彈(箭)體級間連接結(jié)構(gòu)準靜載失效實驗與數(shù)值預(yù)示*

袁杰紅，田彤輝，關(guān)振群，王青文，陳柏生

(1. 國防科技大學(xué) 空天科學(xué)學(xué)院， 湖南 長沙 410073； 2. 大連理工大學(xué) 工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國家重點實驗室， 遼寧 大連 116024；3. 湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院， 湖南 長沙 410082)

螺栓法蘭連接因其構(gòu)造、裝配簡便等優(yōu)點而成為航天運載結(jié)構(gòu)艙段間主要對接手段[1-2]。連接結(jié)構(gòu)力學(xué)性質(zhì)呈強非線性，而且破壞了彈(箭)體連續(xù)性，點連接方式可能導(dǎo)致連接界面和螺栓組產(chǎn)生較大集中承載，在承載過程中易發(fā)生連接界面密封泄露及連接螺栓失效而使彈(箭)體結(jié)構(gòu)強度喪失[2-3]。特別地，在裝配、起豎和發(fā)射等過程中，由于外界擾動和自重，彈(箭)體連接結(jié)構(gòu)可能受到異常的橫向準靜載過載作用，導(dǎo)致連接結(jié)構(gòu)失效而使導(dǎo)彈、火箭發(fā)射失敗[4]。因此，準靜載荷載作用下艙段分離連接結(jié)構(gòu)失效機理分析和數(shù)值預(yù)示研究，對于連接結(jié)構(gòu)的強度校核與優(yōu)化設(shè)計具有重要的工程價值和參考意義。

如前所述，螺栓法蘭連接結(jié)構(gòu)的強非線性特點導(dǎo)致其理論分析困難，國內(nèi)外現(xiàn)有的相關(guān)研究中，大多通過實驗和數(shù)值仿真兩種手段研究其力學(xué)性質(zhì)。一方面，隨著數(shù)值仿真理論的逐漸成熟和計算機性能的提高，現(xiàn)有的算法對解決連接界面的接觸、滑移和材料非線性等問題具有較高的計算精度和效率。針對連接結(jié)構(gòu)力學(xué)性能研究的仿真模型經(jīng)歷了從局部簡化為等效“原件”，到逐漸精細的實體有限元模型的過程。2011年，大連工大學(xué)欒宇和蘆旭等依據(jù)連接結(jié)構(gòu)剛度非線性，在連接界面引入拉壓不同剛度雙線性彈簧，建立了動力學(xué)響應(yīng)簡化的有限元分析模型，并驗證了等效方法的有效性[5-9]。2014年，Wu和Nassar等通過建立螺栓法蘭連接結(jié)構(gòu)的三維精細有限元模型，研究了在軸向荷載、彎矩和扭矩荷載下連接結(jié)構(gòu)的非線性變形特性，并分析了螺栓預(yù)緊力和接觸摩擦系數(shù)對連接結(jié)構(gòu)力學(xué)特性的影響[10]。2017年，大連理工大學(xué)陳巖等基于ABAQUS有限元分析軟件二次開發(fā)建立了螺紋精細結(jié)構(gòu)的螺栓連接有限元模型，通過實驗校正參數(shù)設(shè)置，并在研究其預(yù)緊力形成和松弛機理的基礎(chǔ)上，對比了有螺紋螺栓連接與“綁定”接觸簡化的螺栓連接模型在瞬態(tài)荷載作用下的失效機理和動力承載能力的區(qū)別[11]。

另一方面，雖然實驗設(shè)計難度大、成本高，但因其結(jié)果可靠性高和驗證仿真計算結(jié)果的需要，不同工況和關(guān)注點下的連接結(jié)構(gòu)力學(xué)性能實驗研究已陸續(xù)展開。Von-Long和Jaspart等針對螺栓法蘭連接結(jié)構(gòu)設(shè)計并進行了軸向單調(diào)和循環(huán)加載的準靜載疲勞實驗，分析了該工況下連接結(jié)構(gòu)的疲勞、失效特性[12]。Prinze和Nussbaumer等針對螺栓連接的梁-柱結(jié)構(gòu)進行了靜力承載實驗，對比分析了實驗結(jié)果與現(xiàn)有標準理論計算結(jié)果，證明了標準計算方法得到的結(jié)果偏于保守[13]。從現(xiàn)有的研究成果看，已進行的實驗主要包括針對連接結(jié)構(gòu)在循環(huán)荷載作用下的疲勞失效和單個連接螺栓斷裂失效研究，尚未發(fā)現(xiàn)針對連接結(jié)構(gòu)螺栓組在橫向荷載作用下失效機理實驗研究的成果發(fā)表。

本文基于火箭、導(dǎo)彈級間螺栓法蘭連接結(jié)構(gòu)簡化的原理性實驗件，設(shè)計了準靜載加載和數(shù)據(jù)采集實驗系統(tǒng)，記錄了一組具有參考意義的關(guān)鍵數(shù)據(jù)，分析討論了連接結(jié)構(gòu)準靜載作用下的承載特性和失效機理。利用ABAQUS有限元分析軟件建立了對應(yīng)的數(shù)值仿真模型，數(shù)值仿真和實測數(shù)據(jù)對比證實模型計算精度可靠，研究結(jié)論可為準靜載作用下連接結(jié)構(gòu)承載能力和失效實驗設(shè)計提供參考。

1 實驗方案

1.1 實驗件準備

根據(jù)導(dǎo)彈、火箭級間螺栓法蘭連接結(jié)構(gòu)特點簡化，綜合考慮結(jié)構(gòu)組成基本一致、尺寸便于實驗研究及制作成本合適等因素，設(shè)計加工了一組原理性實驗件。該原理性實驗件結(jié)構(gòu)主要由兩級艙柱段、螺栓、剪力銷和厚墊片裝配組成，如圖1所示。為避免焊接接縫和殘余應(yīng)力對實驗件強度的影響以及便于建立一致的有限元模型，柱段采用整體鋁塊切削成型的方式加工。

圖1 實驗件Fig.1 Experimental specimen

其中，準靜載失效實驗采用M5的標準連接螺栓；厚墊片厚度5 mm，內(nèi)徑6.5 mm，外徑18 mm；剪力銷柱段直徑5 mm，柱段高度10 mm；柱段壁厚4 mm(法蘭盤與柱段接縫處有高度5 mm的加厚過渡層，厚度5 mm)，總高H=350 mm；內(nèi)翻法蘭厚度10 mm，內(nèi)徑d1=225 mm，外徑d2=295 mm；外翻法蘭厚度10 mm，內(nèi)徑D1=287 mm，外徑D2=350 mm。內(nèi)翻法蘭上均勻分布12個螺栓孔和剪力銷孔，螺栓分布圓直徑251 mm，螺栓孔直徑6 mm，螺栓孔與剪力銷孔環(huán)向分布間隔6°，外翻法蘭上均勻分布12個直徑9 mm的螺栓孔。

實驗件柱段所用材料為7075鋁合金，墊塊材料為6061鋁合金，螺栓采用8.8級高強度螺栓，剪力銷所用材料為高強合金鋼30CrMnSiNi2A，實驗件總質(zhì)量10.10 kg。其中，對柱段鋁合金材料進行了單軸拉伸實驗，其余材料參數(shù)參考《金屬材料手冊》。實驗件材料常數(shù)如表1所示。

表1 實驗件材料參數(shù)Tab.1 Material parameters of the experimental article

1.2 加載方案分析

為了充分反映準靜載荷載作用下級間螺栓法蘭連接結(jié)構(gòu)失效機理，本文共設(shè)計進行了兩次準靜載失效實驗。為便于表述和分析，兩次實驗分別按先后順序記為S-1和S-2。螺栓組螺栓編號如圖2所示。

實驗中，在液壓加載裝置中設(shè)置力傳感器和電阻式位移傳感器采集加載力和安裝在液壓作動筒頂端錘頭作用點的加載位移；在連接螺栓組單個螺栓設(shè)置傳感器采集螺栓力響應(yīng)數(shù)據(jù)；采用美國NI公司研制的數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采集相應(yīng)數(shù)據(jù)，采樣頻率100 Hz；試件裝配時通過預(yù)設(shè)扭力預(yù)警值的扭力扳手為12×M5連接螺栓組單個螺栓施加初始螺栓預(yù)緊力5 kN·m。

圖2 螺栓組螺栓編號Fig.2 Identifiers of the bolts

該原理性實驗件尺寸較大、強度較高，實現(xiàn)靜態(tài)加載使連接結(jié)構(gòu)失效需要較大的加載力和合理的加載工裝。為防止直接在柱段加載造成實驗件柱段損傷，同時模擬實際彈(箭)體連接結(jié)構(gòu)受橫向彎剪耦合作用的實驗背景，通過法蘭環(huán)和12×M8和12×M10兩組緊固螺栓將實驗件橫向懸臂安裝于實驗臺架，自由端同樣通過法蘭環(huán)和12×M8和12×M10兩組緊固螺栓緊固護具和承載平臺。液壓加載裝置豎向安裝，加載點位于承載平臺中心，通過液壓作動筒頂端的錘頭將加載力傳遞到連接結(jié)構(gòu)。實驗工裝示意和現(xiàn)場效果如圖3所示。

圖3 實驗現(xiàn)場工裝Fig.3 Diagram of experimental locale

由于螺栓法蘭連接的結(jié)構(gòu)特點，難以直接粘貼應(yīng)變片引線測量螺栓力響應(yīng)數(shù)據(jù)。為采集螺栓力響應(yīng)數(shù)據(jù)信號設(shè)計傳感器如圖4所示，通過在軸承鋼材質(zhì)套筒外表面粘貼應(yīng)變片，卡環(huán)將套筒固定在法蘭和螺帽之間。螺桿受拉力作用時擠壓套筒，螺桿拉力和套筒壓力為作用力與反作用力的關(guān)系，可以認為相等。通過換算套筒受壓力作用響應(yīng)數(shù)據(jù)可以間接得到螺桿受拉力作用響應(yīng)數(shù)據(jù)。同時，由于實驗加載時間長，套筒表面應(yīng)變花中的橫向應(yīng)變片與實驗過程中溫度變化造成的信號誤差抵消。

2 實驗效果分析

實驗過程中加載力通過手動加壓的液壓加載裝置施加。由實驗效果可見，三次實驗失效位置均為實驗設(shè)計關(guān)心的連接結(jié)構(gòu)螺栓組，螺栓由螺栓組分布圓上側(cè)開始依序承載失效，呈序列失效特點。序列失效進程如圖5所示。

圖4 螺栓力信號采集傳感器Fig.4 Bolt force signal acquisition sensor

圖5 序列失效進程Fig.5 Diagram of sequential failure

由實驗效果可見，工裝邊界無變形松動，能夠?qū)崿F(xiàn)固支邊界效果；法蘭盤和柱段無明顯變形或裂紋；錘頭在加載過程中無側(cè)向偏移，承載設(shè)計能夠滿足中心加載要求；單個螺栓由于法蘭盤“杠桿效應(yīng)”呈明顯彎曲變形(如圖6所示)，螺栓實際失效模式為拉彎耦合失效，失效模式如圖7所示，其中ΔL為連接界面開縫位移方向，M為螺桿受彎矩分量，F(xiàn)為軸向所受拉力分量；剪力銷無明顯變形，如圖8所示。

圖6 單個螺栓實驗效果Fig.6 Experimental results of the single bolt

圖7 螺栓失效模式示意Fig.7 Sketch of the failure mode

圖8 剪力銷實驗效果Fig.8 Experimental results of the shear pin

圖9 加載力-位移曲線Fig.9 Curves of loading force-displacement

實驗過程中采集得到加載力-位移曲線如圖9所示。由曲線可見，橫向加載下連接結(jié)構(gòu)抗彎剛度為近似線性剛度，S-1和S-2組實驗中結(jié)構(gòu)承載極限為36.5 kN左右，極限承載位移為24.5 mm左右，初始失效后，連接結(jié)構(gòu)幾乎喪失承載能力。S-1和S-2組實驗對比證明實驗重復(fù)性較好。

3 實驗數(shù)據(jù)分析

連接結(jié)構(gòu)螺栓組螺栓力響應(yīng)是反映連接結(jié)構(gòu)在準靜載作用下失效機理的關(guān)鍵數(shù)據(jù)，兩組實驗采集的螺栓力-加載位移曲線如圖10所示。

(a) S-1

(b) S-2圖10 螺栓力-位移曲線Fig.10 Curves of bolt force-loading placement

由圖10可知，螺栓組螺栓從分布圓上側(cè)開始依序承載失效，呈序列失效特點。S-1和S-2組實驗中螺栓組極限承載位移為24.5 mm左右，對應(yīng)加載極限承載位移，說明連接結(jié)構(gòu)整體承載能力由連接螺栓組決定。初始失效螺栓為1～4號螺栓，加載過程中幾乎同時失效，所以螺栓分布圓上側(cè)分布的七個螺栓是螺栓組初始承載失效螺栓，決定了連接結(jié)構(gòu)實驗件在橫向準靜載作用下的承載能力。單個螺栓極限荷載為14.5 kN左右，與M5螺栓實際抗拉強度基本吻合。

需要說明的是，實驗前為螺栓組單個螺栓施加5 kN·m預(yù)緊扭力，但由于結(jié)構(gòu)自重和預(yù)緊力松弛，實際螺栓組預(yù)緊力水平并不一致，初始預(yù)緊力值如表2所示。為保證有限元模型一致，在仿真中對應(yīng)施加實測預(yù)緊力值。

表2 螺栓預(yù)緊力Tab.2 Pre-tightening force of bolts kN

4 數(shù)值仿真對比

為驗證仿真模型計算精度，本文采用通用商業(yè)有限元軟件ABAQUS建立與實驗一致的精細有限元模型，如圖11所示。建模兼顧計算效率和精度，實驗件柱段采用減縮積分的四邊形殼單元劃分網(wǎng)格，法蘭盤、螺栓、剪力銷等采用減縮積分的八節(jié)點六面體單元劃分網(wǎng)格。由于螺紋幾何結(jié)構(gòu)復(fù)雜，網(wǎng)格劃分困難，且對計算效率影響較大，本文建立的模型忽略螺紋，采用ABAQUS中的“綁定”約束模擬實際螺紋接觸狀態(tài)。實驗過程中，加載錘頭和工裝變形較小，因而模型中可以采用剛體建模以提高計算效率。根據(jù)表1中的材料參數(shù)，定義材料塑性強化和剪切損傷本構(gòu)，以模擬螺栓斷裂效果，其中螺栓材料斷裂應(yīng)變設(shè)為0.2，損傷演化破壞位移設(shè)為1.0。模型利用ABAQUS/Explicit求解器“降溫法”施加螺栓預(yù)緊力和模擬準靜載失效過程。特別地，準靜態(tài)分析是在保持慣性力影響不顯著的前提下縮短分析時間。研究表明，當分析時間大于結(jié)構(gòu)第一階固有周期的十倍以上時，可認為動力分析過程是準靜態(tài)過程，慣性效率和應(yīng)變率效應(yīng)可以忽略不計[14-16]。本文分析時長設(shè)置為0.2 s。

圖11 有限元模型Fig.11 Finite element model

圖12 仿真與實驗效果對比Fig.12 Comparison of simulation and experimental results

圖12為仿真結(jié)果與實驗實測效果對比，仿真結(jié)果中螺栓組從上側(cè)螺栓到下側(cè)螺栓依序斷裂失效，呈序列失效效果，這與實驗觀察到的失效特點吻合。單個螺栓由于法蘭盤“杠桿效應(yīng)”出現(xiàn)彎曲變形，與實驗“彎剪耦合”失效模式吻合較好。固支邊界無明顯變形松動，剪力銷無明顯變形，法蘭盤和實驗件柱段無可見變形和裂紋。因此，從仿真效果上看，模型能夠較好地反映連接結(jié)構(gòu)的真實失效特點。

圖13 仿真加載力-位移曲線Fig.13 Simulation curves of loading force-displacement

(a) S-1

(b) S-2圖14 仿真螺栓力-位移曲線Fig.14 Simulation curves of bolt force-loading displacement

仿真模型中的加載力通過作動筒錘頭加載點的接觸反力輸出，仿真加載力-加載位移曲線如圖13所示，可知結(jié)構(gòu)極限載荷為35 kN左右。圖14為仿真螺栓力位移曲線，圖10與圖14對比可知，螺栓極限載荷為14 kN左右，與實驗實測數(shù)據(jù)誤差在5%以內(nèi),且仿真對結(jié)構(gòu)承載能力的預(yù)測偏于保守，誤差在工程可接受的范圍內(nèi)，結(jié)構(gòu)失效對應(yīng)的加載位移進程為18 mm左右，實驗實測為20 mm，誤差約為1.5%。初始螺栓失效后，連接結(jié)構(gòu)基本喪失承載能力，這與實驗結(jié)論一致。需要說明的是，實驗中通過安裝在錘頭與作動筒頂端的力傳感器采集，這與仿真中直接輸出錘頭參考點的接觸反力略有區(qū)別，也是誤差產(chǎn)生的可能因素。從單個螺栓失效進程來看，其彈性階段對應(yīng)的加載位移和塑性階段對應(yīng)的加載位移之比約為1 ∶2，這與實驗結(jié)果基本一致。但由于仿真模型中螺栓力通過輸出螺桿中間最外側(cè)單元的應(yīng)力值經(jīng)過換算得到，而不同的單元刪除時間略有區(qū)別，因此在仿真模型中初始失效的(1～4號)螺栓同樣存在失效順序，這與實驗結(jié)果表現(xiàn)出的初始螺栓同時失效略有區(qū)別。

結(jié)構(gòu)失效仿真進程的能量對比如圖15所示，其中沙漏能和動能占內(nèi)能的比例分別在5%和15%以內(nèi)，這說明模型仿真過程中由于“沙漏效應(yīng)”(為避免減縮積分單元出現(xiàn)“零能模式”而人為引入“沙漏剛度”產(chǎn)生的能量誤差)產(chǎn)生的誤差在可控范圍內(nèi)，動能項在動力學(xué)分析中的影響不明顯，可以認為實現(xiàn)了準靜載加載失效的效果。

綜上，仿真效果與實驗效果吻合較好，工程中可以認為通過有限元仿真計算得到的結(jié)論是可靠的。

圖15 結(jié)構(gòu)失效仿真進程的能量歷史Fig.15 Energy history of the failure simulation

5 結(jié)論

基于級間螺栓法蘭連接結(jié)構(gòu)，簡化設(shè)計制作了一組原理性實驗件，設(shè)計并進行了兩次準靜載失效實驗，采用ABAQUS有限元分析軟件對失效過程進行了仿真分析，得到以下結(jié)論：

1)根據(jù)實驗件結(jié)構(gòu)特點和實驗背景，設(shè)計并工裝了準靜載失效實驗系統(tǒng)和螺栓響應(yīng)信號采集傳感器，由實驗效果可見，加載失效和數(shù)據(jù)采集結(jié)果能夠滿足實驗設(shè)計要求；

2)從實驗結(jié)果看，失效位置為連接結(jié)構(gòu)螺栓組，螺栓自分布平面上側(cè)至下側(cè)依序承載失效，呈序列失效特點，螺栓分布平面上部七個螺栓為準靜載荷載作用下初始承載失效螺栓，決定了連接結(jié)構(gòu)承載能力；

3)通過對比實驗實測數(shù)據(jù)與數(shù)值仿真結(jié)果可知，仿真模型具有良好的精度，在實際工程中可以認為由仿真模型得到的結(jié)果是可靠的。