间隙配合小冠头双线螺栓用衬套压铆研究

聂 鹏，陶 金，陈天缘

（1.沈阳航空航天大学航空制造工艺数字化国防重点学科实验室，辽宁 沈阳 110136；2.沈阳航空航天大学机电工程学院，辽宁 沈阳 110136）

1 引言

压铆是飞机装配中常用的机械连接方式，据估算，压铆劳动量约为30%，随着对性能的不断提高，人们更加重视压铆质量[1]。在各种装配中，衬套与零件孔的装配是一项关键技术，装配衬套的孔一般有承力轴穿过，所以其装配可靠性十分重要[2]。

衬套与零件孔的配合方式主要有两种，过盈配合和间隙配合，过盈配合衬套的安装有三种方法，即压入法、冷装法、冷拔法[3]；间隙配合是指具有间隙的配合，即孔的实际尺寸永远大于或等于衬套的实际尺寸。许多企业采用锤铆的手工操作方式，不仅生产效率低，要求工人技术高，并且质量十分不稳定，存在事故隐患[4]。目前针对不同种类的衬套装配已有部分研究，文献[5]分析了缸体凸轮轴成品衬套压装技术要求；文献[6]分析了过盈装配下油孔对连杆小头和衬套压力场以及应力场的影响；文献[7]考虑了装配应力对设计油膜轴承衬套时的影响，以提高其运行可靠性；文献[8]利用Abaqus仿真分析得出应力最大点正是橡胶衬套疲劳试验中裂纹破坏的起始点。

小冠头双线螺栓用衬套内有小冠头双线螺栓穿过，并与小冠头双线螺栓用螺母配套使用，小冠头双线螺栓用衬套使用不锈钢材料，硬度较低，耐磨性好，可以减少小冠头双线螺栓与铝合金材质的壁板沉头孔的磨损，并且有防腐蚀的作用。本文小冠头双线螺栓用衬套与壁板沉头孔采用间隙配合，改变壁板沉头孔与小冠头双线螺栓用衬套的间隙量、模具墩头倾角，通过有限元模拟和实验的方式，分析压铆过程中压铆力的变化和对小冠头双线螺栓用衬套变形量的影响规律。

2 压铆方法与模具的制定

小冠头双线螺栓用衬套装配图，如图1所示。其基本结构与其它铆接装配大体一样，小冠头双线螺栓用衬套压铆完成后，小冠头双线螺栓用衬套顶头处与壁板沉头孔的上端孔处贴合。

图1 小冠头双线螺栓用衬套装配图Fig.1 Assembly Drawing of Bushing for Small Crown Head Double-Wire Bolts

在以往过盈配合直接压铆小冠头双线螺栓用衬套的过程中，容易出现小冠头双线螺栓用衬套被压裂或压偏的现象，造成产品损坏，影响产品质量。因此，为了保证小冠头双线螺栓用衬套的压铆质量，并针对壁板沉头孔的特点，采用了间隙配合对小冠头双线螺栓用衬套进行压铆的方法，如图2所示。

图2 小冠头双线螺栓用衬套工装示意图Fig.2 Schematic Drawing of Bushing Tools for Small Crown Head Double-Wire Bolts

该方法作用对象也是与之对应的小冠头双线螺栓用衬套，墩头通过压力使墩头倾角与小冠头双线螺栓用衬套根部接触发生挤压，随着压力的不断增大，墩头前端轴部分不断的向下，穿过小冠头双线螺栓用衬套的中心孔，进入墩座的空心部分，在此过程中墩头的前端轴部分可以起到一定的导向作用，并且小冠头双线螺栓用衬套被固定在墩座上，墩头挤压小冠头双线螺栓用衬套使其根部胀大，由于小冠头双线螺栓用衬套的高度略大于壁板的厚度，被胀大的部分大于壁板沉头孔下端的尺寸，最终小冠头双线螺栓用衬套被固定在壁板沉头孔上，完成整个压铆过程。

3 有限元分析

3.1 有限元理论分析

在接触问题中，利用有限元法，将接触的两个物体的表面离散为多个单元，在接触面上任意点建立坐标系，根据小冠头双线螺栓用衬套与壁板沉头孔间隙配合对应可得，x为径向，y为轴向，z为接触点的切线方向，接触面上点的三个局部坐标方向接触应力和间隙可以通过弹性力学确定[9]：

式中：物体Ⅰ—接触体；物体Ⅱ—目标体；k—x、y、z3个方向；pkⅠ、—物体Ⅰ、Ⅱ对应接触点不同方向的接触应力；gk—接触点三个局部坐标方向的间隙；ukⅠ、ukⅡ—物体Ⅰ、Ⅱ上对应接触点不同方向的位移分量；dk—接触点间不同方向的初始间距；σkjⅠ、σkjⅡ—物体Ⅰ、Ⅱ上对应接触点的应力分量；nj-接触点的单位外法向矢量分别与三个坐标轴正向夹角的余弦。

3.2 分析模型的建立

由于墩头、墩座材料为中碳，硬度和相对刚性大，在压铆过程中依靠墩头下移使小冠头双线螺栓用衬套根部变形胀大与壁板沉头孔发生挤压，达到装配的目的。因此在ABAQUS 中只建立小冠头双线螺栓用衬套和壁板的有限元模型，其对应的材料参数，如表1所示。墩头、墩座采用解析刚体模拟，对其受力大小、变形量等不进行考虑，在墩头顶边的中点设置参考点RP，使其向下移动相同的距离。由于模型的对称性，为了缩短计算时间，仿真模型选择二维实体，如图3所示。图中：θ/2—墩头倾角θ的一半，墩头倾角是指墩头锥体部分两斜面相交的角度。

表1 材料参数表Tab.1 Material Parameter Table

图3 二维仿真模型示意图Fig.3 Diagram of 2-D Simulation Model

3.3 基于ABAQUS的仿真分析

由于模型呈轴对称结构，可采用单元类型为CAX4I（4节点四边形双线性非协调轴对称单元）对小冠头双线螺栓用衬套和壁板进行网格划分，对变形大的区域及小冠头双线螺栓用衬套的接触区域采用了更细的网格划分。在定义接触时，采用面-面接触，其接触属性设置为库伦摩擦，摩擦系数为0.2。固定墩座底侧的所有自由度，即X、Y、Z方向的位移自由度U1、U2和UR3均为0。分析包括两个分析步，压头为轴对称刚体，其运动完全由参考点来控制，通过边界条件来消除其各个方向上的刚体位移和转动，U1和UR3设为0，U2不为0，使墩头下移，最终完成小冠头双线螺栓用衬套与壁板沉头孔的装配。

3.4 模拟结果分析

分别采用80°、90°、100°和110°倾角的墩头对相同的小冠头双线螺栓用衬套的压铆过程进行模拟，为了模拟不同墩头倾角对小冠头双线螺栓用衬套压铆的影响，各模型均设置相同的参数和边界条件，小冠头双线螺栓用衬套在不同倾角作用下的应力云图（在此只列出了间隙量为0.2mm的云图），如图4所示。

图4 不同墩角的应力云图Fig.4 Stress Nephogram of Different Pier Angles

由图4可以看出，当墩头倾角为（80～110）°时，装配体最大应力范围为（665～1096）MPa。随着墩头倾角的不断增加，其对应的最大应力值也不断增大，最大应力均位于小冠头双线螺栓用衬套发生大变形的根部末端。根据仿真的结果，在压铆中小冠头双线螺栓用衬套最先发生弹性变形，然后发生塑性变形，随着墩头的不断下移，作用在小冠头双线螺栓用衬套上的载荷不断增大，直至与壁板沉头孔上边缘发生强烈挤压，小冠头双线螺栓用衬套根部金属横向和纵向的流动趋于饱和，最终小冠头双线螺栓用衬套被稳定固定在壁板沉头孔上。但当墩头倾角达到110°时，小冠头双线螺栓用衬套发生扭曲变形，并使孔板边缘发生严重下陷，影响了铆接质量和效果。从小冠头双线螺栓用衬套形状和其与壁板沉头孔变形程度来看，墩头倾角小于等于100°时，比较合适。

由于壁板沉头孔在加工过程中，可能会存在加工误差，导致小冠头双线螺栓用衬套与壁板沉头孔的间隙量会有所变动，下面分别对间隙量为0.1mm、0.15mm、0.2mm三种情况下的压铆力进行了对比分析，如图5所示。

由图5可以看出，随着间隙量的不断减小，其压铆力随之增大。小冠头双线螺栓用衬套压铆过程中，因为间隙量越小，小冠头双线螺栓用衬套与壁板沉头孔之间的径向接触面压力FN越大，由摩擦力公式可知，f=μ.FN，FN越大，墩头与小冠头双线螺栓用衬套之间的滑动摩擦力越大，为克服由于间隙量变小而随之增大的挤压力和滑动摩擦力，所以需要的压铆力会增大。

图5 不同间隙量下的压铆力曲线Fig.5 Pressure Riveting Force Curve with Different Clearance

当间隙量一定时，选取墩头倾角为80°、90°、100°进行了压铆力分析，如图6所示。墩头倾角越小，锥体部分越细长，进入壁板沉头孔的深度越深，在墩头下压的过程中，与壁板沉头孔发生挤压的面积越大，所以压铆力有一部分用在挤压壁板沉头孔上面，导致压铆力增大；墩头倾角越大，锥体部分越粗大，与小冠头双线螺栓用衬套根部末端接触的面积越大，与壁板沉头孔发生挤压的面积很小，压铆力主要用于小冠头双线螺栓用衬套的变形上。

图6 不同墩头倾角下的压铆力曲线Fig.6 Pressure Riveting Force Curves at Different Pier Inclination Angles

采用小冠头双线螺栓用衬套根部成形后沿孔径方向的位移Ux和沿孔轴方向的位移Uy来比较变形量的大小，沿孔切向方向的位移Uz忽略不计。横坐标是小冠头双线螺栓用衬套根部沿孔轴方向的距离，纵坐标为小冠头双线螺栓用衬套根部径向的变形量，如图7（a）所示。小冠头双线螺栓用衬套根部离壁板沉头孔上边缘越近的节点，其沿着孔径方向的位移越大。当沿孔轴方向的距离Uy为（0～1.3）mm时，由于距离壁板沉头孔上边缘较远，小冠头双线螺栓用衬套根部中的这一部分沿径向的变化量很小；当距离为（1.3～2.7）mm时，三种不同角度的墩头对小冠头双线螺栓用衬套根部形成的径向的变化量都呈指数增长趋势，因为距离壁板上边缘越来越近，墩头对其的作用越来越大，发生的变形量也会随之增加。随着孔径方向距离的变化小冠头双线螺栓用衬套根部轴向的变行量，如图7（b）所示。从图上可以看出，根部上越靠近外径的节点，其轴向上的变形量越大，并且随着墩头倾角的增加，根部外径节点变形量也随之增大。当墩头倾角为100°时，其径向的变形量达到了0.702mm，轴向变形量达到了0.43mm，相比于其他两个角度的墩头，两个方向的变形量均为最大。分别对其它两个间隙量的配合也做了模拟，从数据来看，间隙量对小冠头双线螺栓用衬套根部径向和轴向变形量影响不大，在此就不做一一赘述了。

图7 径向和轴向变形量示意图Fig.7 Diagram of Radial and Axial Deformations

4 实验分析

有限元仿真模拟为小冠头双线螺栓用衬套的压铆研究提供了理论依据，为验证模拟结果的正确性，本文采用直径9.8mm，高度3mm，壁厚0.7mm 的小冠头双线螺栓用衬套、厚度2.4mm 的壁板进行压铆实验。以往采用手工装配的方法，即采用手工固定和连续锤击的方式安装，人工施加压力的过程中，压力不稳定，对压铆效果的影响很大。本文采用的压铆设备主要由支架、千斤顶、压力传感器、智能仪表4部分组成，本设备可以提供稳定的压力，压力的大小可以通过压力传感器传输到智能仪表上，并且能够对压力的变化进行实时的监测，同时选取模拟中三种不同倾角的墩头和三种不同间隙量的壁板孔进行对比实验，压铆设备、墩头墩座，如图8所示。

图8 压铆装备、不同墩头和墩座实物图Fig.8 Drawing of Riveting Equipment，Different Pier Head and Pier Seat

100°倾角墩头、间隙量0.1mm实验前后对比图，如图9所示。压铆后的小冠头双线螺栓用衬套与原始小冠头双线螺栓用衬套相比，径向和轴向变形量明显，小冠头双线螺栓用衬套没有被压偏且压铆效果良好。根据墩头倾角和间隙量的不同，将试件分成9组，在压铆过程中，使千斤顶缓慢匀速压装，分别对9组样件进行实验，并且每组实验进行2次，通过智能仪表输出最大压铆力，分别用厚度测量千分尺和外径千分尺对9组样件的小冠头双线螺栓用衬套的高度和直径进行测量，将测量后的结果取平均值，如表2所示。

图9 实验前后外观对比图Fig.9 Appearance Comparison Before and After Experiment

表2 变形量（mm）和最大压铆力（N）Tab.2 Deformation（mm）and Maximum Riveting Force（N）

根据表2的结果可以看出，取不同的墩头倾角和间隙量，所对应的小冠头双线螺栓用衬套径轴向变形量和所需的最大压铆力也不同。当间隙量为0.1mm时，所需的压铆力最大，当墩头角度为100°时，小冠头双线螺栓用衬套的径向和轴向变形量最大，压铆力和径轴向变形量的变化趋势也与模拟结果基本一致，验证了模拟仿真的正确性。

5 结论

（1）在一定范围内，间隙量和墩头倾角均对压铆力大小有较大影响，间隙量的减小和墩头倾角的减小都会造成压铆力增大。

（2）小冠头双线螺栓用衬套的变形量大小主要取决于墩头倾角，随着墩头倾角的增大，小冠头双线螺栓用衬套径向和轴向的变形量增加，但当墩头倾角达到110°时，小冠头双线螺栓用衬套发生严重扭曲变形，间隙量的改变对小冠头双线螺栓用衬套变形量影响不大。