沖擊荷載下級間螺栓法蘭連接結構失效實驗與數值仿真研究

田彤輝， 袁杰紅， 王青文， 周仕明， 陳柏生

(1.國防科技大學 空天科學學院，長沙 410073；2. 湖南大學 土木工程學院，長沙 410082)

級間螺栓法蘭連接結構作為火箭、導彈的分離連接結構，是箭(彈)體結構的重要組成部分。由于連接結構呈強非線性特征，破壞了箭(彈)體的連續性，在承載過程中易出現局部變形過大和應力集中等問題，削弱了整體結構的強度，是易于發生故障的薄弱部件[1]。

火箭、導彈在發射和高速飛行過程中，箭(彈)體可能受到幅值極大、空間位置極不穩定的瞬態異常荷載作用[2]。例如，潛射導彈出水過程中，彈體表面大量氣泡與大氣接觸后在毫秒級時間內潰滅，形成幅值高達十幾兆帕的壓力脈沖[3-4]。有可能導致級間連接結構失效而使火箭、導彈發射失敗。因此，瞬態沖擊下艙段分離連接結構失效機理研究具有重要的工程和理論意義。

由于連接結構力學性能復雜，涉及接觸滑移、幾何不連續等非線性問題，理論分析和求解困難。現有的研究中，大多將連接結構簡化為剛性連接，進行計算和分析。Luan等[5-7]針對箭體受瞬態外載的振動特性分析，將連接結構拉壓剛度非線性特性納入到火箭整體動力學模型中，通過在連接面引入剛度修正的非線性彈簧，得到了能夠一定程度反映實際動力響應特性的簡化有限元模型；Bartlomiej等[8]建立了未考慮螺紋的連接結構有限元模型，根據數值計算結果研究了多級結構螺栓法蘭連接結構的失效特點；張朝暉等利用Abaqus軟件，建立包含螺栓螺紋的精細有限元模型，并通過UMAT用戶子程序建立螺栓冪硬化本構模型，模擬了全箭橫向異常載荷工況下連接結構螺栓失效過程；Von-Long等[9]針對螺栓法蘭連接結構設計并進行了軸向單調和循環加載的準靜載疲勞實驗，分析了該工況下連接結構的疲勞、失效特性。王青文等[10]利用簡化螺紋的連接結構有限元模型，根據數值計算結果分析瞬態沖擊荷載下連接結構失效機理，研究了不同結構參數對連接結構沖擊失效的影響。從螺栓法蘭連接結構的現有研究成果看，國內外研究人員多采用有限元模型對其動力響應及失效特點進行了多次有益的分析，但尚未發現針對連接結構瞬態沖擊失效的實驗研究成果發表。

為研究瞬態沖擊作用下連接結構的失效特點，同時驗證有限元方法數值計算結果的準確性，本文基于依據火箭、導彈級間螺栓法蘭連接結構簡化的原理性實驗件，建立了沖擊失效的有限元模型，設計進行了落錘沖擊失效實驗，采集了一組具有參考意義的關鍵數據，分析結構沖擊失效機理，驗證了有限元計算結果準確性，為深入研究連接結構的瞬態沖擊失效機理提供了實驗數據支撐。

1 實驗方案設計

1.1 方案分析

原理性實驗件由兩級艙柱段的內翻法蘭、12個均勻分布直徑為M6的8.8級高強度螺栓、12個均勻分布錐度為6.8°直徑M5的剪力銷裝配而成，如圖1所示。其中螺栓分布圓直徑為251 mm、栓孔直徑為6.5 mm，柱段壁厚為4 mm、總高H為350 mm，內翻法蘭厚度為10 mm、內徑d1為225 mm、外徑d2為295 mm,外翻法蘭厚度為10 mm、內徑D1為287 mm、外徑D2為350 mm，螺栓和剪力銷環向分布間隔6°，為便于數據分析和表述，為螺栓組順時針編號。

圖1 實驗件尺寸參數及螺栓組編號Fig.1 Size parameters of experiment article and bolt number

法蘭柱段、螺栓和剪力銷所用材料分別為6061鋁合金、8.8級高強度螺栓和超高強度合金鋼30CrMnSiNi2A，總質量10.1 kg,其中，對柱段6061鋁合金進行了單軸拉伸實驗。實驗件材料常數如表1所示。

表1 實驗件材料參數

該原理性實驗件，尺寸較大，強度較高，實現落錘沖擊使結構失效需要較大的瞬時輸入能量。經過前期數值計算，使該連接結構破壞失效需要約3 000 J的能量，采用端部橫向沖擊加載模式易于實現，設計采用如圖2所示工裝，為防止落錘直接沖擊造成實驗件柱段損傷，端部緊固承載平臺，將沖擊荷載傳遞至連接結構。

圖2 實驗工裝示意圖Fig.2 Simplified schematic diagram of experiment installation

本文通過建立與落錘沖擊實驗工況高度一致的Abaqus有限元分析模型(見圖3)，評估加載方案和實驗工裝合理性。模型利用Abaqus/Explicit動力顯示求解器模擬沖擊失效過程，材料定義為塑性強化和延性金屬剪切損傷本構模型，柱段采用減縮積分的四邊形殼單元，其余部件采用八節點減縮積分的六面體單元劃分網格。

圖3 有限元模型Fig.3 The finite element model

1.2 實驗方案

基于有限元模型試算，考察連接結構失效進程、失效效果及固定邊界工裝等因素，結合實驗室現有條件，決定用270 kg落錘以7 m/s的速度沖擊加載，落錘沖擊實驗在湖南大學工程結構綜合防護實驗室的高性能錘實驗機上進行，圖4所示為落錘實驗機及實驗現場工裝。

(a)

(b)圖4 實驗現場工裝Fig.4 Diagram of experimental scene

高性能落錘實驗機由落錘提升和控制系統、錘體、觸發裝置和夾支鉸支座等組成[11]。沖擊荷載作用下螺栓組失效過程非常短，時間尺度在毫秒量級，對數據信號采樣頻率要求非常高。實驗過程中，采用美國NI公司研制的數據測量系統，配置高應變率動態應變信號采集系統(采樣頻率100 kHz)記錄應變響應時程數據，其中應變片粘貼位置為螺栓組12個螺栓應變信號傳感器及上下柱段的1#和2#參考點(見圖4)。法蘭連接界面開縫位移測量采用電阻式位移傳感器(采樣頻率500 kHz),豎直安裝于沖擊端下方如圖4所示，設置觸發式光電測速裝置采集錘頭沖擊速度，高速攝像機記錄實驗過程。

需要說明的是，由于螺栓法蘭連接的結構特點，難以實現直接在螺桿粘貼應變片的方式引線測量螺栓力時程響應數據。實驗中設計螺栓力信號采集傳感器如圖5所示，在墊塊和法蘭接觸面之間加裝一個軸承鋼套筒，將應變片粘貼在軸承鋼套筒外表面。沖擊荷載下，螺桿受拉力作用，繼而軸承鋼套筒受壓力作用，二者為作用力與反作用力關系。通過軸承鋼套筒外表面采集到的應變響應信號，以及套筒截面積、軸承鋼材料參數等換算，可得到套筒受壓力作用響應信號，即得到螺桿受拉力作用響應數據。

圖5 螺栓力信號采集傳感器Fig.5 Bolt strain signal acquisition sensor

2 實驗結果及分析

2.1 落錘沖擊加載效果分析

實驗過程中，錘頭下落觸發光電測速裝置記錄錘頭瞬時沖擊速度為6.989 5 m/s，測得錘頭沖擊力時程曲線如圖6所示。表明錘頭沖擊力幅值效果類似三角脈沖，第一個沖擊力峰值約為450 kN，由于實驗件和固支邊界緊固螺栓連接剛度較大以及應力波在錘頭中多次反射，沖擊類似于連續撞擊回彈過程，反映為沖擊力時程信號為一系列不斷衰減抖動的連續三角脈沖。沖擊力作用時程在毫秒量級，說明落錘實驗能夠模擬毫秒級橫向異常荷載的實驗背景。

圖6 錘頭沖擊力時程曲線Fig.6 The force-time curve of hammer impact

實驗中用高速攝像機記錄了連接結構失效過程如圖7所示，實驗效果如圖8所示，表明在橫向沖擊荷載作用下由受拉側螺栓向受壓側螺栓序列失效，由于實驗臺基座和夾具限制，6號、7號、8號螺栓最終未失效斷裂。

實驗結果表明，工裝固支邊界、剪力銷及簡化的螺栓盒(墊片)均無明顯塑性變形，連接結構法蘭盤變形但未開裂，連接螺栓失效斷裂位置為強度薄弱的螺紋與螺桿交界面。由于螺栓法蘭連接結構受橫向荷載時法蘭盤的“杠桿效應”，螺栓螺桿可見明顯彎曲變形，實際破壞方式為拉彎耦合失效。實驗與數值仿真效果對比(見圖9)可以發現：結構總體失效模式相同，失效部位均為實驗設計關心的12×M6連接螺栓，且螺栓組失效模式為從受拉一側向受壓一側序列失效，法蘭連接界面從一側開裂。

圖7 實驗件失效過程Fig.7 The failure process of experiment article

圖8 實驗效果圖Fig.8 The diagram of experiment result

圖9 實驗與仿真效果對比Fig.9 Comparison diagram of experiment and simulation

2.2 實驗數據分析

圖10(a)～圖10(c)分別為落錘沖擊下螺栓組上半部分、右半部分和左半部分螺栓力時程響應曲線。實驗中螺栓預緊力通過扭力扳手手動擰緊螺母施加，實測螺栓力響應初始值即為螺栓預緊力，螺栓組預緊力水平如表2所示。(由于6#、7#和8#螺栓未斷裂失效，未采集到預緊力)

表2 螺栓預緊力

上半部分螺栓力時程曲線趨勢表明，連接結構受橫向沖擊荷載作用時，位于螺栓組上方的1號、2號、12號螺栓幾乎同時受載，第一個螺栓失效在5 ms左右。由于為12號螺栓施加了較大的預緊力，增加了局部螺栓法蘭連接的連接剛度，沖擊荷載作用時，局部法蘭盤變形較大，反映為螺栓力響應時程較長，幅值較高。左半部分和右半部分螺栓力時程曲線顯示了螺栓組序列失效的特點，前兩個螺栓承載和失效是瞬時發生的，整個過程約5 ms，螺栓承載后存在明顯塑性階段，這與螺栓斷口“頸縮”實驗效果吻合。相比下由于初始幾個螺栓承載失效后，減緩了落錘沖擊力作用，后續螺栓從開始承載到屈服時間為4 ms左右，曲線上升更平緩。螺栓組完全失效的時程約12 ms，從上側螺栓開始螺栓依序承載的時間間隔有擴大趨勢。

圖10(d)和圖10(e)為實驗采集螺栓力響應與數值仿真結果對比，結果表明二者數據吻合較好，仿真結果總體體現了螺栓組序列失效特點。根據表2所示螺栓組預緊力水平為仿真模型施加預緊力(由6#、7#和8#螺栓未采集得到預緊力水平，響應仿真模型中按機械設計標準6 kN施加)，輸出單個螺栓力響應曲線近似相對于螺栓分布圓平面左右對稱，但略有差別。從響應幅值看，由于螺栓力傳感器中，軸承鋼套筒外表面的應變片相對套筒周向位置不同，實測響應幅值在18～22 kN，而仿真計算響應幅值在20～22 kN，二者吻合較好。從響應時程上看，仿真模型中初始承載螺栓失效時程約為3.5 ms左右，略快于實測結果，這可能是由于仿真模型中的螺栓響應是通過輸出螺桿外表面單元的響應數據，外側單元率先失效刪除，其響應時程短于整個螺桿。

另外，仿真計算螺栓斷裂失效后的力不為零是由于模型中螺栓塑性變形產生殘余應力，實驗中螺栓力由傳感器軸承鋼套筒間接測量，軸承鋼套筒在實驗過程中始終保持在彈性范圍內，故螺栓斷裂后傳感器測量得到的螺栓力歸零。螺栓力時程曲線出現兩個峰值，可能是由于實際落錘沖擊加載效果為一系列連續三角脈沖力及加載過程中結構“碰撞回彈”的振動引起[12]。

圖10 螺栓力時程曲線Fig.10 The force-time curve of bolt

圖11為連接界面開縫位移響應對比圖，結果表明，位移時程曲線呈線性上升，仿真得到的法蘭連接界面開縫位移與實驗采集數據吻合很好，開縫位移響應峰值誤差在5%以內。

如圖12所示，實驗中，柱段1#應變片粘貼在于固支端，柱段2#應變片粘貼于自由端，由于固定邊界限制，固支端柱段應力響應比自由端柱段應力響應峰值高一倍左右，仿真模型得到的響應趨勢與實驗實測結果基本一致，從時間尺度看，由螺栓力響應曲線可知，大約12 ms時螺栓組完全失效，而柱段應力響應集中在3～6 ms左右，表明初始幾個螺栓失效后，螺栓承載位置轉移到未失效螺栓局部，上半部分柱段不再是主要承載和載荷傳遞位置，從仿真模型計算結果看，基本反映了實驗件該響應規律。

圖11 法蘭開縫位移時程曲線Fig.11 The time history curve of slit displacement

圖12 柱段應力時程響應曲線Fig.12 The stress-time response curve of column section

3 結 論

通過對級間螺栓法蘭連接結構簡化的原理性實驗件數值仿真和橫向沖擊失效實驗，得到以下結論：

(1)從實驗效果看，橫向沖擊荷載作用下，螺栓法蘭連接結構螺栓組序列失效特點，單個螺栓由于法蘭盤“杠桿效應”呈拉彎耦合失效特點。

(2)通過對比螺栓組螺栓失效力時程曲線特點，分析得到螺栓分布平面上部三個螺栓為沖擊下最初承載螺栓，解釋了預緊力越大，單個螺栓連接局部剛度越大，沖擊作用下法蘭盤局部變形越大，螺栓力響應時程越長，幅值越高。

(3)螺栓組螺栓失效進程中，法蘭連接界面開縫位移時程曲線呈線性上升趨勢，固定端柱段應力響應峰值高于自由端柱段一倍左右。

(4)通過對比實驗實測和仿真模型計算的關鍵數據，表明基于有限元方法建立的仿真模型有很好的計算精度，模擬失效規律與實驗效果吻合良好。