摘要
采用ABAQUS建立有限元分析模型，分析了66°锥形铆模压铆无头铆钉的成型过程。对成型后的试片进行了力学及金相分析，并将结果与普通半圆头铆钉进行对比。研究结果表明，无头铆钉的压铆变形过程为钉杆中间最早涨粗，墩头部分成型，随后钉杆部分逐步与孔壁均匀挤压的过程；随着压铆位移的增加，无头铆钉拉脱强度及剪切强度均呈上升趋势；与传统平铆模成型的半圆头铆钉相比，在锥形铆模的作用下，金属材料向钉杆流动更加均匀，墩头两侧的绝热剪切效应明显弱化。
铆接作为常用的一种固定连接方式，在航空航天领域广泛应用，目前航天中常用半圆头铆钉。无头铆钉主要用于航空壁板组合件的干涉密封铆接。无头铆钉钉杆成型时，需要在两侧同时加载形成墩头，对两侧载荷、位移等参数有极高的要求。随着自动钻铆工艺的发展，采用静态压铆的方式更易控制，无头铆钉双面加载的形式具有了替换航天有头铆钉的应用基础。国内刘连喜
李奕寰
采用有限元分析可以对铆接过程进行求解计算。刘
本文通过数值模拟和铆接试验，分析锥形铆模结构下无头铆钉成型的工艺参数，对压铆后的力学性能进行对比，同时对铆钉剖面进行金相分析，结果可为运载火箭产品无头铆钉铆模的静态压铆工艺选择提供参考。
铆钉长度是关乎铆接质量的重要参数，铆钉过长，铆钉墩头就过大，钉杆易弯曲；铆钉过短，则墩粗量不足，钉头成型不完整，影响铆接强度和紧密性。
文中采用常用的直径为4 mm×14 mm的2A10铝合金无头铆钉，夹层材料采用3 mm+3 mm厚度2A12铝合金板材结构，铆模结构66°。
铆钉与夹层材料的具体性能指标如
| 材料 | E/GPa | ν | ρ/kg· |
|---|---|---|---|
| 2A10 | 69 | 0.31 | 2790 |
| 2A12 | 71.7 | 0.33 | 2770 |
本文采用Johnson-Cook模型描述材料的本构关系，J-C本构关系表达式为：
式中，A为材料初始屈服应力；B为材料硬化模量；n为应变硬化指数；C为应变强化参数；m为热软化指数。
| 材料 | A/MPa | B/MPa | n | C | m |
|---|---|---|---|---|---|
| 2A12 | 370.4 | 1798.7 | 0.73315 | 0.0128 | 1.5282 |
| 2A10 | 243.0 | 618.8 | 0.1981 | 0.0118 | 1.6190 |
（a） 铆钉
（b） 铆接试片
（c） 铆模
（d） 铆钉成型过程
图1 仿真模型的建立
Fig.1 Simulation model establishment
用66°锥度的铆模对4 mm铝合金铆钉的成型过程进行模拟。压铆位移分别为1.5、1.8、2、2.2 mm，结果见
图2 1.5 mm以下无头铆钉压铆应力云图
Fig.2 Headless rivet Stress cloud for displacement below 1.5 mm
（a） 1.5 mm
（b） 1.8 mm
（c） 2 mm
（d） 2.2 mm
图3 不同压铆位移下应力云图
Fig.3 Stress cloud at different pressing displacements
压铆位移1.8 mm时，铆钉墩头基本成型。随着压铆位移的继续增加，铆钉墩头位置应力逐渐延伸至钉杆位置，在压铆位移2.2 mm时，钉杆所受应力远远超出墩头位置的应力水平，该过程如
孔壁应力分析结果见
（a） 1.5 mm
（b） 1.8mm
（c） 2 mm
（d） 2.2 mm
图4 不同压铆位移下孔壁应力云图
Fig.4 Stress cloud of hole wall at different pressing displacements
根据仿真结果分析得到压铆力-位移曲线（
图5 压铆力-位移曲线
Fig.5 Pressure-displacement curve
结合铆钉成型的仿真结果可知，压铆前期主要的压铆力作用于铆钉墩头的成型，墩头部分吸收了大部分的应变能。此后，墩头部分基本成型完成，压铆力开始作用于钉杆的墩粗，钉杆的干涉量逐步增加，钉杆向孔周不断挤压。被连接件孔周在挤压作用下产生较大的应力，该过程有助于被连接件材料孔周应力强化。压铆位移持续增加到2 mm时，压铆力达到最大值8.77 kN。若持续到压铆位移2.25 mm时，压铆力迅速达到最大值12.89 kN。
铆接后成型效果见
图6 铆接试片
Fig.6 Riveting test pieces
图7 不同压铆位移下力学强度对比图
Fig.7 Mechanical strength under different displacements
| 压铆位移/ mm | 剪切强度/kN | 拉脱强度/kN |
|---|---|---|
| 1.5 | 3.77 | 5.46 |
| 1.8 | 3.84 | 5.83 |
| 2 | 3.93 | 6.02 |
| 2.2 | 4.07 | 6.50 |
可以看出，随着压铆位移的增加，试片拉脱强度及剪切强度均呈现出上升趋势。拉脱强度提高更为明显：位移1.5 mm时，剪切强度3.77 kN，拉脱强度5.46 kN；位移2.2 mm时，剪切强度4.07 kN，拉脱强度6.50 kN，分别提高7.96%、19.05%。由此可见，增大压铆位移，有利于结构的增强。
失效照片可以直观观察出铆钉钉杆与墩头部分的强度对比情况，具体见
压铆位移 / mm | 实物失效照片 |
|---|---|
| 1.5 |
 |
| 5件均在墩头和钉杆交界 | |
| 1.8 |
  |
| 2件钉杆中间，3件墩头与钉杆交界 | |
| 2 |
  |
| 2件钉杆中间，3件墩头与钉杆交界 | |
| 2.2 |
 |
| 5件均在钉杆中间 |
位移1.5 mm时，失效位置均在墩头和钉杆交界，说明成型后该位置较为薄弱，墩头成型效果较差。随着压铆位移的继续增加，1.8~2 mm断裂位置与在“墩头与钉杆交界”、“钉杆中间”交替出现，墩头部分强度与钉杆部分水平基本持平。压铆位移2.2 mm时，铆钉均在钉杆中间交界断裂，此时墩头部分强度已经超出此时钉杆部分的强度，成型效果已经达到最佳状态。此时，铆钉墩头部分已完全充满铆模型腔。继续增加压铆位移，孔周结构变形所需压铆力急剧增加，此时压铆模受力极难控制，结构件很容易发生变形，这在工程上的应用带来极大的阻力。因此，最优位移参数不宜大于2.2 mm。
对无头铆钉与半圆头铆钉的成型后力学性能进行比对，其中半圆头铆钉的成型按照QJ782A-2005《铆接通用技术要求
| 铆钉类型 | 剪切强度/kN | 拉脱强度/kN |
|---|---|---|
| 半圆头铆钉 | 4.03 | 6.38 |
| 无头铆钉 | 4.07 | 6.50 |
为分析铆钉的实际变形情况，试验对铆钉剖面进行金相分析，结果与普通半圆头铆钉进行对比。
（a） 半圆头铆钉成型钉杆
（b） 无头铆钉成型钉杆
图8 铆钉钉杆金相组织照片
Fig.8 Metallographic images of rivet rod structure
从
（a） 半圆头铆钉平铆模成型墩头
（b） 无头铆钉锥形铆模成型墩头
图9 铆钉镦头金相组织照片
Fig.9 Metallographic images of rivet head structure
图10 剪切带金相组织照片
Fig.10 Metallographic image of shear band
绝热剪切带的产生是热-力耦合的结
不同于电磁铆接的高速应变作用下的明显窄条形绝热剪切
半圆头铆钉墩头变形区域共划分4个。由于材料轴向与径向流动不均匀，位置1、3、4属于难变形区域（死区），2为变形区。难变形区域内金属塑性流动受限，晶粒仍然保持原始等轴晶状态。靠近剪切带附近晶粒被拉长呈流线形向剪切带内流动。2区金属在受径向压应力及环向拉应力作用下，晶粒破碎。各区边界剪切带内晶粒被拉长。
剪切带的形成与其所处的应力状态密不可分，3区受到冲头摩擦力作用，1区受到钉杆限制金属流动受限。2区金属可沿着铆钉径向向侧面流动变形，这样不可避免会在1区与2区之间、3区与2区之间产生剪切作用。而由于锥形铆模增加了侧向的挤压力f，使得4区的金属流动性增强，并能最终与2区融合。
综上，采用锥形铆模成型的无头铆钉，墩头变形区域由四个区变为3个区，位于墩头两侧的难变形的4区由于受到铆模型腔的约束作用，材料受到轴向与径向的双向挤压力，在该力的作用下，金属可产生塑性流动，45°方向剪切效应明显弱化。
（1）无头铆钉的压铆变形过程为：钉杆中间最早涨粗，随后墩头部分成型。随着压铆位移增加，钉杆部分应力逐渐增加，并最终与孔壁均匀贴合。压铆位移2.2 mm时，铆钉墩头部分已完全充满铆模型腔。
（2）压铆前期压铆力主要作用于铆钉墩头的成型。此后，墩头部分基本成型完成，压铆力开始作用于钉杆的墩粗，钉杆的干涉量逐步增加，钉杆向孔周不断挤压，被连接件孔周在挤压作用下产生较大的应力。
（3）随着压铆位移的增加，拉脱强度及剪切强度均呈上升趋势。压铆位移2.2 mm时，墩头部分断裂强度已超出钉杆部分。继续增加压铆位移，孔周结构变形所需压铆力急剧增加，此时压铆模受力极难控制。
（4）金相分析表明：与传统平铆模成型的半圆头铆钉相比，在锥形铆模的作用下，金属材料向钉杆流动更加均匀，钉杆与孔壁贴合更加紧密。位于墩头两侧的难变形区在铆模型腔的约束作用下，材料受到轴向与径向的双向挤压力，金属产生塑性流动，剪切效应明显弱化。
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