無頭鉚釘成型過程的有限元仿真與試驗分析

呂曉敏 吳林軒 曹臣鵬 王天鵬 劉 晚

（天津航天長征火箭制造有限公司，天津 300462）

文 摘 采用ABAQUS 建立有限元分析模型，分析了66°錐形鉚模壓鉚無頭鉚釘的成型過程。對成型后的試片進行了力學及金相分析，并將結果與普通半圓頭鉚釘進行對比。研究結果表明，無頭鉚釘的壓鉚變形過程為釘桿中間最早漲粗，墩頭部分成型，隨后釘桿部分逐步與孔壁均勻擠壓的過程；隨著壓鉚位移的增加，無頭鉚釘拉脫強度及剪切強度均呈上升趨勢；與傳統平鉚模成型的半圓頭鉚釘相比，在錐形鉚模的作用下，金屬材料向釘桿流動更加均勻，墩頭兩側的絕熱剪切效應明顯弱化。

0 引言

鉚接作為常用的一種固定連接方式，在航空航天領域廣泛應用，目前航天中常用半圓頭鉚釘。無頭鉚釘主要用于航空壁板組合件的干涉密封鉚接。無頭鉚釘釘桿成型時，需要在兩側同時加載形成墩頭，對兩側載荷、位移等參數有極高的要求。隨著自動鉆鉚工藝的發展，采用靜態壓鉚的方式更易控制，無頭鉚釘雙面加載的形式具有了替換航天有頭鉚釘的應用基礎。國內劉連喜等［1］用對無頭鉚釘埋頭窩型鉚接結構進行研究，得到了該類型鉚釘的最優工藝參數組合。

李奕寰等［2-3］對無頭鉚釘在錐形鉚模電磁鉚接的研究表明，錐形鉚模對鉚接完成后的鉚接件的形變以及鉚接結構的疲勞性能都有很大影響，并以66°鉚模形成的干涉量最理想，但研究主要集中于電磁鉚接，對靜態壓鉚的研究較少。

采用有限元分析可以對鉚接過程進行求解計算。劉平［4］等采用有限元分析法對鉚接變形過程進行了分析。朱亞蓉等［5］采用有限元仿真對玻璃鋼（GFRP）與鋁合金疊層壓鉚過程中GFRP 層的損傷問題進行了分析并獲取了GFRP/鋁合金疊層低損傷的壓鉚工藝參數。張洪雙等［6］對埋頭鉚釘連接時鉚釘和被連接件的變形過程進行了仿真研究。

本文通過數值模擬和鉚接試驗，分析錐形鉚模結構下無頭鉚釘成型的工藝參數，對壓鉚后的力學性能進行對比，同時對鉚釘剖面進行金相分析，結果可為運載火箭產品無頭鉚釘鉚模的靜態壓鉚工藝選擇提供參考。

1 有限元模型建立

鉚釘長度是關乎鉚接質量的重要參數，鉚釘過長，鉚釘墩頭就過大，釘桿易彎曲；鉚釘過短，則墩粗量不足，釘頭成型不完整，影響鉚接強度和緊密性。

文中采用常用的直徑為4 mm×14 mm 的2A10 鋁合金無頭鉚釘，夾層材料采用3 mm+3 mm 厚度2A12鋁合金板材結構，鉚模結構66°。

鉚釘與夾層材料的具體性能指標如表1 所示。網格采用減縮積分單元C3D8R。對變形大的區域及釘孔接觸區域采用細網格控制。

表1 鉚釘與夾層材料性能指標Tab.1 Properties of rivet and sandwich materials

表2 Johnson-Cook模型參數Tab.2 Parameters of Johnson-Cook model

本文采用Johnson-Cook 模型描述材料的本構關系，J-C本構關系表達式為：

式中，A為材料初始屈服應力；B為材料硬化模量；n為應變硬化指數；C為應變強化參數；m為熱軟化指數。

2 模擬結果分析

2.1 鉚釘成型的殘余應力分析

用66°錐度的鉚模對4 mm 鋁合金鉚釘的成型過程進行模擬。壓鉚位移分別為1.5、1.8、2、2.2 mm，結果見圖2、圖3。壓鉚過程中，鉚釘釘桿中部首先發生整體鐓粗變形，隨著壓鉚位移的增加，變形逐漸轉向釘桿中部兩側，并最終集中于墩頭部分（圖2）。

壓鉚位移1.8 mm 時，鉚釘墩頭基本成型。隨著壓鉚位移的繼續增加，鉚釘墩頭位置應力逐漸延伸至釘桿位置，在壓鉚位移2.2 mm 時，釘桿所受應力遠遠超出墩頭位置的應力水平，該過程如圖3所示。

孔壁應力分析結果見圖4?？梢钥闯?，隨著壓鉚位移的增加，釘桿不斷漲粗，孔壁收到的擠壓力也逐漸增加，墩頭與孔壁接觸的孔口位置應力最大。

2.2 模擬結果分析

根據仿真結果分析得到壓鉚力-位移曲線（圖5）。壓鉚力-位移曲線可反映出鉚釘成型過程的應力變化。壓鉚位移在0～1.8 mm過程中壓鉚力變化相對平緩。隨壓鉚位移繼續增加，壓鉚力迅速攀升。

結合鉚釘成型的仿真結果可知，壓鉚前期主要的壓鉚力作用于鉚釘墩頭的成型，墩頭部分吸收了大部分的應變能。此后，墩頭部分基本成型完成，壓鉚力開始作用于釘桿的墩粗，釘桿的干涉量逐步增加，釘桿向孔周不斷擠壓。被連接件孔周在擠壓作用下產生較大的應力，該過程有助于被連接件材料孔周應力強化。壓鉚位移持續增加到2 mm 時，壓鉚力達到最大值8.77 kN。若持續到壓鉚位移2.25 mm時，壓鉚力迅速達到最大值12.89 kN。

3 鉚釘成型力學試驗研究

鉚接后成型效果見圖6。對成型后的試片進行剪切及拉脫力學性能測試，拉脫及拉伸加載速率均為3 mm/min。剪切及拉脫強度變化趨勢分析見圖7及表3。

表3 試片力學強度對比結果Tab.3 Mechanical strength of test pieces

可以看出，隨著壓鉚位移的增加，試片拉脫強度及剪切強度均呈現出上升趨勢。拉脫強度提高更為明顯：位移1.5 mm 時，剪切強度3.77 kN，拉脫強度5.46 kN；位移2.2 mm 時，剪切強度4.07 kN，拉脫強度6.50 kN，分別提高7.96%、19.05%。由此可見，增大壓鉚位移，有利于結構的增強。

失效照片可以直觀觀察出鉚釘釘桿與墩頭部分的強度對比情況，具體見表4。

表4 不同壓鉚位移下實物失效情況Tab.4 Failure conditions of rivets under different pressing displacements

位移1.5 mm 時，失效位置均在墩頭和釘桿交界，說明成型后該位置較為薄弱，墩頭成型效果較差。隨著壓鉚位移的繼續增加，1.8～2 mm 斷裂位置與在“墩頭與釘桿交界”、“釘桿中間”交替出現，墩頭部分強度與釘桿部分水平基本持平。壓鉚位移2.2 mm 時，鉚釘均在釘桿中間交界斷裂，此時墩頭部分強度已經超出此時釘桿部分的強度，成型效果已經達到最佳狀態。此時，鉚釘墩頭部分已完全充滿鉚模型腔。繼續增加壓鉚位移，孔周結構變形所需壓鉚力急劇增加，此時壓鉚模受力極難控制，結構件很容易發生變形，這在工程上的應用帶來極大的阻力。因此，最優位移參數不宜大于2.2 mm。

對無頭鉚釘與半圓頭鉚釘的成型后力學性能進行比對，其中半圓頭鉚釘的成型按照QJ782A-2005《鉚接通用技術要求》［7］，結果見表5，可以看出，采用66°錐形結構鉚模，在壓鉚位移為2.2 mm 條件下，鉚釘的剪切強度、拉脫強度均已略高于半圓頭鉚釘。

表5 力學性能對比Tab.5 Comparison of mechanical strength

4 金相分析

為分析鉚釘的實際變形情況，試驗對鉚釘剖面進行金相分析，結果與普通半圓頭鉚釘進行對比。

圖8 為鉚釘釘桿位置的微觀組織照片。采用錐形鉚模成型的無頭鉚釘，材料軸向與徑向流動更為平均，在釘桿位置呈現緊密配合。

從圖9 中可看出，在鐓頭上、下部各出現一條類似拋物線形的絕熱剪切帶（Adiabatic hear band，ASB），剪切帶起始端為截面孔邊緣及鉚釘邊緣的四角位置。對于錐形鉚模成型的鉚釘墩頭。絕熱剪切帶局部放大視圖10表明其內部晶粒發生劇烈剪切破碎，形成纖維狀變形組織。絕熱剪切帶中都存在再結晶現象，該區域剪切破壞裂紋產生的高發區，容易產生剪切失效行為。

圖1 仿真模型的建立Fig.1 Simulation model establishment

圖2 1.5 mm以下無頭鉚釘壓鉚應力云圖Fig.2 Headless rivet Stress cloud for displacement below 1.5 mm

圖3 不同壓鉚位移下應力云圖Fig.3 Stress cloud at different pressing displacements

圖4 不同壓鉚位移下孔壁應力云圖Fig.4 Stress cloud of hole wall at different pressing displacements

圖5 壓鉚力-位移曲線Fig.5 Pressure-displacement curve

圖6 鉚接試片Fig.6 Riveting test pieces

圖7 不同壓鉚位移下力學強度對比圖Fig.7 Mechanical strength under different displacements

圖8 鉚釘釘桿金相組織照片Fig.8 Metallographic images of rivet rod structure

圖9 鉚釘鐓頭金相組織照片Fig.9 Metallographic images of rivet head structure

圖10 剪切帶金相組織照片Fig.10 Metallographic image of shear band

絕熱剪切帶的產生是熱-力耦合的結果［8-10］。在高速應變下，塑性變形由等熱狀態向絕熱狀態轉變，剪切區域的形變溫升明顯高于其他區域，當溫升軟化效應大于應變硬化和應變速率硬化效應之和時，將會在此區域發生塑性失穩導致變形集中而形成絕熱剪切帶。塑性功轉化的熱量引起材料強度軟化，強度軟化又促進了塑性變形，進而產生更多熱量，從而形成材料塑性變形和溫度軟化作用循環互動。

不同于電磁鉚接的高速應變作用下的明顯窄條形絕熱剪切帶［11］，靜態壓鉚產生的絕熱剪切帶寬度增加，邊界有所弱化，但仍能發現相似的變形情況。

半圓頭鉚釘墩頭變形區域共劃分4 個。由于材料軸向與徑向流動不均勻，位置1、3、4屬于難變形區域（死區），2為變形區。難變形區域內金屬塑性流動受限，晶粒仍然保持原始等軸晶狀態?？拷羟袔Ц浇Я１焕L呈流線形向剪切帶內流動。2 區金屬在受徑向壓應力及環向拉應力作用下，晶粒破碎。各區邊界剪切帶內晶粒被拉長。

剪切帶的形成與其所處的應力狀態密不可分，3區受到沖頭摩擦力作用，1區受到釘桿限制金屬流動受限。2區金屬可沿著鉚釘徑向向側面流動變形，這樣不可避免會在1 區與2 區之間、3 區與2 區之間產生剪切作用。而由于錐形鉚模增加了側向的擠壓力f，使得4區的金屬流動性增強，并能最終與2區融合。

綜上，采用錐形鉚模成型的無頭鉚釘，墩頭變形區域由四個區變為3個區，位于墩頭兩側的難變形的4區由于受到鉚模型腔的約束作用，材料受到軸向與徑向的雙向擠壓力，在該力的作用下，金屬可產生塑性流動，45°方向剪切效應明顯弱化。

5 結論

（1）無頭鉚釘的壓鉚變形過程為：釘桿中間最早漲粗，隨后墩頭部分成型。隨著壓鉚位移增加，釘桿部分應力逐漸增加，并最終與孔壁均勻貼合。壓鉚位移2.2 mm時，鉚釘墩頭部分已完全充滿鉚模型腔。

（2）壓鉚前期壓鉚力主要作用于鉚釘墩頭的成型。此后，墩頭部分基本成型完成，壓鉚力開始作用于釘桿的墩粗，釘桿的干涉量逐步增加，釘桿向孔周不斷擠壓，被連接件孔周在擠壓作用下產生較大的應力。

（3）隨著壓鉚位移的增加，拉脫強度及剪切強度均呈上升趨勢。壓鉚位移2.2 mm時，墩頭部分斷裂強度已超出釘桿部分。繼續增加壓鉚位移，孔周結構變形所需壓鉚力急劇增加，此時壓鉚模受力極難控制。

（4）金相分析表明：與傳統平鉚模成型的半圓頭鉚釘相比，在錐形鉚模的作用下，金屬材料向釘桿流動更加均勻，釘桿與孔壁貼合更加緊密。位于墩頭兩側的難變形區在鉚模型腔的約束作用下，材料受到軸向與徑向的雙向擠壓力，金屬產生塑性流動，剪切效應明顯弱化。