吳 浪， 侯紅玲， 郝海凌, 張 煒, 王 凱, 黃 濤

(陜西理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 陜西 漢中 723000)

飛機(jī)裝配是現(xiàn)代飛機(jī)制造的重要組成環(huán)節(jié)，各部件之間的裝配不可避免地會(huì)采用各種連接技術(shù)，如鉚接、螺栓連接、焊接、粘接等[1-4]。其中，鉚接仍然是主要的連接方法，特別是對(duì)于金屬構(gòu)件，因?yàn)殂T接具有工藝簡(jiǎn)單、密封性好、強(qiáng)度可靠等特點(diǎn)[5]。然而，鉚接件在承受比較大的極限載荷時(shí)，以鉚釘發(fā)生剪切失效居多，鉚接過(guò)程中的孔徑配合尺寸會(huì)導(dǎo)致干涉配合尺寸的變化，進(jìn)而影響鉚接搭接接頭的內(nèi)部力學(xué)性能。為了保證飛機(jī)的安全性能，研究鉚接搭接接頭的機(jī)械響應(yīng)是必要的[6]。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鉚接的研究主要集中在鉚接接頭附近的變形以及應(yīng)力分布對(duì)其鉚接質(zhì)量的影響。張青等[7]通過(guò)建立C/SiC鉚接接頭有限元模型，研究了鉚接孔周?chē)鷳?yīng)力分布和剪切破壞形式，結(jié)果表明當(dāng)鉚釘軸向在受到大于鉚釘材料的剪切強(qiáng)度時(shí)，鉚釘發(fā)生剪切破壞。Li等[8]和Zeng等[9]通過(guò)對(duì)不同孔徑和擠壓力的組合進(jìn)行試驗(yàn)和仿真模擬，對(duì)鉚接過(guò)程中干涉量分布和材料流動(dòng)特性進(jìn)行分析，結(jié)果表明，內(nèi)板孔徑的膨脹量大于外板，隨著孔徑和擠壓力的增大，更多的鉚釘材料流入孔內(nèi)導(dǎo)致干涉量增大，且隨著孔徑增大剪切載荷逐漸增大。張開(kāi)富等[10]建立了鉚釘彈性變形、塑性變形和回彈性的數(shù)學(xué)和力學(xué)模型，通過(guò)實(shí)例的計(jì)算證明了有限元的正確性。王安強(qiáng)等[11]通過(guò)試驗(yàn)對(duì)比分析了普通鉚接試驗(yàn)件和過(guò)盈量1%鉚接試驗(yàn)件的疲勞壽命，結(jié)果表明過(guò)盈量為1%的鉚接緊固件可提高緊固孔的疲勞壽命15%左右。李奕寰等[12]通過(guò)試驗(yàn)和數(shù)值模擬對(duì)不同傾角鉚模鉚接的鉚釘鐓頭、干涉量和殘余壓應(yīng)力進(jìn)行了研究分析。結(jié)果表明，鉚模傾角對(duì)干涉量有較大影響，傾角越小，干涉量越大；采用66°鉚模傾角可以實(shí)現(xiàn)較理想的干涉配合使鉚接接頭疲勞壽命最長(zhǎng)。楊寶惠等[13]通過(guò)試驗(yàn)對(duì)TC4鈦合金構(gòu)件電磁鉚接極限間隙量進(jìn)行了研究，結(jié)果表明，隨著釘孔間隙量的增加，墩頭直徑和高度均呈現(xiàn)出近線性遞減，但試件剪切強(qiáng)度和失效強(qiáng)度明顯提高；宋承裕等[14]研究泡沫金屬夾層以及涂膠泡沫金屬夾層對(duì)自沖鉚接頭強(qiáng)度及失效形式的影響，分別制備了鋁-鋁、鋁-泡沫鐵鎳夾層-鋁和鋁-涂膠泡沫鐵鎳夾層-鋁的3種自沖鉚接頭，結(jié)果表明泡沫鐵鎳金屬夾層和涂膠泡沫鐵鎳金屬夾層可有效提高接頭靜失效載荷，但接頭能量吸收值呈下降趨勢(shì)。

以上研究主要集中在鉚接孔周?chē)鷳?yīng)力分布對(duì)鉚接件疲勞性能的影響。然而，關(guān)于鉚釘剪切面內(nèi)部殘余應(yīng)力對(duì)鉚釘抗剪切性能研究仍然較少，探究鉚釘剪切面處內(nèi)部殘余應(yīng)力還沒(méi)有得到足夠的重視。本文分析不同孔徑配合尺寸下，鉚釘變形后對(duì)鉚釘剪切面殘余應(yīng)力分布和大小的影響規(guī)律，以及剪切面處殘余應(yīng)力對(duì)鉚接接頭的剪切失效載荷的影響，并且通過(guò)試驗(yàn)對(duì)分析結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。

1 有限元仿真

1.1 材料模型

本文鉚接使用的雙層板材料為T(mén)C4鈦合金，鉚釘為304不銹鋼，材料參數(shù)見(jiàn)表1。沖模較鉚釘變形很小，視為剛體材料。鈦合金板件規(guī)格為100 mm×25 mm×2 mm，板孔幾何中心距搭接板長(zhǎng)邊12.5 mm。半圓頭鉚釘?shù)闹睆綖? mm，桿長(zhǎng)為10 mm。由于鈦合金屬于難加工材料，想要獲得比較小的孔徑差作為研究對(duì)比，制孔是一個(gè)難題，為了探究剪切面殘余應(yīng)力對(duì)鉚釘抗剪強(qiáng)度的影響，鉚接孔尺寸分別選擇5.2、5.4、5.6 mm。各部件的幾何關(guān)系如圖1所示。

表1 TC4鈦合金和304不銹鋼鉚釘?shù)牧W(xué)性能

圖1 雙層板材搭接模型

采用有限元軟件ABAQUS對(duì)板孔徑尺寸分別為5.2、5.4、5.6 mm的雙層TC4鈦合金板進(jìn)行鉚接與剪切模擬。所有部件劃分的單元類(lèi)型為C3D8R，均采用六面體單元。因變形主要集中在鉚接孔周?chē)?，采用六面體進(jìn)階算法對(duì)鉚釘與板孔周?chē)M(jìn)行細(xì)化，其余部分采用六面體中性軸算法。整個(gè)網(wǎng)格模型的單元總數(shù)為554 756個(gè)，結(jié)點(diǎn)總數(shù)為584 752個(gè)，有限元?jiǎng)澐帜Ｐ腿鐖D2所示。

在進(jìn)行剪切模擬時(shí)，需對(duì)鉚釘材料添加損傷設(shè)置，304不銹鋼材料屬于斷裂延性金屬，選用韌性準(zhǔn)則(Ductile criteria)。ABAQUS中提供的韌性準(zhǔn)則需要輸入的參數(shù)為：斷裂應(yīng)變、應(yīng)力三軸度、應(yīng)變速率，本文分別設(shè)置為0.1、0、0.001，采用損傷位移的形式對(duì)鉚釘?shù)膿p傷失效階段進(jìn)行演化，損傷位移設(shè)置為0.3。此外，有限元模型之間還存在以下接觸關(guān)系：鉚釘與連接板、鉚釘與沖模、沖模與上板上表面、上板與下板貼合面的接觸。使用ABAQUS提供的通用接觸屬性，所有表面之間的接觸取摩擦因子為0.1。

圖2 有限元模型網(wǎng)格劃分

1.2 邊界條件及載荷

根據(jù)研究?jī)?nèi)容將仿真劃分為3個(gè)分析步，如圖3所示。每個(gè)分析步均采用Dynamic Explicit算法。第一個(gè)分析步為鉚接，沖模向下運(yùn)動(dòng)，使鉚釘鐓粗變形后與TC4兩板發(fā)生干涉鉚接。第二個(gè)分析步為沖模卸載，沖模卸載后，使墩粗鉚釘部分發(fā)生彈性恢復(fù)，同時(shí)解除沖模對(duì)第三分析步造成的位移約束。第三個(gè)分析步為剪切失效，即將下板固定，對(duì)上板進(jìn)行單向拉伸，直至鉚釘剪切破壞。

第一、二個(gè)分析步中主要對(duì)沖模沿著z方向施加位移載荷，需對(duì)下板和鉚釘扁圓頭表面施加固定約束。沖模加載和卸載的位移分別為6、-5 mm，時(shí)間分別為0.1、0.01 s。第三個(gè)分析步對(duì)鉚接件下板右端施加固定約束，上板左端施加沿負(fù)x方向的拉伸位移載荷，拉伸位移為5 mm，時(shí)間為1 s。

圖3 各分析步邊界條件及載荷施加

2 仿真結(jié)果分析

2.1 鉚接過(guò)程

以孔徑5.2 mm為例，鉚接過(guò)程中鉚釘與板材的變形情況及應(yīng)力分布如圖4所示，由圖中可以看出，沖模接觸鉚釘頭部開(kāi)始，隨著沖模下壓，壓鉚力逐漸增大，使得鉚釘開(kāi)始發(fā)生變形，釘桿整體變粗。沖模位移繼續(xù)增長(zhǎng)，當(dāng)釘桿接觸到鉚接孔邊緣，鉚釘與孔內(nèi)壁接觸區(qū)域開(kāi)始變大，直至應(yīng)力沿鉚接孔厚度方向上均勻分布，此時(shí)鉚釘桿與鉚接孔周?chē)娉浞纸佑|。隨著沖模位移的增加，鉚釘頭部開(kāi)始局部鐓粗，形成墩頭，沖模達(dá)到目標(biāo)位移后，沖模停止運(yùn)動(dòng)，整個(gè)鉚接過(guò)程完成。沖模卸載后，鉚釘與孔周?chē)牧习l(fā)生彈性恢復(fù)，使得鉚接頭內(nèi)部應(yīng)力得到釋放，但未能全部恢復(fù)，其內(nèi)部仍存在殘余應(yīng)力。

2.2 孔徑對(duì)干涉量的影響

干涉量是衡量鉚接質(zhì)量的一個(gè)重要指標(biāo)。干涉量即為鉚釘變形直徑與初始鉚接孔直徑之差，其計(jì)算公式為

E=D-D0,

(1)

(2)

式中E為絕對(duì)干涉量(mm)，I為相對(duì)干涉量(%)，D為鉚接后鉚釘變形直徑(mm)，D0為初始板孔直徑(mm)。

圖4 孔徑5.2 mm鉚接過(guò)程應(yīng)力云圖

沖模作用下，鉚釘頂端受力，鉚釘材料流向孔內(nèi)并且擠壓孔壁形成一定干涉，但由于鉚釘和板孔孔壁接觸面存在摩擦，且沿鉚釘軸向擠壓力分布不均勻，造成干涉量和釘桿變形量沿軸向分布不均。為測(cè)量鉚釘在沖模卸載后絕對(duì)干涉量大小，沿鉚釘軸向每間隔0.4 mm，依次提取10個(gè)點(diǎn)，測(cè)得鉚釘?shù)淖冃沃睆剑霉?1)計(jì)算得到絕對(duì)干涉量大小，10個(gè)點(diǎn)的位置如圖5所示。

5.2、5.4、5.6 mm孔徑的絕對(duì)干涉量分布如圖6所示，結(jié)合圖5可以看出，鉚接后，絕對(duì)干涉量沿測(cè)量點(diǎn)1—10依次減少，最大干涉量為5.4 mm孔徑，最小為5.6 mm孔徑。上板上表面處鉚釘變形最大，這是由于沖模一開(kāi)始下降時(shí)鉚釘與上板面擠壓明顯，使得上板上表面與墩頭接觸表面鉚釘變形最大，隨著距離的增加，鉚釘對(duì)孔周?chē)臄D壓力逐漸減小，鉚釘變形均呈現(xiàn)下降趨勢(shì)。

圖5 鉚釘釘桿直徑測(cè)量位置示意圖 圖6 絕對(duì)干涉量

表2為不同孔徑尺寸配合下鉚釘變形后的平均干涉量大小，表中5.2、5.4、5.6 mm孔徑的相對(duì)干涉量分別為8.5%、9.0%和6.6%，說(shuō)明適當(dāng)增大孔徑配合間隙，可以加大鉚釘材料向孔內(nèi)的流動(dòng)，增加鉚釘對(duì)孔的干涉。在墩頭成型時(shí)，若孔徑配合尺寸過(guò)大，則難以使鉚釘與孔壁之間形成較大的干涉。

表2 不同孔徑下鉚釘平均干涉量

2.3 剪切面殘余應(yīng)力對(duì)抗剪強(qiáng)度的影響

圖7 5.2 mm孔徑鉚釘剪切失效過(guò)程應(yīng)力云圖

對(duì)鉚接后的雙層板材一端固定一端施加位移載荷，模擬剪切過(guò)程。以5.2 mm孔徑為例，鉚釘剪切失效過(guò)程如圖7所示，當(dāng)鉚釘受剪力時(shí)，鉚釘同時(shí)受到上板孔壁右側(cè)和下板孔壁左側(cè)的剪切力，此時(shí)鉚釘在兩板貼合面處的橫截面為主要受力區(qū)，當(dāng)達(dá)到鉚釘?shù)目辜魪?qiáng)度時(shí)，鉚釘發(fā)生剪切破壞。仿真結(jié)果表明，當(dāng)板材材料為T(mén)C4、鉚釘材料為304、鉚釘直徑為5 mm時(shí)，鉚釘主要發(fā)生剪切破壞，且鉚釘破壞位置為上板和下板貼合面。如表3所示，測(cè)得5.2、5.4、5.6 mm孔徑在剪切面處鉚釘變形后直徑分別為5.70、5.94、6.00 mm，模擬拉伸后鉚釘?shù)募羟惺лd荷分別為13 780、15 510、15 160 N。

緊固件剪切力計(jì)算公式為[15]

F=4τ(πD2),

(3)

式中F為剪切力(N)，τ為剪切強(qiáng)度(MPa)，D為鉚釘變形直徑(mm)。根據(jù)公式(3)獲得相應(yīng)的理論剪切力，見(jiàn)表3。

表3 不同孔徑剪切面參數(shù)

由式(3)分析，當(dāng)鉚釘剪切強(qiáng)度τ一定時(shí)，鉚釘?shù)目辜羟辛主要與剪切面積有關(guān)，即剪切面面積越大則剪切力越大。通過(guò)比較理論剪切力和仿真模擬剪切力，鉚釘被剪斷的最大剪切力并不隨鉚釘剪切面面積的增大而增大，其主要原因是鉚釘剪切面的殘余應(yīng)力對(duì)其剪切強(qiáng)度有一定的影響，所以研究剪切面殘余應(yīng)力的分布對(duì)鉚釘抗剪性能的影響意義重大。

圖8為3種不同孔徑尺寸沿釘桿軸向截面和剪切面Mises等效應(yīng)力分布云圖，可看出Mises等效應(yīng)力主要分布在墩頭與上板貼合面、鉚釘與板孔接觸面、上下板貼合面處。其中5.2 mm孔徑等效應(yīng)力主要分布在鉚釘與板孔接觸面，5.4 mm孔徑主要分布在鉚釘剪切面心部，5.6 mm孔徑主要分布在鉚接墩頭與上板貼合面處。從剪切面圓心部可以看出，Mises等效應(yīng)力分布集中的是5.4 mm孔徑，其次為5.6 mm孔徑，5.2 mm孔徑最小。由此可得出，鉚接孔徑尺寸大小會(huì)影響鉚接接頭中的應(yīng)力分布。

沿鉚釘剪切面受力方向，從左到右依次提取剪切面中心線1—10結(jié)點(diǎn)的Mises等效應(yīng)力數(shù)值，提取位置如圖8所示，提取結(jié)果如圖9所示。結(jié)合圖8和圖9可以看出，剪切面圓心部Mises等效應(yīng)力比較集中，剪切面邊緣由于和釘孔壁面接觸，易發(fā)生彈性恢復(fù)，使應(yīng)力得到釋放，所以邊緣處應(yīng)力較小。Mises等效應(yīng)力分布集中的是5.4 mm孔徑，最大應(yīng)力達(dá)到了900 MPa左右，其次為5.6 mm孔徑，5.2 mm孔徑最小。

圖10為鉚釘剪切面沿直徑方向上1—10結(jié)點(diǎn)的S11(x向正應(yīng)力)殘余應(yīng)力分布，由圖可以看出，S11殘余應(yīng)力均為負(fù)值，表明剪切面單元在沖模卸載后受到的為壓應(yīng)力。剪切面處鉚釘與孔壁表面接觸附近(圖中點(diǎn)3和8))殘余應(yīng)力較低，由剪切面邊緣向圓心處方向殘余壓縮應(yīng)力逐漸升高，5.2、5.4、5.6 mm孔徑配合尺寸下，剪切面圓心部最小殘余壓縮應(yīng)力分別為-283.1、-445.1、-428.1 MPa。結(jié)合圖8可以得出，適當(dāng)增大孔徑配合尺寸，可以增加鉚釘材料向釘頭方向的流動(dòng)，加大釘桿底部對(duì)孔壁的干涉，使鉚釘破壞位置處的殘余應(yīng)力分布集中，從而提高鉚釘抗剪強(qiáng)度。

圖9 鉚釘剪切面沿正x方向單元結(jié)點(diǎn)鉚接殘余應(yīng)力 圖10 鉚釘剪切面沿正x方向單元結(jié)點(diǎn)S11殘余應(yīng)力

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 剪切試樣制備

為了解殘余應(yīng)力對(duì)鉚接試樣靜態(tài)強(qiáng)度的影響，分類(lèi)進(jìn)行了鉚接試樣剪切性能測(cè)試。試樣分為D1、D30組，D1組對(duì)不同孔徑尺寸鉚接后放置1 d就進(jìn)行拉伸剪切試驗(yàn)，D30則在鉚接后自然放置30 d，采用自然時(shí)效的方法對(duì)鉚釘內(nèi)部殘余應(yīng)力達(dá)到一定消除，再進(jìn)行拉伸剪切試驗(yàn)，試驗(yàn)方案見(jiàn)表4。

表4 剪切試驗(yàn)方案

利用壓鉚法將鉚接元件和板材連接起來(lái)，沖模與仿真模擬同樣采用位移控制，下壓位移為6 mm，圖11為5.2、5.4、5.6 mm孔徑尺寸鉚接好的試樣。

在微機(jī)控制萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)(WAW-300)上進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)剪切試驗(yàn)，如圖12所示，試驗(yàn)過(guò)程中單軸拉伸試驗(yàn)的拉伸速率設(shè)置為2.5 mm/min，試樣破壞后終止加載。

圖11 鉚接試樣 圖12 剪切試驗(yàn)

3.2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

由圖13中兩組試樣發(fā)生剪切后載荷和位移的關(guān)系，可以看出3種孔徑接頭的剪切力與位移曲線和失效過(guò)程基本一致，但其峰值有一定的差別。整個(gè)過(guò)程分為3個(gè)階段：第一階段是彈性階段，3條曲線重合性較高，載荷以相同的速率快速增長(zhǎng)；第二階段是屈服階段，剪切力增速較慢，第三階段是失效階段，鉚釘發(fā)生斷裂。

圖13 不同孔徑剪切載荷-位移曲線

金屬材料長(zhǎng)時(shí)間的自然時(shí)效會(huì)使材料的硬度、殘余應(yīng)力與線膨脹率都逐漸降低[16]。在未經(jīng)過(guò)自然時(shí)效處理的試樣組中，5.4 mm孔徑所能承受的抗剪強(qiáng)度最高，這與仿真模擬規(guī)律一致；5.2、5.4、5.6 mm孔徑的最大剪切失效載荷為13.3、14.7、13.7 kN，各孔徑與仿真得出的最大失效剪切載荷誤差分別為6.0%、5.5%、10.6%。試樣經(jīng)過(guò)放置30 d后，剪切載荷降低了近30%左右。仿真與試驗(yàn)結(jié)果都表明，鉚釘剪切面的殘余應(yīng)力對(duì)鉚釘?shù)目辜魪?qiáng)度有一定提高。

4 結(jié)論

(1)通過(guò)有限元模擬，說(shuō)明適當(dāng)增大孔徑配合間隙，可以加大鉚釘材料向孔內(nèi)的流動(dòng)，增加鉚釘對(duì)孔的干涉；若孔徑配合間隙過(guò)大，則難以使鉚釘與孔壁之間形成較大的干涉，使得鉚接件的承載性能下降。

(2)通過(guò)有限元模擬，鉚接接頭在受到大的拉伸載荷作用時(shí)，鉚接接頭主要以鉚釘被剪斷而失效。沖模卸載后，鉚釘剪切面主要受到的Mises等效應(yīng)力主要分布在剪切面圓心部，壓縮殘余應(yīng)力主要分布在剪切面邊緣。不同鉚接孔直徑可以使鉚釘內(nèi)部殘余應(yīng)力大小發(fā)生改變，模擬得到5.4 mm孔徑剪切面殘余應(yīng)力和剪切載荷最大。

(3)通過(guò)剪切試驗(yàn)，對(duì)比未時(shí)效處理和時(shí)效處理后剪切力大小，發(fā)現(xiàn)經(jīng)過(guò)時(shí)效處理的鉚接接頭處殘余應(yīng)力明顯減小，鉚釘抗剪強(qiáng)度也隨著鉚釘剪切面殘余應(yīng)力的下降而降低，驗(yàn)證了仿真模擬的正確性。