王帥 盧紅立 石玉紅 郝鵬 馬勇

（1 北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京，100076；2 大連理工大學(xué)工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧，116023； 3 河南航天精工制造有限公司，河南，464100；）

0 引言

緊固件被稱之為工業(yè)之米，足以看出其在工業(yè)領(lǐng)域的重要性，尤其在航天領(lǐng)域緊固件的可靠性更是重中之重?；鸺诟咚亠w行時(shí)，箭體可能受到隨時(shí)間變化很劇烈的半正弦脈沖橫向異常載荷的作用，使箭體受到相當(dāng)大擾動力和力矩，產(chǎn)生彎曲變形[1-2]。在火箭的級間對接、助推器捆綁等主承載部位，緊固件載荷環(huán)境尤其惡劣，除承受大集中力、爆炸沖擊、運(yùn)輸、飛行熱流等復(fù)雜的力、熱載荷外，還需適應(yīng)霉菌、鹽霧、濕熱等嚴(yán)苛的自然環(huán)境。該部位的緊固件一旦破壞，會直接影響飛行任務(wù)成敗。

我國航天領(lǐng)域傳統(tǒng)的高強(qiáng)度緊固件以30CrMnSiA、30CrMnSiNi2A等碳鋼材料為主，該材料體系存在耐腐蝕性能差、具有氫脆隱患等風(fēng)險(xiǎn)，隨著新材料技術(shù)的發(fā)展，我國緊固件材料體系亟需更新?lián)Q代[3]。0Cr13Ni8Mo2Al（國外牌號為PH13-8Mo）是一種馬氏體型沉淀硬化不銹鋼，具有高強(qiáng)度、優(yōu)良的抗沖擊性能和抗應(yīng)力腐蝕能力，該材料在國外已經(jīng)在宇航、核工業(yè)和石油化工等領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用，但在國內(nèi)該牌號應(yīng)用仍處在起步階段[4]。裴玉冰等[5]研究了熱處理參數(shù)對材料組織及性能的影響，黃雄榮等[6]研究了該材料在自潤滑關(guān)節(jié)軸承上的應(yīng)用，王鍇等[7]研究了冷滾壓螺紋參數(shù)對金相折疊的影響。MJ螺紋是螺紋牙底圓弧半徑加大并受控的米制螺紋，能夠有效提升螺紋的抗疲勞壽命，適用于航天領(lǐng)域嚴(yán)酷的載荷環(huán)境，但目前對MJ螺紋0Cr13Ni8Mo2Al螺栓的研究較少。

本文首先對MJ螺紋0Cr13Ni8Mo2Al螺栓開展了軸向拉力、剪力、楔負(fù)載等試驗(yàn)研究，獲得了多種載荷條件下的螺栓的失效數(shù)據(jù)和破壞形貌，然后采用數(shù)值仿真的方法對失效機(jī)理和失效準(zhǔn)則進(jìn)行了研究。本研究對 MJ螺紋0Cr13Ni8Mo2Al螺栓的設(shè)計(jì)、評價(jià)和應(yīng)用具有指導(dǎo)意義。

1 實(shí)驗(yàn)研究

1.1 螺栓參數(shù)

實(shí)驗(yàn)用螺栓材料為0Cr13Ni8Mo2Al，采用“真空感應(yīng)+真空自耗重熔”冶煉方式，力學(xué)性能如表1所示。螺栓為雙六角頭形式，包括MJ6×36、MJ12×60和MJ24×120三種規(guī)格，表面處理方式為化學(xué)鈍化。利用金相顯微鏡觀察冶金特性，如圖1所示，螺栓頭下圓角處的晶粒流線沿圓角輪廓緊密排列，螺紋部位的晶粒流線連續(xù)地沿螺紋輪廓排列，并在牙底圓弧處達(dá)到最大密度。

圖1 螺栓的晶粒流線Fig.1 Rolled thread streamline of bolt

表1 0Cr13Ni8Mo2Al材料的力學(xué)性能 Table 1 Mechanical properties of 0Cr13Ni8Mo2Al

1.2 拉伸強(qiáng)度試驗(yàn)

采用電子萬能試驗(yàn)機(jī)在室溫下進(jìn)行拉伸強(qiáng)度試驗(yàn)，試驗(yàn)方法按GJB715.23A-2015執(zhí)行，破壞狀態(tài)如圖2所示，試驗(yàn)結(jié)果如表2所示。同批次產(chǎn)品力值穩(wěn)定，變異系數(shù)值較小，性能一致性較好。相比M螺紋，三種規(guī)格的MJ螺紋應(yīng)力面積可分別提高8.21%、5.46%和4.60%。按應(yīng)力面積折算，材料的抗拉強(qiáng)度平均值為1544MPa，說明0Cr13Ni8Mo2Al材料的螺栓在滾制MJ螺紋后，會在一定程度上提高抗拉強(qiáng)度，有助于進(jìn)一步提高承載性能。

表2 螺栓的拉伸強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Experimental result of bolt in tensile strength test

圖2 螺栓拉伸強(qiáng)度試驗(yàn)的破壞狀態(tài)Fig.2 Failure state of bolt in tensile strength test

1.3 室溫剪切試驗(yàn)

在室溫下進(jìn)行雙剪強(qiáng)度試驗(yàn)，螺栓光桿公差帶為f9，試驗(yàn)方法按GJB715.26A-2015執(zhí)行，破壞狀態(tài)如圖3所示，試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。同種規(guī)格的螺栓雙剪破壞載荷穩(wěn)定，變異系數(shù)較小，產(chǎn)品性能一致性較高。

表3 螺栓的雙剪強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Experimental result of bolt in double shear test

圖3 螺栓雙剪強(qiáng)度試驗(yàn)的破壞狀態(tài)Fig.3 Failure state of bolt in double shear test

1.4 楔負(fù)載試驗(yàn)

楔負(fù)載試驗(yàn)方法按GB/T3098.1-2010執(zhí)行，MJ6和MJ12螺栓使用6°墊片，MJ24螺栓使用4°墊片。破壞狀態(tài)如圖4所示，試驗(yàn)結(jié)果如表4所示。三個(gè)規(guī)格的螺栓斷裂位置均在螺紋處，證明螺栓頭桿結(jié)合強(qiáng)度滿足要求。

圖4 螺栓楔負(fù)載試驗(yàn)的破壞狀態(tài)Fig.4 Failure state of bolt in wedge load test

表4 螺栓的楔負(fù)載試驗(yàn)結(jié)果Table 4 Experimental result of bolt in wedge load test

1.5 拉伸疲勞試驗(yàn)

螺栓安裝后，在地面運(yùn)輸、掛飛振動、發(fā)動機(jī)工作等過程中，會承受疲勞載荷。拉伸疲勞試驗(yàn)方法按GJB715.30A-2002執(zhí)行，高載載荷為常溫拉力標(biāo)準(zhǔn)值的46%，低載載荷為高載的10%。拉伸疲勞試驗(yàn)結(jié)果如表5所示。每個(gè)規(guī)格共5個(gè)試驗(yàn)子樣，試驗(yàn)過程中，螺栓經(jīng)過13萬次循環(huán)載荷后，均未發(fā)生破壞，表明螺栓具有良好的抗疲勞性能。

表5 螺栓的拉伸疲勞試驗(yàn)結(jié)果Table 5Experimental result of bolt in tension fatigue test

2 數(shù)值計(jì)算研究

2.1 有限元模型

以MJ6規(guī)格螺栓為例，對軸向拉伸和楔負(fù)載進(jìn)行仿真分析，建立含螺紋模型與等效截面光桿模型兩種模型。含螺紋模型計(jì)算精度高，但計(jì)算時(shí)間長；等效截面光桿模型計(jì)算效率高，但計(jì)算精度一般。

含螺紋模型中的螺紋部分采用粘結(jié)連接的六面體網(wǎng)格進(jìn)行建模，根據(jù)MJ螺紋標(biāo)準(zhǔn)齒形建立模型，外螺紋與螺桿表面粘結(jié)，內(nèi)螺紋與螺母內(nèi)表面粘結(jié)，螺紋之間采用粘結(jié)分析。螺紋外形線具有周期性，任意相距nP距離的兩截面形狀一致，則該截面上螺紋邊界到軸線的距離可用分段函數(shù)表達(dá)：

其中，P為螺距，d為螺紋大徑，ρ為螺牙根部倒角的半徑，。楔負(fù)載試驗(yàn)的含螺紋模型如圖5所示。

圖5 楔負(fù)載試驗(yàn)的含螺紋模型Fig.5 Finite element model of wedge load test

等效截面光桿模型中，根據(jù)MJ6螺紋應(yīng)力截面積，對螺紋部分建模直徑取5.26mm，光桿部分直徑為6mm。

2.2 計(jì)算結(jié)果

軸向拉伸計(jì)算結(jié)果如圖6所示，螺栓的極限承載為28.12kN，此時(shí)螺栓彎矩為8046N.mm。達(dá)到最大承載后，螺栓發(fā)生頸縮，繼而螺栓發(fā)生破壞。

圖6 軸向拉伸試驗(yàn)的螺栓截面軸力和彎矩變化曲線Fig.6 Numerical results of axial force and bending moment in tensile strength test

含螺紋模型的螺栓截面和彎矩計(jì)算結(jié)果如圖7所示，螺栓仿真模型的失效過程分為三個(gè)階段：1)當(dāng)剛施加外力時(shí)，螺栓與螺母連接的一兩扣螺紋受力，隨著載荷的增大，螺栓表面進(jìn)入塑性，且塑性區(qū)域向著內(nèi)部擴(kuò)展，第一階段螺栓軸力呈現(xiàn)線性增長；2)當(dāng)螺栓截面全部進(jìn)入塑性時(shí)達(dá)到第一個(gè)拐點(diǎn)，此時(shí)螺栓軸力最大，繼續(xù)增加載荷，螺栓塑性應(yīng)變增大且發(fā)生頸縮，螺栓軸力進(jìn)入平臺期緩慢下降直至第二個(gè)拐點(diǎn)；3)螺栓軸力經(jīng)過第二個(gè)拐點(diǎn)后迅速下降，應(yīng)變達(dá)到塑性極限。試驗(yàn)失效發(fā)生在第二階段，靠近軸力達(dá)到峰值位置處，因此將軸力第一個(gè)彎折點(diǎn)作為失效判斷，此時(shí)對應(yīng)的外載荷為仿真失效載荷。含螺紋模型的試驗(yàn)與仿真結(jié)果對比如表6所示。

表6 試驗(yàn)與仿真結(jié)果對比Table 6 Comparison of test and simulation results

圖7 楔負(fù)載計(jì)算的螺栓截面和彎矩變化曲線Fig.7 Numerical results of axial force and bending moment in wedge load test

楔負(fù)載的螺栓塑性主要集中于螺栓頭部和螺紋處，在剛開始加載時(shí)，由于端面的傾角，螺栓頭部隨之發(fā)生彎曲，螺栓整體承受的彎矩急劇上升，隨著螺栓頭部角度與斜面到達(dá)一致，螺栓開始承載，直至達(dá)到破壞。螺栓最大承載為28.06kN，此時(shí)截面軸力為27.95kN，彎矩為7885N.mm。

楔負(fù)載在破壞形式上更接近純拉失效，在加載之初，螺帽向斜面傾斜，造成彎矩上升，螺栓表面進(jìn)入塑性。隨著加載繼續(xù)上升，螺栓塑性區(qū)不斷擴(kuò)展，截面彎矩下降，軸力占主導(dǎo)地位，其仿真計(jì)算得到的極限載荷也和純軸拉一致。在外載荷達(dá)到28kN后，螺紋部分發(fā)生頸縮，螺栓破壞位置位于螺紋中部，與試驗(yàn)結(jié)果接近。試驗(yàn)載荷平均值32.32kN，仿真所得破壞載荷偏小，該誤差可能與工裝材料偏向剛性、螺栓的彈塑性材料參數(shù)存在一定偏差有關(guān)。

圖8 螺栓楔負(fù)載計(jì)算的應(yīng)力云圖Fig.8 Numerical results of stress distribution in wedge load test

采用等效截面光桿模型計(jì)算楔負(fù)載工況，計(jì)算結(jié)果如圖9所示，當(dāng)載荷達(dá)到29.07kN時(shí)，能夠觀測到螺栓破壞位置從螺紋處開始，表明對螺紋結(jié)構(gòu)簡化后，可以在一定程度上表征螺栓的破壞狀態(tài)。但由于未考慮到螺紋細(xì)節(jié)，還需進(jìn)一步探索相關(guān)計(jì)算參數(shù)的修正方法，如簡單的將MJ6螺栓的光桿直徑修正為5.24mm，可使極限載荷與試驗(yàn)結(jié)果更好的吻合，解決含螺紋模型計(jì)算效率問題。

圖9 等效截面光桿模型的計(jì)算結(jié)果 Fig. 9Numerical results of equivalent cross-section model

3 結(jié)論

本文對MJ螺紋0Cr13Ni8Mo2Al螺栓開展了試驗(yàn)和數(shù)值仿真研究。通過開展軸向拉力、剪力、楔負(fù)載、拉伸疲勞等試驗(yàn)研究，表明螺栓強(qiáng)度可達(dá)1500MPa以上，在雙剪破壞載荷、頭桿結(jié)合力和抗疲勞性能等方面表現(xiàn)優(yōu)異，適合火箭主承載部位使用需求。同時(shí)，建立含螺紋模型與等效截面光桿模型，采用數(shù)值仿真方法對螺栓的失效機(jī)理進(jìn)行了研究，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對比，發(fā)現(xiàn)兩者在破壞模式、破壞載荷等方面吻合良好，為該螺栓的設(shè)計(jì)、評價(jià)和應(yīng)用奠定了基礎(chǔ)。