鉚速度的增加而逐漸減小，鉚釘高度方向能夠承受載荷的尺寸降低，接頭強度在達到極值后出現(xiàn)下降，對比發(fā)現(xiàn)，自沖鉚設備放電能為5.5 kJ 時，接頭性能最佳[46]。Rao 等[47-48]通過CFRP-鋁合金板空心自沖鉚試驗印證了上述結論，通過控制沖鉚速度以調整釘頭余高，當釘頭余高為0.03 mm 時，接頭的最大拉伸剪切載荷相比于釘頭與上基板面平齊的情形(沖鉚速度較高，余高為0)提升了43%(增加了1 200 N)，且疲勞性能也有一定的改善；X 光掃描圖片顯示，沖鉚速度越高，接頭附近的碳纖維堆疊、纖維或基體斷裂(圖16 中淺色箭頭) 和層間分裂(圖16 中深色箭頭)等材料損傷情況更加嚴重，材料內(nèi)損傷在受載荷時則成為斷裂裂紋擴展的源頭，這也是導致接頭靜態(tài)強度和疲勞性能降低的主要原因。

圖15 自沖鉚速度對接頭剖面結構影響[46]

Fig.15 Influence of punch velocity on the joint section structure[46]

圖16 釘頭余高對接頭處CFRP 損傷的影響[47]：(a) 釘頭與上基板面平齊；(b) 釘頭余高0.03 mm

Fig.16 Influence of head height on the damage of CFRP near the joint[47]:(a) Flush rivet head height; (b) Head height for 0.03 mm

 

沖鉚壓力與復合材料接頭性能也存在關聯(lián)性，張凱等[44] 對比了703.3 N、803.8 N 和904.3 N 3 種沖頭壓力下CFRP-AA6022 鋁合金板間的自沖鉚接頭結構和性能發(fā)現(xiàn)(圖17)，沖鉚壓力主要通過改變鉚釘在下板中的擴張量來影響接頭靜態(tài)拉伸剪切強度，當鉚釘下壓力803.8 N 時，鉚釘頭與上板表面齊平，且鉚釘管腳在下板中的擴張量、深入尺寸和塑性變形量也較703.3 N 時有所增大，如圖17(b) 所示，此時接頭拉伸強度最高；當鉚接壓力增加至904.3 N 時，釘頭被壓入上板表面，導致鉚釘有效受力長度下降，且鉚釘塑性變形量增加，長度被壓縮導致其切入下板的深度減小，如圖17(c)所示，接頭強度反而有所下降。

圖17 沖鉚壓力對接頭結構的影響 [44]：(a) 703.3 N；(b) 803.8 N；(c) 904.3 N

Fig.17 Impact of rivet pressure on the joint section structure [44]: (a) 703.3 N; (b) 803.8 N; (c) 904.3 N

 

Franco 等[49-50] 在CFRP-鋁合金連接研究中也得到了沖鉚壓力(與液壓機的油壓正相關)對接頭性能的類似影響規(guī)律，如圖18 所示，但對其影響機制的分析結果有所不同，壓力越大，鉚釘和鋁合金板的機械內(nèi)鎖結構成型越好，結構強度得以提升，但同時鉚釘沖擊作用增強，接頭的復合材料板內(nèi)裂紋缺陷也隨之增多，反而造成接頭強度下降。進一步地，Zhang 等[26]對類似的試驗結果分析后發(fā)現(xiàn)，接頭性能與沖鉚壓力的關系受失效形式的影響，沖鉚壓力增加一方面會強化機械內(nèi)鎖結構，同時會降低釘頭余高，機械內(nèi)鎖結構在小載荷且破壞模式為鉚釘從下板拉脫的情況下對接頭強度起主導作用，此時沖鉚壓力對接頭強度有促進作用；但當承受載荷增加后，失效方式變?yōu)樯习迨艿綌D壓后拉脫破壞時，釘頭余高則對接頭強度起到?jīng)Q定作用，因而會出現(xiàn)沖鉚壓力增加，接頭強度反而下降的現(xiàn)象。

 

圖18 沖鉚壓力(液壓沖鉚設備油壓)對接頭最大拉伸剪切載荷的影響[49]

Fig.18 Impact of rivet pressure (Oil pressure of the hydraulic riveting system) on the maximum tensile-shear load of the joint[49]

 

碳纖維延展性差，樹脂基體在常溫下流動性不足，因此，復合材料在自沖鉚接頭處容易產(chǎn)生由鉚釘沖擊帶來的纖維斷裂、分層和基體裂紋等損傷缺陷，影響接頭性能[51-52]。而復合材料的樹脂基體形態(tài)及力學性能對溫度變化敏感，Lin 等[53]利用這一特點，在自沖鉚連接熱塑性碳纖維復合材料(Carbon fiber reinforced thermoplastic composites,CFRTP)和5052 鋁合金時，先將CFRTP 加熱至100℃后再進行鉚接，復合材料塑性流動性能隨溫度提升，有助于CFRTP 和鋁合金形成高質量的互鎖接頭。而針對目前車身結構常用的熱固性環(huán)氧樹脂基CFRP 和鋁合金的自沖鉚連接，劉洋等[54]提出了溫熱自沖鉚接(WSPR) 工藝，試驗對比常溫自沖鉚和溫熱自沖鉚(CFRP 在125℃下鉚接)兩種工藝下接頭形貌和性能發(fā)現(xiàn)，當復合材料在其樹脂基體的玻璃化轉變溫度區(qū)間進行鉚接時，接頭的碳纖維斷裂(Fiber crack)帶來的宏觀裂紋缺陷基本得到避免，如圖19(a)和圖19(b)對比所示，同時，鉚接區(qū)域復合材料分層(Delamination)缺陷顯著下降，有效降低了接頭的裂紋源，提升了接頭質量。

圖19 自沖鉚溫度對接頭剖面結構的影響[54]：(a) 常規(guī)自沖鉚；(b) 溫熱自沖鉚

Fig.19 Influence of SPR temperature on the joint section structure[54]:(a) Regular SPR; (b) Warm SPR

 

針對熱固性樹脂基體復合材料延展性不足問題，Wang 等[43] 另辟蹊徑提出了后固化自沖鉚工藝，即采用鋪層后的熱固性樹脂預浸料與鋁合金完成自沖鉚接，再將連接件整體置于熱壓罐中對樹脂預浸料進行固化成型，如此以來，鉚接時預浸料處于黏性流動態(tài)，能夠有效地協(xié)調碳纖維和鉚釘之間的變形，降低對釘腳擴展的阻礙，同時減少纖維斷裂、分層等常規(guī)自沖鉚接頭常見的缺陷，如圖20(a)和圖20(b)對比所示；此外，也避免了斷裂的CFRP 殘余(CFRP debris)在鉚釘?shù)撞康亩逊e及其對鋁合金下板的擠壓，從而降低了殘余厚度，如圖21 對比所示。即使在鉚接時出現(xiàn)了少量預浸料分層和基體開裂情況，在后續(xù)的熱壓罐成型過程中，樹脂基體可以進行 “再分配”，以修補鉚接缺陷。接頭性能測試結果顯示，后固化自沖鉚接頭最大拉伸剪切載荷較常規(guī)接頭提升45%以上；此外，由于接頭的復合材料板內(nèi)損傷缺陷(開裂源)數(shù)量極少，受載荷時鉚釘周圍復合材料能保持較高強度，接頭失效破壞形式為鉚釘與下基板拉脫失效，相比之下，常規(guī)自沖鉚破壞形式則為上基板損傷和變形而帶來的拉脫失效，如圖22 所示。

圖20 常規(guī)自沖鉚(a)與后固化自沖鉚(b)工藝接頭損傷對比[43]

Fig.20 Contrast of the CFRP damage near the joint for regular SPR (a)and post-curing SPR (b)[43]

圖21 常規(guī)自沖鉚(a)與后固化自沖鉚(b)工藝接頭殘余CFRP 堆積對比[43]

Fig.21 Contrast of the residual CFRP for regular SPR (a)and post-curing SPR (b) [43]

圖22 常規(guī)自沖鉚(a)與后固化自沖鉚(b)工藝接頭破壞模式對比[43]

Fig.22 Contrast of the failure modes for regular SPR (a)and post-curing SPR (b) [43]

 

在自沖鉚工藝選擇時，接頭結構和尺寸設計也是接頭性能的重要影響因素，F(xiàn)ranco 等[55]測試了雙鉚釘CFRP-鋁合金膠鉚復合接頭性能，總結出雙鉚釘間距Di 對接頭性能的影響，如圖23 所示，當Di 值在30～60 mm 區(qū)間變化時，膠鉚復合接頭的靜態(tài)最大載荷值及疲勞性能都隨著Di 的增加而提升，但影響規(guī)律的機制分析，仍需要借助數(shù)值計算工具進一步的探究。

圖23 雙鉚釘膠鉚復合連接接頭結構示意圖[55]

Fig.23 Schematic diagram of structure for self-piercing riveting bonded joint with double rivets[55]

 

鉚接工藝是接頭性能最直接和關鍵的影響因素，主要包括基板連接位置、沖鉚速度和壓力、沖鉚過程的溫度和復合材料狀態(tài)及接頭的結構尺寸等，良好的工藝有助于形成高質量的接頭結構、減少沖鉚過程復合材料的損傷缺陷、改善鉚釘和內(nèi)鎖結構的強度及提升接頭有效受力尺寸，從而改善接頭性能。然而，進行工藝優(yōu)化的同時，往往伴隨著工藝復雜度的提升和連接效率的降低，對于復合材料自沖鉚工藝的選擇，尤其是應用于車身結構件的連接時，需要綜合考慮接頭質量、連接效率、自動化實現(xiàn)和成本等多方面因素，以滿足實際生產(chǎn)需求。

 

2.3 鉚釘

自沖鉚釘按照中空結構形式可分為空心鉚釘和半空心鉚釘，如圖24 所示，黃志超等[56] 對比兩種結構形式的鉚釘接頭(CFRP-鋁合金)特點發(fā)現(xiàn)，空心鉚釘接頭具有更好的機械內(nèi)鎖性能，而半空心鉚接頭的表面平整度更高，且半空心鉚釘接頭的能量吸收值優(yōu)于空心鉚；此外，兩者的接頭失效模式也有所不同，空心鉚釘接頭的破壞形式隨著鉚釘余高的增加而發(fā)生變化，由小余高情況下鉚釘從下板拉脫轉變?yōu)榇笥喔邥r上板纖維鋪層撕裂后的上板拉脫破壞；半空心鉚釘接頭的失效破壞則經(jīng)歷兩個階段，先是上板纖維鋪層斷裂，鉚釘頭部發(fā)生旋轉，最終失效于機械內(nèi)鎖機構破壞，鉚釘從下板拉脫失效。

圖24 空心鉚釘(a)和半空心鉚釘(b)結構對比[56]

Fig.24 Structure contrast of hollow rivet (a) and semi-hollow rivet (b)[56]

 

釘頭結構同樣會對接頭性能帶來影響，Gay等[33]在對尼龍基體的GFRP (PA-GF50)和鋁合金的自沖鉚接頭進行疲勞性能研究發(fā)現(xiàn)，相同直徑的圓頂鉚釘和沉頭鉚釘，如圖25 所示，前者接頭的疲勞性能高出22%，分析認為，圓頂鉚釘接頭性能較高主要與兩方面因素有關，一是圓頂鉚釘在鉚接過程對復合材料破壞損傷較小；另外，圓形釘頭結構使接頭在受疲勞載荷時鉚釘周圍應力集中問題得以改善。

圖25 圓頂鉚釘(a)和沉頭鉚釘(b)結構對比[33]

Fig.25 Structure contrast of domed head rivet (a) and countersunk head rivet (b) [33]

 

Vorderbrüggen 等[57]以實心自沖鉚設備和工藝為基礎，在對應用于車身結構的CFRP-鋼接頭進行鉚接試驗時發(fā)現(xiàn)，實心自沖鉚釘(Full rivet)在沖切CFRP 上板時，容易造成碳纖維彎曲及斷裂碳纖維殘余堆積，形成的沖孔尺寸過小，并引起接頭復合材料的大量損傷和缺陷，如圖26 所示；將鉚釘改進為中空環(huán)切式(Reservoir rivet)后，結構形式如圖27 所示，則能夠利用楔形的環(huán)切釘腳(圖27 中放大區(qū)域A)在鉚接過程持續(xù)切割碳纖維，減少碳纖維彎曲和斷裂后的堆積，從而顯著地降低沖鉚過程中的接頭損傷，如圖26 對比所示；進一步地，為了降低接頭結構在經(jīng)歷熱載荷(白車身需經(jīng)歷的高溫浸漆工序) 后的損傷和缺陷，在中空環(huán)切式鉚釘?shù)幕A上，設計了容差中空環(huán)切鉚釘(Tolerance reservoir rivet)，如圖27 所示，鉚釘頸部的外徑尺寸有所縮減，容許沖鉚過程中受橫向擠壓的復合材料在鉚釘?shù)轿缓髮崿F(xiàn)部分回彈，以改善鉚釘周圍復合材料的應力狀態(tài)，從而最大限度地降低熱載荷過程接頭損傷，如圖28 所示。

圖26 實心鉚釘(左)和中空環(huán)切鉚釘(右)自沖鉚接頭剖面形貌對比[57]

Fig.26 Section structure contrast of SPR joints with full rivet (Left) and reservoir rivet (Right) [57]

圖27 自沖鉚鉚釘結構演化[57]

Fig.27 Evolution of rivet structure for SPR[57]

圖28 鉚釘結構對接頭損傷的影響[57]：(a)中空環(huán)切鉚釘；(b)容差中空環(huán)切鉚釘

Fig.28 Influence of rivet structure on joint damage[57]: (a) Reservoir rivet; (b) Tolerance reservoir rivet

 

Ueda 等[58] 在對同質CFRP 板自沖鉚試驗時，為了減少鉚接過程引起的CFRP 板內(nèi)分層缺陷，提出了預開孔自沖鉚工藝，如圖29(a) 所示，在待鉚接的復合材料板上下各加一個平墊圈(Upper/Lower flat washer)，其在沖鉚過程中始終緊壓上下板，抑制復合材料板分層裂紋的擴展，從而減小分層缺陷面積，最終，鉚釘釘腳在鉚模作用下擴展并與下墊圈緊固，接頭形狀如圖29(b) 所示。此改進自沖鉚工序中無需增加多余步驟，繼承了自沖鉚高效和易于自動化的優(yōu)勢，但要求鉚釘長度和釘腳結構形式能夠更好地滿足其與下墊板間的緊固強度。性能測試結果顯示，與同規(guī)格的螺栓連接相比，長鉚釘預開孔自沖鉚接頭強度高出約11%，且接頭的失效形式為擠壓破壞，能量吸收性能更好，如圖30 所示，可有效避免接頭突然失效帶來的災難性后果。

圖29 改進自沖鉚接頭結構[58]：(a) 鉚接前接頭結構剖面；(b) 鉚接后接頭結構側面

Fig.29 Joint structure of modified SPR[58]: (a) Section structure before SPR; (b) Side view structure after SPR

圖30 改進自沖鉚和螺栓接頭拉伸載荷-位移曲線 [58]

Fig.30 Load-displacement curves for modified SPR and bolt joints [58]

 

鉚釘長度對接頭性能的影響主要體現(xiàn)在機械內(nèi)鎖結構尺寸和強度，黃志超等[59] 采用7～9 mm范圍的自沖鉚釘進行CFRP 和鋁合金連接試驗發(fā)現(xiàn)，隨著鉚釘長度增加，接頭釘腳張開度增加，機械內(nèi)鎖結構更牢固，同時殘余底厚越小，鉚接接頭的最大承載能力及能量吸收值也隨之顯著上升。Rao 等[60]通過試驗及數(shù)值計算兩種途徑得到了類似的研究結果，當采用較長的鉚釘(9.5 mm)對總厚度為5 mm 的CFRP-Al 板接頭進行刺穿自沖鉚連接(Self-piercing-through riveting，SPTR)，如圖31(b) 所示，盡管刺出下板的鉚釘端部及下板出現(xiàn)了嚴重的塑性變形，但相比于短鉚釘(7 mm)的常規(guī)自沖鉚工藝，長鉚釘?shù)尼斈_擴展明顯，并與下板材料形成了強度更高的機械內(nèi)鎖(Mechanical interlock)結構，如圖31(a)和圖31(b)對比所示，接頭承受最大載荷提升25%以上。然而，也有研究認為，鉚釘并非越長越有利，當分別采用長度為5.0、5.5 和6.0 mm 自沖鉚釘連接2 mm 厚的CFRP 和1.5 mm 厚的鈦板時，5.5 mm的鉚釘接頭擁有最大的底切厚度，并呈現(xiàn)最佳的拉伸剪切強度[26]。

圖31 常規(guī)自沖鉚(a)與長鉚釘刺穿自沖鉚(b)接頭剖面結構對比[60]

Fig.31 Section structure contrast of regular SPR joint and self-piercingthrough riveting (SPTR)[60]

 

梁鉅松[46] 通過正交試驗探索了自沖鉚釘?shù)尼斈_長度、釘腳內(nèi)徑、鉚釘腳尖傾角3 個結構參數(shù)對CFRP-鋁合金接頭性能的影響，如圖2 所示，對比接頭剖面結構發(fā)現(xiàn)，釘腳尖傾角的增加、釘腳長度的減小和釘腳內(nèi)徑的增大，均有利于鉚接過程中釘腳擴張和底切厚度的增加，機械內(nèi)鎖結構更易成型。Jiang 等[22]進一步細化上述試驗對比結果認為，選擇30°釘腳尖傾角及2.8 mm 釘腳內(nèi)徑時，得到的接頭結構同時具備適中的殘余厚度及底切厚度，擁有最佳的強度和能量吸收性能。

 

為保證自沖鉚接頭強度和鉚接過程的順利刺穿，鉚釘通常采用高強鋼材質，而鋼的耐蝕性能相比鋁合金和復合材料較差，特殊工作環(huán)境下接頭強度和壽命會受到鉚釘耐蝕性能的影響[61]。Karima 等[24] 分別采用Almac@鍍層(Zn-Sn-Al 鍍層)和Zn-Ni 鍍層的高強鋼鉚釘連接CFRP-5052 鋁合金，并將接頭置于鹽霧室內(nèi)進行13 周的加速腐蝕試驗，結果顯示，Almac@鍍層鉚釘由于其和復合材料之間的強電位差(0.93 V)，鉚釘頭部質量腐蝕損傷了約46%，如圖32(a)所示，其對接頭的壓緊和約束能力顯著降低，導致接頭強度下降了22.8%，接頭失效形式也由腐蝕前的鉚釘頭尾同時從上下基板拔出，轉變?yōu)獒旑^從上基板拔出；而Zn-Ni 鍍層與復合材料間的電位差較低，接頭腐蝕后鉚釘質量基本無損失，如圖32(b)對比所示，接頭強度僅下降了6.9%。

圖32 加速腐蝕試驗后接頭的鉚釘形貌[24]：(a) Almac@鍍層鉚釘；(b) Zn-Ni 鍍層鉚釘

Fig.32 Rivet morphology of joints after accelerated corrosion test[24]:(a) Almac@coated rivet; (b) Zn-Ni coated rivet

 

鉚釘作為連接上、下基板的關鍵部件，其結構形式、尺寸和耐腐蝕性能都將決定接頭的連接強度和使用壽命，對鉚釘?shù)慕Y構和尺寸進行改進的目標，一方面是降低鉚接過程中復合材料板的損傷缺陷，同時強化鉚釘與下板形成的機械內(nèi)鎖結構，并改善接頭鉚釘周圍的應力分布狀態(tài)。此外，對于腐蝕環(huán)境下服役的接頭，則需要提升鉚釘?shù)哪臀g性以保障接頭的服役壽命。

 

2.4 服役條件

自沖鉚接頭強度和壽命與受所載荷形式及服役環(huán)境密切相關。針對載荷形式的影響研究，Leconte 等[62]采用特殊夾具對GFRP-鋁合金自沖鉚接頭分別施加純拉伸載荷A-A、45°混合載荷B-B及純剪切載荷C-C，如圖33 所示。結果顯示，接頭能承受的最大載荷及能量吸收值，均隨著加載角度的增加而提升，同時，接頭性能對于加載速度變化并不敏感，當各個載荷角度上的加載速度在0.016～100 mm/s 區(qū)間內(nèi)變化時，接頭的載荷-位移曲線、最大載荷值、斷裂位移及能量吸收值均無顯著差別。然而，當加載速度在5 mm/min～10 m/s 的大區(qū)間范圍變化時，其對CFRP-鋁合金接頭性能影響將會顯現(xiàn)，接頭最大拉伸剪切載荷隨加載速度的增加而上升，而接頭的能量吸收值卻隨之降低[46]。

圖33 接頭載荷角度示意圖[62]

Fig.33 Diagram of loading angles on the joint[62]

 

服役環(huán)境主要包括化學腐蝕環(huán)境和溫度環(huán)境，常溫下的復合材料和鋁合金自沖鉚接頭的鹽霧時效試驗結果顯示[24,34]，經(jīng)歷了鹽霧時效后，接頭最大載荷、失效位移及能量吸收值都會出現(xiàn)顯著下降，如圖34 所示，且接頭性能下降幅度隨時效時間的增加而增加。究其原因，一是在鹽霧環(huán)境中接頭的陽極金屬容易被電化學腐蝕，造成接頭性能下降甚至連接失效；二是當復合材料置于NaCl 電解質環(huán)境中時，電解質的陰離子和陽離子會滲透進入復合材料內(nèi)部，破壞基體材料、纖維材料和界面，帶來基體膨脹、界面剝離和材料水解等問題，導致復合材料自身強度的下降，最終惡化接頭性能[63-64]。

圖34 鹽霧時效時間對接頭載荷-位移曲線的影響[34]

Fig.34 Influence of salt spray fog aging time on load-displacement curves of joint[34]

 

復合材料受其樹脂基體材料性能影響，對服役環(huán)境溫度較敏感，進而影響鉚接接頭性能，研究顯示[33,65]，尼龍基GFRP-鋁合金自沖鉚接頭靜力學強度和疲勞強度在-40～90℃區(qū)間內(nèi)，隨工作溫度的升高而顯著下降，當接頭工作溫度從-40℃升高至23℃時，其靜力學強度和疲勞強度分別下降19%和30%，當從23℃進一步升高至90℃時，兩者分別再次下降約26%和22%。

 

此外，接頭服役過程經(jīng)歷溫度波動同樣會對接頭質量產(chǎn)生影響，Wagner 等[66]發(fā)現(xiàn)CFRP-鋼自沖鉚接頭經(jīng)歷高溫(180℃，30 min)熱載荷后其最大拉伸強度降低10%～15%。機制分析認為，接頭異質材料間的熱膨脹系數(shù)不同，一方面造成上、下基板橫向熱膨脹伸長位移存在差別，如圖35(a)所示，從而引起鉚釘與上、下基板之間的熱應力，同時由于CFRP 塑性變形能力差，熱應力將導致原有接頭周圍的復合材料損傷擴大，如圖35(b)所示，最終降低接頭強度；二是接頭各材料在鉚釘長度方向上的熱膨脹和收縮量不同步，造成了鉚釘緊固力的松弛及上下基板之間摩擦力下降，最終引起接頭性能惡化。Vorderbrüggen 等[57]針對CFRP-鋼接頭熱載荷損傷的問題，選擇對自沖鉚釘結構進行改進，最大限度的消除鉚接過程CFRP 板內(nèi)損傷，同時改善接頭處CFRP 板與鉚釘間的應力狀態(tài)，從而有效地抑制熱載荷過程中接頭損傷和缺陷面積的擴大。

圖35 材料熱膨脹系數(shù)差異引起的接頭損傷[66]

Fig.35 Joint damage caused by difference of thermal expansion coefficient of materials[66]

 

服役條件對接頭的影響因素主要有接頭載荷形式、工作的化學環(huán)境和溫度環(huán)境等，針對不同的工況條件，在連接工藝選擇上，可以從調整接頭結構、接頭鈍化處理及降低復合材料鉚接損傷和熱載荷沖擊損傷等方面著手改善接頭性能，以適應特殊服役條件。

 

2.5 膠鉚復合工藝

膠接能夠在不破壞零件結構的同時保證較高的連接強度，適用于復合材料的同質或異質材料間的連接，具有應力分布均勻、密封性好和耐腐蝕的特點[12]。自沖鉚接頭復合以膠接工藝，則可充分發(fā)揮兩者的優(yōu)勢，提升接頭綜合性能。Franco 等[42]分別采用自沖鉚接、膠接和膠鉚復合連接工藝完成了CFRP-AA2024 鋁合金連接試驗，其中，膠接工藝分別增加了后處理試驗組進行對照。各連接工藝下的接頭最大拉伸強度、能量吸收值及接頭剛度對比如圖36 所示。可以看出，膠接接頭的強度(無論是否進行后處理)和剛度均高于自沖鉚接頭，即自沖鉚復合以膠接工藝后，接頭最高強度及剛度明顯改善；然而，單純的膠接(無論是否進行后處理)接頭的能量吸收能力十分有限，如圖36(b) 對比所示，這主要是由于高剛度的膠接接頭的延伸率不足，失效位移較小，承受至最大載荷時，容易出現(xiàn)突然斷裂失效，如圖37 載荷-位移曲線所示，而自沖鉚接頭則具有出色的能量吸收能力，能夠彌補膠接接頭的不足，因此，膠鉚復合接頭能夠結合兩種工藝優(yōu)勢，性能更加全面。

圖36 不同連接工藝接頭最大載荷(a)、能力吸收值(b)和剛度(c)對比[42]

Fig.36 Contrast of maximum load (a), energy absorption (b) and stiffness (c) for joints with different jointing process[42]

 

圖37 膠接接頭載荷-位移曲線[42]

Fig.37 Load-displacement curves of bonded joint[42]

 

膠鉚復合接頭的最大拉伸載荷通常由膠接性能決定，而膠接性能受到多重工藝因素的影響，如基板的結構及表面處理狀況、膠層的厚度及在板間的鋪展狀態(tài)、粘接劑的性能及固化方式等[67-68]，對于膠鉚復合接頭而言，這些因素同樣影響著接頭的整體性能。此外，由于膠接工藝對連接表面要求較高且成型周期長，膠鉚復合工藝在改善自沖鉚接頭綜合性能的同時，也削弱了自沖鉚工藝高效快捷的優(yōu)勢。

 

3、 工藝研究進展

 

對近年來復合材料自沖鉚工藝研究相關文獻進行梳理，匯總了連接工藝、接頭性能和失效形式等研究結果，如表1 所示。

 

表1 復合材料自沖鉚連接工藝研究進展

Table 1 Research progress of composite SPR process

 

Notes: SPTR-Self-piercing-through riveting.

 

對比分析結果可知，對復合材料自沖鉚工藝的研究對象以CFRP 與鋁合金異質材料接頭為主，占比約78%，顯示出這兩種優(yōu)質輕量化材料的應用前景及連接需求。然而，對于輕量化混合材料車身結構而言，CFRP 和高強鋼之間同樣存在著巨大的連接需求。特別地，隨著超高強度自沖鉚釘制造工藝的成熟，中等強度和高強度鋼作為下基板與鋁合金上板的自沖鉚接在傳統(tǒng)鋼鋁混合車身制造中得到廣泛應用，展現(xiàn)出良好的連接性能及應用價值。可見，探索 CFRP 和高強鋼(作為下基板)之間的自沖鉚連接具備可行性和研究價值，而目前針對這一工藝的研究較少，尚待繼續(xù)深入探索。

 

除了部分特殊工藝需要較長的鉚釘外，常規(guī)工藝研究采用鉚釘長度在5.0～7.0 mm 之間，對應的復合材料板厚也普遍在1.5～3.0 mm 之間，雖然接頭強度還受到母材性能和工藝因素的影響，但通過對表1 中的數(shù)據(jù)進行統(tǒng)計，得到接頭強度與鉚釘長度和復合材料板厚相關性的統(tǒng)計規(guī)律顯示，接頭靜態(tài)最大載荷與鉚釘長度和復合材料板厚兩個因素呈現(xiàn)正相關性，如圖38 所示。

 

圖38 表1 中接頭強度的統(tǒng)計規(guī)律：(a) 接頭最大載荷與復合材料板厚；(b) 接頭最大載荷與鉚釘長度

Fig.38 Statistical law of joint strength in Table 1: (a) Maximum load and composite sheet thickness; (b) Maximum load and rivet length

 

研究案例中，復合材料自沖鉚接頭性能最普遍的衡量參數(shù)是靜態(tài)最大拉伸剪切載荷，此外，接頭的能量吸收性能也受到關注，這反映出實際應用場景中接頭最基礎和關鍵的性能指標，即強度和韌性。從圖38 可以看出，復合材料與鋁合金薄板常規(guī)自沖鉚接頭的靜強度普遍在2.5～5 kN 區(qū)間內(nèi)，且更多集中在4 kN 上下，這一強度范圍可以與金屬薄板間的自沖鉚接頭強度相媲美[23]；當采用特殊鉚接工藝，如雙鉚釘自沖鉚和墊片改進自沖鉚等，能夠顯著提升接頭強度，尤其是采用膠鉚復合工藝得到的接頭強度甚至超過同厚度的低碳鋼薄板間自沖鉚接頭[70]，但特殊改進工藝的采用也會帶來連接效率下降、工藝復雜度提升或接頭增重等問題[41,55,58]。

 

梳理接頭失效形式發(fā)現(xiàn)，復合材料自沖鉚接頭的最終破壞形式主要為上基板或下基板的拉脫失效，其中又以上基板拉脫失效更常見，統(tǒng)計占比超過50%。失效規(guī)律揭示了影響復合材料自沖鉚接頭強度的關鍵因素，即復合材料上基板受鉚釘周圍集中應力作用下抵抗變形或破壞的能力及釘腳與金屬下基板間機械內(nèi)鎖結構的性能。其中，前者的改善路徑主要有提升上基板強度、降低接頭附近的鉚接損傷缺陷及調整鉚釘周圍壓應力集中狀態(tài)；而機械內(nèi)鎖結構強化則可從提升下板和鉚釘強度、調整鉚釘結構尺寸及減少釘腳擴展阻礙等方面著手，這也是復合材料自沖鉚連接工藝參數(shù)優(yōu)化的關鍵目標和接頭性能改善的主要方向。

 

4、 結語

 

樹脂基復合材料以其超高的比強度和比模量成為車身輕量化的理想材料，隨著其在車身制造領域的應用范圍逐漸拓展，實現(xiàn)同質或異質結構件間的有效連接成為核心問題和研究熱點。然而復合材料的特殊結構、超高的強度和力學各項異性特點，給其連接工藝帶來了挑戰(zhàn)。本文通過梳理復合材料的連接工藝及自沖鉚連接的研究現(xiàn)狀，分析探討了自沖鉚連接工藝特點、接頭性能影響因素和改善途徑。

 

(1) 自沖鉚工藝以其高效、易于自動化和在異種材料連接方面的優(yōu)勢，在車身復合材料結構件的連接上展現(xiàn)出良好適用性。目前，復合材料自沖鉚連接研究主要集中在碳纖維復合材料(CFRP)和鋁合金材料之間，而CFRP 和高強鋼之間的連接工藝同樣具備可行性、研究價值和及應用前景；

 

(2) 衡量復合材料自沖鉚接頭性能的參數(shù)包括靜力學強度、能量吸收能力和疲勞性能等，而影響接頭性能的主要因素有母材性能、鉚釘結構、鉚接工藝參數(shù)及接頭服役條件等，此外，自沖鉚復合以膠接工藝，能夠顯著提升接頭的綜合性能；

 

(3) 復合材料與金屬板間的自沖鉚接一般采用復合材料板在上、金屬板在下的連接位置，從常見的破壞模式來看，改善接頭性能的主要工藝方向在于提升上基板的強度、降低復合材料內(nèi)部損傷缺陷及改善釘腳與下基板的機械內(nèi)鎖結合性能；

 

(4) 復合材料與鋁合金薄板自沖鉚接頭強度多集中在4 kN 上下，這一強度值范圍可以與金屬板件間的自沖鉚接頭強度相媲美；目前研究開發(fā)的自沖鉚改進工藝，在改善接頭強度的同時會帶來效率降低、工藝復雜度增加等問題。故而，復合材料自沖鉚連接應用于追求效率的車身制造領域時，探索高效、優(yōu)質、穩(wěn)定和易于自動化的改進工藝則成為需要重點研究的關鍵問題。

 

來源：期刊-《復合材料學報》 2023年第4期 P1819-1840；作者：符平坡1,2, 曾祥瑞*1, 丁華2, 張娜娜2, 羅時清2(1.華中科技大學 機械科學與工程學院；2.吉利汽車研究院(寧波)有限公司)