航空用Ti-6Al-4V紧固件抗剪性能数值模拟分析*

徐 昊,马艳云,袁 娅,刘婧颖,周 强,刘 畅

(1.航天精工股份有限公司天津市紧固件连接技术企业重点实验室,天津 300300;2.天津工业大学机械工程学院,天津 300387)

0 引言

紧固件是一类最常见的机械零件,常用于其他零部件的紧固和连接,广泛应用于机械设备、航空航天和建筑等领域。在航空航天领域,战斗机的连接装配需要大量的紧固件。而随着航空技术的发展[1],对紧固件的性能提出了更高的要求。钛合金由于其高比强度、良好的耐腐蚀性和耐热性等特点,目前在航空航天紧固件选材方面受到越来越多的重视[2]。而剪切强度是评价航空紧固件性能的关键指标之一[3],因此有必要对紧固件进行剪切性能测试。

目前对于紧固件性能的研究,主要通过三维有限元仿真、实验分析的方法对紧固件剪切性能进行研究。在有限元仿真方面,李艳等[4]建立了螺栓双剪有限元模型,并对实验中的应力应变进行分析,得到螺栓剪切力的趋势图,通过对比仿真和实验数据,证明了模型的可靠性。CAI等[5]采用了数值分析的方法,在此基础上研究了高温下高强度螺栓钢连接的断裂行为。针对高强度的ASTM A325螺栓和A572 50级钢,首次从其拉伸和剪切试验结果校准并验证了材料的温度依赖性特性,包括在三级断裂模型中的真实应力-应变曲线和断裂参数。姜云鹏等[6]选择金属基复合材料作为研究对象,使用有限元法对其双剪切过程中的应力应变进行分析计算,得到受剪区随时间变化的应力应变分布规律。

在实验分析方面,郭兵等[7]分别对单个螺栓和高强度螺栓咬合型连接整体试件进行了抗剪试验,研究不同参数对破坏机理和抗剪承载力的影响。杜强等[8]针对复合板材双剪切试验,设计了专门的试验装置,选择不同芯材和厚度的结构保温板作为研究对象,分析了复合板材的破坏形态和剪切性能。陈永当等[9]通过实验研究了碳化硅陶瓷基复合材料铆钉的剪切性能,发现相比于常规二维叠层预制体铆钉,多轴向经编预制体铆钉具有更好的剪切性能。WEIGAND等[10]采用基于构件的建模方法,根据高温下25 mm(1 in.)直径高强度螺栓的双剪试验数据,经验推导出A325和A490级螺栓材料的极限抗拉强度和弹性模量。李静尧等[11]对32组Q690高强钢高强螺栓(10.9级或12.9级)抗剪连接进行试验,观察到连接钢板的剪出破坏、撕裂破坏、承压破坏、净截面破坏和螺栓剪切破坏共5种破坏模式。通过分析试验数据,发现Q690高强钢有良好的局部变形能力,研究了螺栓等级、规格、预拉力和端距、边距对试件承载力和变形的影响。

在螺栓的生产制造过程中,热处理是提高工件剪切强度的关键工序。为了研究工件热处理后的抗剪性能,建立了胚件和热处理后这两种类型工件的双剪切三维数值仿真模型,开展了双剪切实验验证模型的正确性,分析了工件的抗剪性能。对比了胚件和热处理后工件的载荷-位移曲线、剪切强度和双剪切过程中应力演化过程、受剪后应力集中处区域的应力变化曲线。该研究可以为实际螺栓加工工艺提供数据支持。

1 双剪切实验

1.1 双剪切实验方法

实验所用材料为Ti-6Al-4V。热处理工艺为固溶(954 ℃,1 h)-烘干(1 h)-校直-时效处理。基于国家标准“GJB715.26A-2015”紧固件试验方法-双剪”建立双剪切实验。双剪切实验在某公司生产的微机控制电子万能试验机(CMT5105,最大试验力100 kN)上进行。双剪切实验示意图如图1所示。

图1 螺栓双剪切实验三维示意图

实验装置由试验机和夹具组成,用于对紧固件试件的双剪切实验。夹具由下底座、下刀片和上刀片组成。下底座和下刀片外形均为U字形,上刀片为一块方形板。上、下刀片配合处设有大小相同的孔槽用来放置螺栓紧固件,来对试件进行剪切。实验时,下底座和下刀片套嵌放置在实验平台上,紧固件放置在下刀片的半圆槽中(放置紧固件时双剪切部位应在螺纹收尾和螺栓头下圆角部分之间,不能在螺纹部分和紧固件圆角处进行实验),上刀片嵌入下刀片槽中完成夹具的组装。夹具固定紧固件后,试验机以3 mm/min的恒定速率加载载荷在上刀片上方,进行双剪切实验。以载荷衰减幅度大于1%为停止条件,输出测试数据。

1.2 双剪切实验原理

螺栓紧固件在连接两个或两个以上的零件时,主要承受剪切力的作用。因此,判断螺栓紧固件的抗剪切能力,是螺栓是否能应用于实际的重要指标。而对螺栓抗剪性能的测定,一般假设剪切力在受剪面上是均匀分布的,且尽可能的模仿在实际工况下螺栓的受力情况。在测得螺栓承受的最大载荷后,也要按照剪切力在受剪面均匀分布的方式来核算剪切强度。

螺栓双剪切试验,即通过剪切试验机加载静压力,使得螺栓在静压力的作用下把垂直于轴线的两个受剪面剪切至额定载荷或直至断裂,来确定螺栓剪切性能的实验,如图2a所示。螺栓的剪切性能与试件的剪切截面积A有关,在双剪试验中,剪切面m-m上的剪切力FQ=F/2,如图2b所示。当F达到Fb时,达到螺栓剪切极限应力,记为τb,对于双剪切实验,极限剪切应力为:

(a) 受剪面示意图 (b) 双剪切受力示意图

(1)

双剪切实验后,以载荷为纵坐标,位移为横坐标,绘制载荷位移曲线。取曲线上载荷峰值为Fb,按式(1)可求得极限剪切应力。

2 双剪切仿真建模

剪切实验是测量抗剪强度最常用的一种方法。双剪切实验的受力和变形特点是:试件在外力作用下沿着与外力作用线平行的两个受剪面发生错动。而针对紧固件的双剪切实验主要用来判断紧固件的剪切强度是否满足设计要求。与实验法相比,有限元仿真法具有低成本、短周期的优点,而且可以直观的了解螺栓的剪切过程以及应力应变的变化趋势,为实验优化和结果分析提供帮助。因此,本文采用ABAQUS有限元软件进行双剪切实验仿真,模拟紧固件双剪切过程。

首先,通过UG对双剪切实验中的夹具和试件进行三维建模,双剪切实验所用紧固件规格为MJ6×54的齿轮槽100°沉头螺栓,材料为Ti-6Al-4V。夹具标准参考GJB715.26A-2015;然后,将创建的三维模型导入ABAQUS仿真软件建立双剪切实验的几何模型。

2.1 材料模型

目前,已经开发了几个数学模型来描述了金属的应变率相关本构关系,如Johnson-Cook[12]模型和Zerilli-Armstrong模型。其中,Zerilli-Armstrong模型通常用在晶体结构为体心立方或面心立方的金属。而Ti-6Al-4V合金由紧密堆积的六边形和体心立方结构组成,因此本文选用典型的Johnson-Cook本构模型,并基于Ti-6Al-4V弹塑性特性以及双剪切实验,工件在高应变、高应变率下发生瞬间的弹塑性变形,该模型将影响流动应力的应变硬化效应、应变率效应与温度效应采用连乘的形式联系在一起,具体表达如下:

(2)

根据准静态测试结果获得参数A、B和n。此外,参数C可以通过式(3)的变换表达式确定:

(3)

式中:σ0为准静态下的屈服应力,A、B、C、n分别为1060 MPa、1090 MPa、0.011 7、0.884。

2.2 网格、接触和边界条件设置

在ABABQUS中对螺栓紧固件进行网格划分,螺栓整体采用四面体单元,网格大小设置为0.1 mm。为模拟双剪切实验的实际剪切过程,上、下刀片采用刚体,螺栓采用弹塑性体。对上/下刀片和螺栓之间定义接触条件,并设置主从关系。受剪面、上/下刀片和紧固件接触处均存在摩擦,设置罚摩擦系数为0.3。模型的边界条件如图3所示。

图3 模型边界条件

由于紧固件放置在下刀片的半圆孔内,在上刀片的作用力下受剪,下刀片没有运动,因此约束下刀片的全部自由度,上刀片只保留与受剪面平行的自由度。在上刀片上所施加作用力的方式为单位时间下压量,大小设置为3 mm/min。

3 结果与讨论

3.1 载荷-位移曲线

为了验证双剪切有限元模型的准确性,对毛坯、热处理工序下的双剪切试验的有限元模型进行验证。将ABAQUS模型获得的毛坯、热处理工序下的载荷位移曲线与实验的曲线进行对比。图4为毛坯和热处理载荷位移曲线的实验和仿真的对比。从图4中可以看到毛坯与热处理的仿真曲线与实验曲线均吻合良较好,验证了模型的正确性。对比图4a和图4b发现,热处理后工件的最大载荷明显高于毛坯的最大载荷值。这是由于螺栓进行热处理后,材料的性能发生变化,硬度、强度提高。毛胚的载荷位移曲线中,载荷在位移为1.2 mm时达到最大值,而热处理后的工件双剪切位移为1.0 mm的时候达到最大值。由双剪切实验后的工件形貌也可以看出,毛坯件的位移比热处理后工件的位移大。

(a) 毛胚件实验与仿真载荷位移曲线 (b) 热处理后工件实验与仿真载荷-位移曲线

3.2 剪切强度

图5为胚件和热处理剪切强度实验和仿真的对比。从图5可以看出,模型获得剪切强度与实验吻合较好,平均误差为0.5%,验证了模型的正确性。毛坯件的剪切强度为637 MPa,热处理后工件的剪切强度为746 MPa。

图5 仿真与实验剪切强度对比

对比毛坯和热处理后工件的剪切强度可以发现热处理后的剪切强度相比于毛胚件的有较大提升,剪切强度提高了17%。由剪切强度的式(1)可得,剪切强度与工件的直径和所能承受的载荷相关。在热处理工艺下工件的直径不会发生变化,而热处理后工件的强度和硬度变大,所能承受的载荷变大,导致工件的剪切强度变大。

3.3 应力演化

进一步对双剪试仿真不同时间步长下的应力云图进行对比,由胚件和热处理下的云图均可以看出,剪切应力是局部化和非对称的。如图6a、图7a所示,在剪切过程中随着上刀片在试验机的作用下下压,在剪切初始阶段下刀片内侧边缘与工件接触处较快的出现应力集中现象,是工件整个受剪区域内形成的应力最大区域。而在上刀面与工件接触表面部分,在剪切刚开始时所受的应力较小,不会形成应力集中现象。如图6b、图7b所示,随着上刀片下压量的增加,工件表面与上刀片接触区域应力逐渐增加,工件与下刀面接触区域的应力变大,且应力集中范围逐渐扩大。如图6c、图7c所示,在试验机持续加载下,螺栓的整个受剪面均承受较大的应力,螺栓长度方向发生二次变形和弯曲,从截面图上也看到了应力集中发展到了上刀片的剪切处,这两处应力集中的位置也验证了实验中螺栓被剪切失效处工件受剪位置段的整体滑移。图6d、图7d为在剪切模拟后期工件受剪失效,应力集中现象逐渐消失,工件应力变化逐渐变缓。工件在仿真中的变形失效在模型中体现为随着部分网格的消失,应力集中现象也消失。

图6 毛胚双剪切应力演化云图

图7 热处理双剪切应力演化云图

为了更直观的对比两种工艺下工件受剪在应力集中处的变化情况,对工件受剪后发生应力集中的区域提取该位置的应力变化曲线,曲线提取位置选取工件与下刀片接触处的两应力集中之间的位置,如图8a所示。提取得到的应力变化曲线如图8b所示。从曲线变化可以发现,相对于胚件的应力,热处理后工件在该位置应力同比变大,这与之前分析是相符的。且胚件和热处理后的应力曲线都在扫描路径0.5 mm和5.5 mm处出现应力峰值,这是由于这两处区域为工件与下刀片的内表面的接触处,存在棱边使得工件在受剪后容易出现应力集中现象。而中间区域受到的应力减小。

(a) 应力分析位置示意图 (b) 应力变化

4 结论

热处理是提高工件剪切强度的关键工序。为了研究毛坯件和工件热处理后工件的抗剪性能,建立了双剪切三维数值模型,分析了两种工件的抗剪性能,获得了以下一些重要结论:

(1)建立的毛坯件和热处理后工件的双剪切三维数值模型获得的载荷-位移曲线可以与实验值很好的吻合,模型得到的剪切强度与实验值对比平均误差为0.5%,验证了模型的正确性。

(2)由于螺栓进行热处理后,材料的性能发生变化,硬度、强度提高,热处理后工件的最大载荷明显高于毛坯的最大载荷值,剪切强度提高了17%。

(3)在受剪过程中,工件的应力集中现象由下刀面接触处开始逐渐扩散到整个受剪面,之后工件受剪失效,应力集中现象逐渐消失,工件应力变化逐渐变缓。