惠旭龍，劉小川，白春玉，張宇, 舒挽，葛宇靜

(中國(guó)飛機(jī)強(qiáng)度研究所 結(jié)構(gòu)沖擊動(dòng)力學(xué)航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710065)

0 引言

隨著現(xiàn)代航空技術(shù)的發(fā)展，大量新型材料被用于飛機(jī)結(jié)構(gòu)，最典型的代表是碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(CFRP)的普遍應(yīng)用，導(dǎo)致了飛機(jī)裝配工藝的變革，大量新型緊固件被用于飛機(jī)制造，其中最具代表性的就是高鎖螺栓的大量使用[1]。飛機(jī)在服役或運(yùn)營(yíng)過(guò)程中不可避免地會(huì)遇到鳥(niǎo)撞、墜撞、冰雹撞擊等碰撞事故，而飛機(jī)復(fù)合材料結(jié)構(gòu)所受沖擊載荷主要通過(guò)高鎖螺栓進(jìn)行傳遞。作為復(fù)合材料飛機(jī)連接結(jié)構(gòu)的重要組成部分，高鎖螺栓的強(qiáng)度和可靠性直接影響到整個(gè)飛機(jī)的安全性。目前，國(guó)內(nèi)外大多數(shù)學(xué)者將精力主要集中在高鎖螺栓連接結(jié)構(gòu)的疲勞壽命預(yù)測(cè)和靜強(qiáng)度研究[2-4]，然而，正如金屬材料往往表現(xiàn)出應(yīng)變率效應(yīng)一樣，單純的準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)實(shí)驗(yàn)通常并不能準(zhǔn)確描述連接結(jié)構(gòu)在動(dòng)態(tài)載荷下的力學(xué)行為。沖擊加載下高鎖螺栓的力學(xué)性能和失效模式往往不同于準(zhǔn)靜態(tài)加載，且高鎖螺栓處于純拉伸、純剪切、拉伸- 剪切耦合等多種受力狀態(tài)。為提高復(fù)合材料飛機(jī)結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能，首先需要獲得高鎖螺栓準(zhǔn)確的動(dòng)態(tài)復(fù)合加載失效參數(shù)，揭示其力學(xué)性能與加載方式和加載速度之間的關(guān)系。

Arcan夾具[5]是實(shí)現(xiàn)拉伸- 剪切復(fù)合加載的有效手段，自1977年以色列特拉維夫大學(xué)的Arcan提出后得到了世界各國(guó)研究人員的廣泛應(yīng)用。當(dāng)前針對(duì)機(jī)械連接元件的復(fù)合加載失效測(cè)試問(wèn)題，多數(shù)集中于通過(guò)改進(jìn)Arcan夾具來(lái)實(shí)現(xiàn)拉伸- 剪切復(fù)合加載，如Previtali等[6]基于MTS858實(shí)驗(yàn)機(jī)結(jié)合Arcan夾具測(cè)試了航空鉚釘在0°(純拉伸)、30°、45°、60°、90°(純剪切)狀態(tài)下的準(zhǔn)靜態(tài)失效特性。Langrand等[7]同樣采用Arcan夾具測(cè)試了7075鋁合金鉚釘0°(純拉伸)、15°、30°、45°、90°(純剪切)狀態(tài)下的準(zhǔn)靜態(tài)失效特性。對(duì)于準(zhǔn)靜態(tài)測(cè)試，Arcan夾具具有非常好的測(cè)試效果，已得到廣泛應(yīng)用。但對(duì)于動(dòng)態(tài)測(cè)試，Arcan夾具質(zhì)量較大，加載過(guò)程的慣性力對(duì)載荷測(cè)試結(jié)果有較大影響，且不易在Hopkinson拉桿實(shí)驗(yàn)裝置上實(shí)現(xiàn)。為此，楊沛等[8]設(shè)計(jì)了基于分離式Hopkinson拉桿系統(tǒng)的鉚釘動(dòng)態(tài)性能測(cè)試裝置，加載桿為桿徑14 mm的鋼桿，巧妙地利用Hopkinson拉桿的轉(zhuǎn)接頭實(shí)現(xiàn)了對(duì)鉚釘?shù)募羟泻屠欤珶o(wú)法實(shí)現(xiàn)拉伸- 剪切復(fù)合加載。解江等[9]依托高速液壓伺服材料實(shí)驗(yàn)機(jī)設(shè)計(jì)專用實(shí)驗(yàn)夾具，實(shí)現(xiàn)了航空鉚釘純拉伸加載、純剪切加載、30°拉伸- 剪切耦合加載及60°拉伸- 剪切耦合加載測(cè)試，獲得了各失效模式下的鉚釘元件失效載荷數(shù)據(jù)和變形信息，但實(shí)驗(yàn)效率較低，且拉伸- 剪切復(fù)合加載夾具缺少側(cè)向限位，無(wú)法保證恒定的單軸拉伸載荷狀態(tài)。高鎖螺栓材料多為鈦合金，其強(qiáng)度遠(yuǎn)大于鋁合金鉚釘，對(duì)實(shí)驗(yàn)支持裝置的強(qiáng)度和剛度提出了較高要求。目前針對(duì)高鎖螺栓的動(dòng)態(tài)復(fù)合加載失效特性，多數(shù)是研究復(fù)合材料連接件的動(dòng)態(tài)加載失效特性[10-11]，而很少研究高鎖螺栓自身的動(dòng)態(tài)加載失效。

綜上可見(jiàn)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)航空鉚釘復(fù)合加載失效特性開(kāi)展了豐富的研究工作，但在動(dòng)態(tài)加載方面開(kāi)展工作較少，現(xiàn)有針對(duì)航空鉚釘?shù)膭?dòng)態(tài)復(fù)合加載實(shí)驗(yàn)方法在測(cè)試能力和測(cè)試效率上仍有改進(jìn)空間，無(wú)法滿足高鎖螺栓的動(dòng)態(tài)復(fù)合加載實(shí)驗(yàn)需求。因此，本文基于高速液壓伺服材料實(shí)驗(yàn)機(jī)設(shè)計(jì)一套高鎖螺栓動(dòng)態(tài)復(fù)合加載實(shí)驗(yàn)支持裝置，利用碰撞式實(shí)驗(yàn)加載方法完成中國(guó)商用飛機(jī)有限責(zé)任公司緊固件工藝標(biāo)準(zhǔn)CFBL1001-6-6/CFNT1003CY6抗剪型高鎖螺栓在不同速度(0.01 m/s、0.10 m/s、1.00 m/s)和不同加載方式(純拉伸、30°拉伸- 剪切耦合、45°拉伸- 剪切耦合、60°拉伸- 剪切耦合、純剪切)下的失效測(cè)試，并分析加載速度和加載方式對(duì)高鎖螺栓失效特性的影響規(guī)律。

1 實(shí)驗(yàn)支持裝置設(shè)計(jì)

Arcan夾具的設(shè)計(jì)思想為：通過(guò)改變拉伸方向與試件標(biāo)距軸線方向的夾角構(gòu)造出不同平面應(yīng)力狀態(tài)，如文獻(xiàn)[12-13]所示，但Arcan夾具質(zhì)量較大，不適用于動(dòng)態(tài)沖擊實(shí)驗(yàn)。

高鎖螺栓按照飛機(jī)不同部位應(yīng)用的要求，分為抗拉伸型和抗剪切型兩大類別。其安裝方法是：首先使用定扭工具加深套筒將高鎖螺栓擰至預(yù)設(shè)扭矩，然后使用淺套筒工具將其擰至斷帽，如圖1(a)所示。本文主要針對(duì)斷帽式抗剪切型高鎖螺栓(見(jiàn)圖1(b))開(kāi)展動(dòng)態(tài)復(fù)合加載失效特性研究。

圖1 斷帽式抗剪型高鎖螺栓及其安裝方法Fig.1 Frangible collar and installation method

針對(duì)高鎖螺栓動(dòng)態(tài)復(fù)合加載測(cè)試需求設(shè)計(jì)的實(shí)驗(yàn)裝置如圖2所示，實(shí)驗(yàn)時(shí)下夾持桿固定，阻擋塊處施加單軸速度v(m/s)加載。它的典型特征是將不同加載方式設(shè)計(jì)成單獨(dú)的夾具，能夠顯著降低夾具質(zhì)量。同時(shí)將夾具設(shè)計(jì)為兩部分，包括連接耳片和夾持桿。實(shí)驗(yàn)前先利用專用工具將高鎖螺栓安裝到連接耳片上，實(shí)驗(yàn)中螺帽的斷帽扭矩是0.3 N·m，然后將連接耳片安裝到夾持桿上進(jìn)行不同速度的拉伸實(shí)驗(yàn)。為保證恒定的單軸拉伸載荷狀態(tài)，在上、下夾持桿對(duì)接處設(shè)置限位桿，防止拉伸過(guò)程中側(cè)向載荷改變?cè)嚰氖茌d狀態(tài)。本文中高鎖螺栓牌號(hào)為CFBL1001-6-6，螺帽為CFNT1003CY6，螺桿直徑為4.763 mm，不含螺紋桿長(zhǎng)為9.525 mm，材料為Ti-6AL-4V鈦合金，螺帽材料為7075-T73鋁合金，與連接耳片安裝后如圖3所示。

圖2 動(dòng)態(tài)復(fù)合加載實(shí)驗(yàn)夾具示意圖Fig.2 Shematic diagram of experimental fixture for dynamic combined loading

圖3 高鎖螺栓動(dòng)態(tài)復(fù)合加載實(shí)驗(yàn)夾具Fig.3 Experimental fixture for dynamic combined loading of high-lock bolts

2 有限元分析

高鎖螺栓通常由Ti-6AL-4V鈦合金制成，其破壞強(qiáng)度可達(dá)1 000 MPa以上，這就對(duì)夾具的強(qiáng)度提出了較高要求。本文中的夾具選材是35CrMnSiA超高強(qiáng)度鋼，其屈服強(qiáng)度可達(dá)1 400 MPa. 為了驗(yàn)證夾具設(shè)計(jì)的合理性，利用有限元分析軟件Abaqus對(duì)10 m/s速度下60°拉伸- 剪切耦合的實(shí)驗(yàn)過(guò)程進(jìn)行仿真分析。

圖4 高鎖螺栓有限元模型Fig.4 Finite element model of high-lock bolt

選擇六面體單元來(lái)模擬夾持桿、連接耳片和試件。夾持桿和連接耳片都選用線彈性材料模型，密度7 800 kg/m3、彈性模量210 GPa. 試件采用帶失效的彈塑性模型，試件的幾何模型選擇簡(jiǎn)化的高鎖螺栓(見(jiàn)圖4)，將螺帽與螺桿連為一體。材料參數(shù)[14]如表1所示，其中A、B、n、c、m為材料的動(dòng)態(tài)本構(gòu)模型參數(shù)，D1、D2、D3、D4、D5為材料的動(dòng)態(tài)失效模型參數(shù)?？紤]到預(yù)緊力矩對(duì)高鎖螺栓的破壞載荷影響較小，且本部分內(nèi)容重點(diǎn)是考核夾具的強(qiáng)度，因此在有限元模型中不考慮預(yù)緊力矩。

表1 TC4鈦合金的材料參數(shù)

圖5為60°拉伸- 剪切耦合加載過(guò)程中不同時(shí)刻夾持桿的應(yīng)力分布情況，由圖5可看出加載過(guò)程中，應(yīng)力波逐漸從加載端向固定端傳播，在上夾持桿夾頭過(guò)渡區(qū)由于界面不連續(xù)導(dǎo)致應(yīng)力波的反射和疊加，但最大應(yīng)力水平保持在1 000 MPa以內(nèi)，夾具仍處于彈性狀態(tài)。圖6為拉伸過(guò)程中連接耳片的應(yīng)力分布，其最大應(yīng)力水平保持在1 200 MPa以內(nèi)，處于彈性狀態(tài)。圖7為拉伸過(guò)程中試件的破壞變形，在60°拉伸- 剪切耦合加載下試件螺桿發(fā)生剪切破壞。其他加載條件下試件的破壞載荷均小于60°拉伸- 剪切耦合加載狀態(tài)，故其他加載狀態(tài)下夾具同樣處于彈性狀態(tài)，在此不再贅述。以上結(jié)果表明本文設(shè)計(jì)的夾具能夠?qū)崿F(xiàn)高鎖螺栓的動(dòng)態(tài)復(fù)合加載，且強(qiáng)度滿足實(shí)驗(yàn)需求。

圖5 拉伸過(guò)程中夾持桿的應(yīng)力分布Fig.5 Stress distribution of holding rod during tension process

圖6 拉伸過(guò)程中連接耳片的應(yīng)力分布Fig.6 Stress distribution of connecting fixture during tension process

圖7 試件破壞變形過(guò)程Fig.7 Failure and deformation of specimen during tension process

3 動(dòng)態(tài)復(fù)合加載實(shí)驗(yàn)

高鎖螺栓動(dòng)態(tài)復(fù)合加載實(shí)驗(yàn)平臺(tái)為美國(guó)Instron公司生產(chǎn)的VHS 160-100/20型高速拉伸材料實(shí)驗(yàn)機(jī)，如圖8所示，其最大加載速度為20 m/s，可承受最大沖擊動(dòng)載為100 kN.

圖8 高速拉伸材料實(shí)驗(yàn)機(jī)Fig.8 High-speed tensile testing machine

文獻(xiàn)[5]中是利用實(shí)驗(yàn)機(jī)夾塊與夾具之間的摩擦力實(shí)現(xiàn)加載，實(shí)驗(yàn)安裝效率低，且每次實(shí)驗(yàn)的安裝預(yù)緊力和墊塊位置不易保持一致。本文采用碰撞式加載方式，實(shí)驗(yàn)件的安裝狀態(tài)和加載方法如圖9所示，試件通過(guò)下夾持桿固定在實(shí)驗(yàn)機(jī)上，初始時(shí)上夾持桿與試件不接觸，通過(guò)墊塊和抱緊螺栓實(shí)現(xiàn)上夾持桿與實(shí)驗(yàn)機(jī)夾塊之間的微接觸狀態(tài)。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中通過(guò)液壓作動(dòng)筒結(jié)合氣體蓄能器提供加載能量，上夾塊隨作動(dòng)筒達(dá)到預(yù)定加載速度后與上夾持桿的阻擋塊碰撞，帶動(dòng)上夾持桿向上運(yùn)動(dòng)，實(shí)現(xiàn)對(duì)試件的恒定速率拉伸。每次實(shí)驗(yàn)不需要拆卸抱緊螺栓且碰撞位置可控，提高了實(shí)驗(yàn)效率，通過(guò)改變上夾塊初始位置和阻擋塊之間的距離來(lái)調(diào)整拉伸速度。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中利用高速攝像機(jī)記錄高鎖螺栓的失效過(guò)程，利用壓電載荷傳感器記錄高鎖螺栓的失效載荷，利用位移傳感器記錄高鎖螺栓的拉伸位移。每種加載工況各做3次重復(fù)性實(shí)驗(yàn)，并取其平均值作為該工況的實(shí)驗(yàn)結(jié)果。

圖9 實(shí)驗(yàn)件安裝狀態(tài)和加載方式Fig.9 Installation status and loading mode of the specimen

圖10、圖11和圖12分別是1.00 m/s拉伸速度下高鎖螺栓純拉伸、45°拉伸- 剪切耦合和純剪切加載狀態(tài)的實(shí)驗(yàn)過(guò)程，可看出實(shí)驗(yàn)過(guò)程夾具均沿軸向運(yùn)動(dòng)，高鎖螺栓分別出現(xiàn)螺帽的拉脫失效(純拉伸、45°拉伸- 剪切耦合)和螺桿的剪切失效(純剪切)。由表2可以看出高鎖螺栓的失效模式受加載方式影響較大：在純拉伸加載下螺帽與螺桿之間的螺紋被剪斷，螺帽被拉脫，失效載荷主要與螺帽的螺紋強(qiáng)度相關(guān)；在30°拉伸- 剪切耦合加載下螺桿發(fā)生較小的彎曲變形，螺帽與螺桿之間產(chǎn)生相互擠壓，當(dāng)載荷沿高鎖螺栓軸向的分量超過(guò)螺帽螺紋的剪切強(qiáng)度時(shí)，螺帽被拉脫；在45°拉伸- 剪切耦合加載下螺桿發(fā)生較強(qiáng)彎曲變形，當(dāng)變形到一定程度時(shí)載荷沿高鎖螺栓軸向的分量超過(guò)螺帽螺紋的剪切強(qiáng)度，而載荷沿高鎖螺栓桿徑方向的分量依然小于螺桿剪切強(qiáng)度，螺帽被拉脫；在60°拉伸- 剪切耦合加載下螺桿彎曲變形進(jìn)一步增大，載荷沿高鎖螺栓桿徑方向的分量超過(guò)螺桿剪切強(qiáng)度，螺桿被剪斷，斷口截面與桿徑呈一定夾角；在純剪切加載下螺桿直接被剪斷。

圖10 純拉伸實(shí)驗(yàn)過(guò)程Fig.10 Experimental process of pure tension

圖11 45°拉伸- 剪切耦合實(shí)驗(yàn)過(guò)程Fig.11 Experiment process of 45° tensile-shear specimen

圖12 純剪切實(shí)驗(yàn)過(guò)程Fig.12 Experimental process of pure shear

由圖13和表3可看出，隨著外載荷方向與螺桿軸向夾角的增大，高鎖螺栓的失效載荷先增大、后減小，60°拉伸- 剪切耦合加載失效載荷相比純拉伸加載時(shí)提高62%左右。而加載速度對(duì)高鎖螺栓的失效載荷影響較小，從加載速度0.01 m/s到1.00 m/s，5種加載方式的失效載荷最大增幅僅為4.6%.

4 高鎖螺栓失效方程構(gòu)建

為表征高鎖螺栓在一般破壞情形下的失效特性，基于不同加載模式和不同加載速度下的高鎖螺栓失效載荷實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，構(gòu)建高鎖螺栓的失效方程。高鎖螺栓的實(shí)際載荷可簡(jiǎn)化為拉伸載荷和剪切載荷的分量形式，如圖14和(1)式、(2)式所示。而高鎖螺栓的復(fù)合加載失效方程可描述為(3)式的形式，當(dāng)(3)式成立時(shí)高鎖螺栓處于安全狀態(tài)，否則會(huì)發(fā)生斷裂失效。

N(α)=F(α)cosα，

(1)

T(α)=F(α)sinα，

(2)

表2 3種速度、5種加載方式下高鎖螺栓的失效測(cè)試結(jié)果

Tab.2 Failure test results of high-lock bolts under five different load states at three different load speeds

圖13 不同速度、不同加載方式下高鎖螺栓的載荷測(cè)試結(jié)果Fig.13 Failure load test results of high-lock bolt under different loading modes at different speeds

加載速度/(m·s-1)純拉伸失效載荷/kN30°拉伸-剪切復(fù)合失效載荷/kN45°拉伸-剪切復(fù)合失效載荷/kN60°拉伸-剪切復(fù)合失效載荷/kN純剪切失效載荷/kN0.019.2910.1312.8915.0514.030.109.40 10.2213.4015.1614.211.009.4310.2913.4915.4214.65均值9.3710.2113.2615.2114.29

(3)

式中：α為外載荷與高鎖螺栓軸向的夾角；N(α)為當(dāng)前加載狀態(tài)的拉伸載荷分量；Nu為極限拉伸載荷；T(α)為當(dāng)前加載狀態(tài)的剪切載荷分量；Tu為極限剪切載荷；F(α)為當(dāng)前加載狀態(tài)的外載荷；a、b為失效參數(shù)。

圖14 高鎖螺栓受載狀態(tài)Fig.14 Load state of high-lock bolt

鑒于加載速度對(duì)高鎖螺栓的失效載荷影響較小，取每種加載方式3個(gè)速度下失效載荷的平均值作為擬合對(duì)象，擬合結(jié)果如表4和(4)式所示。從圖15可看出擬合得到的失效方程參數(shù)能夠較好表征高鎖螺栓的失效特性。

表4 高鎖螺栓失效方程參數(shù)

(4)

圖15 失效方程擬合結(jié)果和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比Fig.15 Comparison between fitting results of failure equation and experimental data

5 能量吸收特性分析

沖擊載荷作用下，飛機(jī)結(jié)構(gòu)通過(guò)大變形和斷裂破壞吸收了大部分的沖擊能量。作為飛機(jī)結(jié)構(gòu)的主要連接緊固件，高鎖螺栓在飛機(jī)受沖擊時(shí)的能量吸收過(guò)程中也發(fā)揮了重要作用。因此，從飛機(jī)結(jié)構(gòu)抗沖擊的角度來(lái)評(píng)價(jià)高鎖螺栓的能量吸收行為是很有意義的。圖16為不同加載速度、不同加載方式下高鎖螺栓的載荷- 位移曲線，通過(guò)對(duì)高鎖螺栓拉伸載荷- 位移曲線下的區(qū)域進(jìn)行積分，可以得到實(shí)驗(yàn)中的能量吸收量。圖17為不同加載條件下高鎖螺栓的能量吸收?qǐng)D。由圖17中可以看出，高鎖螺栓的能量吸收隨著加載角度的增大先不斷增加，當(dāng)加載角度達(dá)到67.5°時(shí)，能量吸收達(dá)到最大，然后隨著加載角度的進(jìn)一步增加，能量吸收能力略有下降。純剪切過(guò)程中吸收的能量比純拉伸過(guò)程中吸收的能量多50%以上。因此，抗剪切型高鎖螺栓發(fā)生剪切失效能夠吸收更多的沖擊能量。此外，在動(dòng)態(tài)沖擊載荷作用下，加載速率對(duì)高鎖螺栓的能量吸收能力影響較小。

圖16 不同速度、不同加載方式下高鎖螺栓的載荷- 位移曲線Fig.16 Load-displacement testing results of high-lock bolt at different speeds and different loading modes

圖17 不同拉伸速度和加載角度下的能量吸收Fig.17 Energy absorption contour of high-lock bolt at different impact velocities and tensile-shear angles

6 結(jié)論

本文通過(guò)實(shí)驗(yàn)和數(shù)值方法研究了復(fù)合材料高鎖螺栓的動(dòng)態(tài)復(fù)合加載測(cè)試方法，獲得了不同加載速度和不同加載方式下CFBL1001-6-6/CFNT1003CY6抗剪切型高鎖螺栓的失效載荷，分析了高鎖螺栓失效載荷和失效模式與加載速度和加載方式之間的相關(guān)性。主要得出以下結(jié)論：

1)本文設(shè)計(jì)的專用實(shí)驗(yàn)支持裝置和碰撞式實(shí)驗(yàn)加載方法能有效提高實(shí)驗(yàn)效率，基于該實(shí)驗(yàn)方法測(cè)得了CFBL1001-6-6/CFNT1003CY6高鎖螺栓在0.01 m/s、0.10 m/s、1.00 m/s及純拉伸、30°拉伸- 剪切耦合、45°拉伸- 剪切耦合、60°拉伸- 剪切耦合、純剪切狀態(tài)下的失效參數(shù)。

2) CFBL1001-6-6/CFNT1003CY6高鎖螺栓的失效模式和失效載荷受加載方式影響較大，隨著外載荷方向與螺桿軸向夾角的增大，失效模式逐漸從螺帽拉脫轉(zhuǎn)變?yōu)槁輻U剪斷，而失效載荷先增大、后減小，60°拉- 剪耦合加載失效載荷相比純拉伸加載時(shí)提高62%左右。

3)加載速度對(duì)CFBL1001-6-6/CFNT1003CY6高鎖螺栓的失效模式和失效載荷影響較小，從加載速度0.01 m/s到1.00 m/s，5種加載方式的失效載荷最大增幅僅為4.6%，而失效模式基本一致。

4)構(gòu)建了一種高鎖螺栓的失效方程，并基于實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)獲得了失效方程參數(shù)，可較好地表征CFBL1001-6-6/CFNT1003CY6高鎖螺栓的失效特性。