楊亞洲

(中國(guó)直升機(jī)設(shè)計(jì)研究所，江西 景德鎮(zhèn) 333000)

1 引 言

由于技術(shù)條件的制約以及維護(hù)性方面的需要，鉚接仍然是航空領(lǐng)域結(jié)構(gòu)連接最常用的緊固方式[1]。除由于鉚接質(zhì)量本身而產(chǎn)生的故障外，鉚釘釘頭劃傷也是飛機(jī)制造過程中常見的生產(chǎn)故障。針對(duì)較嚴(yán)重且空間開敞位置的釘頭劃傷問題，生產(chǎn)中往往直接更換新鉚釘。然而，對(duì)于某些特殊部位的飛機(jī)結(jié)構(gòu)，更換鉚釘需要付出較大的經(jīng)濟(jì)與時(shí)間代價(jià)，且在分解故障鉚釘?shù)倪^程中容易損傷原釘孔，進(jìn)而引起其他故障。對(duì)于輕微的釘頭劃傷，生產(chǎn)中會(huì)采用打磨的方式去除劃痕。因此，研究不同劃傷量對(duì)鉚釘釘頭強(qiáng)度的影響具有重要的工程實(shí)際意義。

目前，國(guó)內(nèi)外對(duì)劃傷問題的研究更多集中在材料層面及劃傷表面形貌等方面，對(duì)實(shí)際結(jié)構(gòu)的劃傷研究較少。文獻(xiàn)[2]建立了MDYB-3的有機(jī)玻璃劃傷模型，給出了玻璃劃傷剩余強(qiáng)度準(zhǔn)則和劃傷容限計(jì)算方法。文獻(xiàn)[3]利用掃描電鏡研究了690TT合金的劃傷表面形貌。文獻(xiàn)[4]采用有限元和試驗(yàn)方法研究了不同劃傷量對(duì)復(fù)合材料層合板在拉伸載荷作用下的影響。文獻(xiàn)[5]研究了不同劃傷量對(duì)690合金腐蝕行為的影響。

本文基于HB6230實(shí)心鉚釘建立了3種劃傷深度、3種劃傷角度，共計(jì)9種鉚釘釘頭劃傷模型，采用有限元方法計(jì)算分析不同深度和角度的劃傷模型在相同拉伸載荷作用下的釘頭應(yīng)力水平。

2 劃傷模型的建立

劃傷的實(shí)際形態(tài)多種多樣，但其截面形狀可大致由深度h、角度α、曲率半徑ρ描述[6]。受制于測(cè)量手段，目前仍難以給出實(shí)際劃傷的具體參數(shù)值。由于鉚釘自身尺寸較小，本文建模時(shí)假設(shè)劃傷是尖銳的(ρ=0)，具體劃傷參數(shù)見表1。

表1 劃傷參數(shù)

本文在HB6230實(shí)心鉚釘模型基礎(chǔ)上建立釘頭劃傷模型，其中劃傷位置設(shè)置在鉚釘釘頭中央，材料參數(shù)為：彈性模量(E)70GPa，泊松比(υ)0.33。為減少計(jì)算量，僅截取釘頭部分并采用二分之一模型。模型如圖1所示，釘桿部分主要采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，釘頭及部分釘桿區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，并在釘頭R角和劃傷區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密。

圖1 實(shí)心鉚釘模型(左)及對(duì)應(yīng)網(wǎng)格模型(右)

載荷和邊界條件如圖2所示，沿釘桿軸線方向施加21.23MPa的均布拉伸載荷，模型對(duì)稱面采用對(duì)稱邊界條件，軸線上的節(jié)點(diǎn)限制X和Y方向的位移，釘頭端面限制Z向位移。

(a)載荷 (b)對(duì)稱面邊界條件

(c)軸線處邊界條件 (d)釘頭端面邊界條件圖2 載荷和邊界條件

3 計(jì)算結(jié)果分析

使用ABAQUS軟件對(duì)9種劃傷模型進(jìn)行計(jì)算，并提取釘頭非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格區(qū)域軸線處的Mises應(yīng)力進(jìn)行分析。由于有限元細(xì)節(jié)模型很難精確計(jì)算，本文設(shè)置了無劃傷的對(duì)照模型，采用對(duì)比的方法分析計(jì)算結(jié)果。

各模型應(yīng)力云圖采用統(tǒng)一的應(yīng)力數(shù)值范圍，如圖3所示。從云圖中可以看出，高應(yīng)力區(qū)域集中在釘桿與釘頭的R角位置。無劃傷的鉚釘釘頭端部中央位置存在一塊應(yīng)力水平比周邊區(qū)域高的區(qū)域。分析可知，鉚釘在軸向拉伸載荷作用下，釘頭端部材料將向中心擠壓，進(jìn)而提高了中心區(qū)域的應(yīng)力水平。而帶劃傷的模型由于劃傷的存在，釘頭端部中央劃傷區(qū)域材料變形限制得到釋放，該區(qū)域應(yīng)力水平降低，但劃傷尖端附近由于應(yīng)力集中及材料變形限制的存在，該區(qū)域應(yīng)力水平有所提高，且區(qū)域范圍隨劃傷深度增加而擴(kuò)大。

(a)對(duì)照模型 (b)0.1-20°

(c)0.1-30° (d)0.1-45°

(e)0.2-20° (f)0.2-30°

(g)0.2-45° (h)0.3-20°

(i)0.3-30° (j)0.3-45°圖3 劃傷模型Mises應(yīng)力云圖

圖4為提取的釘頭軸線處的Mises應(yīng)力數(shù)值，其中橫軸為模型軸線坐標(biāo)，正方向?yàn)獒敆U到釘頭端部方向。結(jié)果表明，劃傷深度與角度對(duì)劃傷附近的應(yīng)力水平均有一定影響。圖中方框內(nèi)數(shù)據(jù)表明，劃傷使得釘頭軸線區(qū)域應(yīng)力水平降低，且下降程度與劃傷深度正相關(guān)而與劃傷角度無關(guān)。劃傷尖端附近應(yīng)力水平明顯提高，且劃傷尖端位置均是45°劃傷對(duì)應(yīng)的應(yīng)力水平最高。

圖4 釘頭軸線處Mises應(yīng)力數(shù)值

4 對(duì)打磨去除劃傷方式的評(píng)估

實(shí)際生產(chǎn)中，對(duì)于輕微的劃傷，為避免分解鉚釘可能帶來的時(shí)間與經(jīng)濟(jì)方面的代價(jià)，會(huì)采用打磨的方式去除劃痕。本文在劃傷模型的基礎(chǔ)上，假設(shè)釘頭被均勻打磨，建立了去除劃傷后的鉚釘釘頭打磨模型，采用有限元分析方法計(jì)算打磨模型在拉伸載荷作用下的應(yīng)力水平。

圖5為3種劃傷深度對(duì)應(yīng)的打磨模型及對(duì)照模型的應(yīng)力云圖(采用統(tǒng)一的應(yīng)力數(shù)值范圍顯示)，可以看出，隨著打磨深度的增加，釘頭端部中央較高應(yīng)力水平區(qū)域的范圍在不斷擴(kuò)大。圖6為釘頭非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格區(qū)域軸線處的Mises應(yīng)力數(shù)值，可以看出，打磨處理方式使得釘頭區(qū)域應(yīng)力水平在x方向上先降低后增加，且隨著打磨深度的增加，這種現(xiàn)象愈發(fā)明顯。打磨模型釘頭端部應(yīng)力增幅如表2所示，從端部應(yīng)力增幅來看，0.1mm深度的劃傷在打磨處理后，端部應(yīng)力增幅小于10%。

(a)對(duì)照模型 (b)RS01(打磨0.1mm)

(c)RS02(打磨0.2mm) (d)RS03(打磨0.3mm)圖5 打磨模型Mises應(yīng)力云圖

圖6 釘頭軸線處Mises應(yīng)力數(shù)值

表2 打磨模型釘頭端部應(yīng)力增幅

5 結(jié) 論

本文建立了實(shí)心鉚釘釘頭劃傷模型及相應(yīng)的打磨模型，通過模型計(jì)算結(jié)果之間的對(duì)比，可以得出以下結(jié)論：

(1)劃傷深度與角度對(duì)劃傷尖端附近區(qū)域均有較大影響，而在離劃傷尖端較遠(yuǎn)的區(qū)域，劃傷使得釘頭軸線上應(yīng)力水平有所降低，下降程度與劃傷深度正相關(guān)而與劃傷角度無關(guān)；

(2)0.1mm深度的劃傷在打磨處理后，鉚釘釘頭端部應(yīng)力增幅小于10%。