帶有安裝邊螺栓連接結(jié)構(gòu)的機(jī)匣包容能力研究

曹振忠，張帆，章定國(guó),*，余毅

1.南京理工大學(xué) 理學(xué)院，南京 210094

2.中國(guó)航發(fā)沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽(yáng) 110015

航空發(fā)動(dòng)機(jī)在高速運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)，由于外物撞擊、材料缺陷、疲勞和過熱等原因?qū)е碌娜~片斷裂容易引起非包容事故，若機(jī)匣不能包容葉片斷裂的碎片，則碎片穿透機(jī)匣后會(huì)擊中飛機(jī)的重要部件，造成嚴(yán)重后果[1]。為了減少非包容事故的發(fā)生，提高航空發(fā)動(dòng)機(jī)的可靠性和安全性，各航空大國(guó)都對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)的包容能力有嚴(yán)格的規(guī)范和要求[2-3]。同時(shí)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者也對(duì)機(jī)匣的包容能力進(jìn)行了大量研究，這些研究主要集中在機(jī)匣非包容故障的數(shù)據(jù)收集與統(tǒng)計(jì)分析[4-5]、試驗(yàn)研究[6-11]和數(shù)值仿真研究[12-14]等方面。

航空發(fā)動(dòng)機(jī)各機(jī)匣之間通常采用安裝邊結(jié)構(gòu)通過螺栓進(jìn)行連接[15]，當(dāng)葉片斷裂的碎片飛出時(shí)，極有可能撞擊到機(jī)匣安裝邊螺栓連接部位。美國(guó)聯(lián)邦航空條例(Federal Aviation Regulations)第33.94條規(guī)定：航空發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)必須包容轉(zhuǎn)子葉片斷裂產(chǎn)生的碎片，并保證發(fā)動(dòng)機(jī)至少再運(yùn)行15 s，并要求撞擊載荷不能造成機(jī)匣的屈曲、機(jī)匣安裝邊的分離、轉(zhuǎn)子堆擠等損壞[16]。碎片撞擊到機(jī)匣安裝邊螺栓連接部位時(shí)，可能發(fā)生螺栓斷裂和安裝邊斷裂等情況，最終造成前后機(jī)匣的分離，此時(shí)即使機(jī)匣碎片被機(jī)匣包容，也將產(chǎn)生嚴(yán)重的事故。近年來，機(jī)匣連接部位的非包容事故經(jīng)常發(fā)生。2013年一架MD-11客機(jī)由于機(jī)匣的安裝邊連接部位的強(qiáng)度不足，導(dǎo)致其無法包容渦輪故障產(chǎn)生的碎片，造成了左側(cè)PW4462發(fā)動(dòng)機(jī)的損壞，如圖1(a)所示，事后檢查發(fā)現(xiàn)撞擊部位的安裝邊發(fā)生分離，回收的碎片中，有71件屬于36個(gè)螺栓[17]。此外，2013年一架A319-100客機(jī)的V2524發(fā)動(dòng)機(jī)和2018年一架MD-82客機(jī)的JT8D發(fā)動(dòng)機(jī)也發(fā)生了非包容事故[18-19]，碎片打穿了機(jī)匣，并在機(jī)匣安裝邊螺栓連接部位造成了嚴(yán)重?fù)p壞，導(dǎo)致安裝邊破損、螺栓斷裂和丟失等情況，如圖1(b)和圖1(c)所示。

圖1 機(jī)匣安裝邊螺栓連接部位的非包容事故Fig.1 Uncontained failures of casing bolted flange area

關(guān)于機(jī)匣安裝邊螺栓連接結(jié)構(gòu)的研究，主要集中在靜力學(xué)分析[20-21]和結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)分析[22-24]，而機(jī)匣安裝邊螺栓連接結(jié)構(gòu)受到?jīng)_擊載荷的研究較少。Czachor[25]研究了螺栓和安裝邊結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)，以滿足機(jī)匣在各種操作環(huán)境下的強(qiáng)度，同時(shí)對(duì)安裝邊螺栓連接結(jié)構(gòu)在葉片撞擊下的包容能力進(jìn)行了初步研究，分析了使用LS-DYNA研究機(jī)匣連接結(jié)構(gòu)包容能力的可行性。Bai等[26]研究了發(fā)動(dòng)機(jī)中離心壓氣機(jī)的包容能力，研究結(jié)果表明，結(jié)構(gòu)的各部件和連接螺栓都需要有足夠的強(qiáng)度才能保證離心壓氣機(jī)的包容能力，碎片的撞擊會(huì)使螺栓發(fā)生斷裂，從而導(dǎo)致整體結(jié)構(gòu)的分離。目前，國(guó)內(nèi)外針對(duì)機(jī)匣連接部位受到高速撞擊的研究仍然較少，缺乏對(duì)撞擊影響因素的研究和提高結(jié)構(gòu)抗沖擊能力的研究。

本文基于LS-DYNA數(shù)值仿真，研究撞擊位置和撞擊角度對(duì)機(jī)匣安裝邊螺栓連接結(jié)構(gòu)抗沖擊能力的影響，以及定距套和止口設(shè)計(jì)對(duì)提高結(jié)構(gòu)抗沖擊能力的作用。通過打靶試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證，為數(shù)值仿真的準(zhǔn)確性提供依據(jù)，并分析螺栓斷裂的原因。

1 研究模型

1.1 幾何模型

為了便于研究，本文采用平板的機(jī)匣安裝邊螺栓連接結(jié)構(gòu)模型，此模型是從整體環(huán)形機(jī)匣連接結(jié)構(gòu)中截取得到的，如圖2所示。

圖2 模型的簡(jiǎn)化Fig.2 Simplification of model

本文研究中采用兩種機(jī)匣安裝邊螺栓連接結(jié)構(gòu)模型。首先通過模型1對(duì)葉片撞擊位置和撞擊角度的影響進(jìn)行研究，其結(jié)構(gòu)和尺寸如圖3(a)所示，其中螺栓和螺母的材料分別為GH4169和GH738，螺栓長(zhǎng)度為24 mm，螺栓直徑為8 mm，螺栓的預(yù)緊扭矩為16.5 N·m。然后通過模型2研究定距套和止口設(shè)計(jì)對(duì)結(jié)構(gòu)抗沖擊能力的影響，其結(jié)構(gòu)和尺寸如圖3(b)所示，其中螺栓和螺母的材料分別為GH4169和GH2132，螺栓長(zhǎng)度為52 mm，螺栓直徑為8 mm，螺栓的預(yù)緊扭矩為16.5 N·m。在模型2中，螺母與安裝邊之間裝夾了定距套，其長(zhǎng)度為11.5 mm，內(nèi)外徑分別為8.062 5 mm和13 mm，定距套的材料為GH4033；螺栓頭與安裝邊之間裝夾了墊圈，其厚度為2 mm，內(nèi)外徑分別為8.5 mm和16 mm，墊圈的材料為0Cr18 Ni9。在模型1和模型2的研究中，葉片材料均為TC4鈦合金，尺寸為200 mm×90 mm×5 mm；機(jī)匣安裝邊結(jié)構(gòu)材料均為45號(hào)鋼。

圖3 2種模型的幾何結(jié)構(gòu)圖Fig.3 Geometric structure diagram of two models

1.2 有限元模型

所有模型都采用Solid164實(shí)體單元進(jìn)行建模，在模型中將螺栓和螺母建為一體的模型，不考慮螺母和螺栓之間的螺紋連接。為了提高計(jì)算效率，在模型的網(wǎng)格劃分中，對(duì)不同區(qū)域劃分不同的網(wǎng)格尺寸。安裝邊、靠近安裝邊部分的機(jī)匣、螺栓、螺母、定距套、墊圈以及葉片的網(wǎng)格劃分較為精細(xì)，遠(yuǎn)離安裝邊部分的機(jī)匣網(wǎng)格劃分較為粗糙。這樣的網(wǎng)格劃分既可以對(duì)撞擊和接觸的目標(biāo)區(qū)域進(jìn)行高精度仿真，又能縮短計(jì)算時(shí)間。圖4是模型的網(wǎng)格劃分示意圖。

圖4 有限元模型Fig.4 Finite models

對(duì)可能出現(xiàn)穿透的兩個(gè)物體之間定義面-面侵蝕接觸(Eroding Surface to Surface Contact)，這些接觸包括葉片與機(jī)匣安裝邊、螺栓、螺母、定距套和墊圈之間的接觸。對(duì)需要預(yù)緊的兩個(gè)物體之間定義面-面干涉接觸(Surface to Surface Interference Contact)，這些接觸包括螺母與安裝邊之間以及螺母與定距套之間的接觸。兩個(gè)安裝邊之間的接觸定義為自動(dòng)面-面接觸(Automatic Surface to Surface)。所有接觸中的動(dòng)、靜摩擦因數(shù)都設(shè)為0.15。對(duì)機(jī)匣上下端面的所有方向施加約束，將初始速度定義在葉片上，初始速度為100 m/s。

1.3 材料模型

撞擊過程中存在大變形和高應(yīng)變率問題，而撞擊過程中產(chǎn)生的熱效應(yīng)對(duì)結(jié)構(gòu)性破壞影響很小，因此在建立機(jī)匣安裝邊結(jié)構(gòu)和葉片模型時(shí)采用Simplified-Johnson-Cook材料模型。由于這種簡(jiǎn)化的Johnson-cook模型不考慮熱效應(yīng)，使得計(jì)算時(shí)間減少50%。Simplified-Johnson-Cook材料模型由以下本構(gòu)方程描述：

(1)

表1 TC4和45鋼的材料參數(shù)Table 1 Material properties of TC4 and 45 steel

在建立螺栓和螺母等緊固件的模型時(shí)采用Plastic-Kinematic材料模型，這種材料模型也考慮了應(yīng)變率對(duì)材料力學(xué)性能的影響。Plastic-Kinematic材料模型由以下本構(gòu)方程描述：

(2)

表2 螺栓、定距套和墊圈的材料參數(shù)Table 2 Material properties of bolts, sleeves and spacers

1.4 預(yù)緊力

螺栓的預(yù)緊力F可通過螺栓的預(yù)緊扭矩T計(jì)算得到[32]：

(3)

式中：d為螺栓直徑；k為無量綱常數(shù)，本文k取值0.2。通過計(jì)算，本文數(shù)值仿真中的預(yù)緊力取值均為10 313 N。

在數(shù)值仿真中，螺栓的預(yù)緊力需要以合適的方式施加，才能得到準(zhǔn)確的仿真結(jié)果。目前對(duì)于在數(shù)值仿真中施加螺栓預(yù)緊力的研究主要集中在靜態(tài)分析，對(duì)于動(dòng)態(tài)加載過程中的螺栓預(yù)緊力施加方法的研究較少。O’Toole等[33]在研究中評(píng)估了幾種顯式動(dòng)力學(xué)分析中施加預(yù)緊力的方法，這些方法分別是在螺栓和螺母上施加等效力法、在螺桿上施加等效力法、過盈配合法、熱梯度法以及初始應(yīng)力法。考慮到需要模擬緊固件對(duì)安裝邊的夾緊效果，以及螺栓破壞后預(yù)緊力逐漸消失的過程，本文仿真中采用過盈配合法施加預(yù)緊力。

過盈配合法施加預(yù)緊力是通過在螺母模型與安裝邊模型之間預(yù)留初始滲透量來實(shí)現(xiàn)，兩者之間的接觸設(shè)置為面-面干涉接觸。當(dāng)LS-DYNA開始計(jì)算時(shí)，安裝邊模型將螺母模型的滲透量推出，此時(shí)螺栓-螺母的整體模型將受到預(yù)拉伸作用，同時(shí)安裝邊受到螺栓-螺母模型的預(yù)壓緊作用，從而實(shí)現(xiàn)了預(yù)緊力的施加。若撞擊過程中螺栓-螺母模型發(fā)生斷裂，預(yù)緊力的消失過程也將符合實(shí)際物理規(guī)律。本文在建立模型時(shí)通過多次嘗試，選擇了能夠?qū)β菟óa(chǎn)生10 313 N左右拉伸力的模型初始滲透量，以達(dá)到符合條件的預(yù)緊力大小。

2 撞擊位置和撞擊角度的影響

圖5(a)中的h和α分別為葉片的撞擊位置和撞擊角度，為了研究葉片的撞擊位置h和撞擊角度α對(duì)結(jié)構(gòu)的影響，考慮α分別為0°、45°和90°的情況。分別在每種撞擊角度下仿真h為0 cm、2.5 cm、5 cm、7.5 cm和10 cm的情況，各撞擊情況的葉片位置和角度如圖5(b)所示。為了直觀顯示各撞擊情況對(duì)結(jié)構(gòu)的影響，選取撞擊穩(wěn)定后(2 000 μs)的螺栓總內(nèi)能(即總應(yīng)變能)占結(jié)構(gòu)總能量的比例進(jìn)行比較，螺栓內(nèi)能占比表達(dá)式為

圖5 撞擊位置和撞擊角度示意圖Fig.5 Diagram of impact positions and impact angles

螺栓內(nèi)能占比=

(4)

其中螺栓內(nèi)能包含螺栓預(yù)緊力產(chǎn)生的應(yīng)變能，但這部分的應(yīng)變能遠(yuǎn)小于撞擊產(chǎn)生的螺栓內(nèi)能，因此在以下分析中，螺栓預(yù)緊力應(yīng)變能的影響可以忽略。

2.1 撞擊位置的影響

從圖6(a)可以看出，α=0°時(shí)，螺栓的內(nèi)能占比隨著h增大而逐漸降低；α=45°,90°時(shí)，螺栓內(nèi)能占比隨著h的增大而逐漸上升，分別在h=2.5, 5 cm時(shí)達(dá)到最高值，隨后螺栓內(nèi)能占比隨著h繼續(xù)增大而逐漸降低。從圖5(b)可知，當(dāng)α=45°且h=2.5 cm以及α=90°且h=5 cm時(shí)，葉片都是撞擊在上側(cè)機(jī)匣，并且葉片下緣撞擊在上側(cè)機(jī)匣的安裝邊位置。由此推測(cè)，當(dāng)葉片只撞擊到一側(cè)機(jī)匣并且撞擊到機(jī)匣的安裝邊位置時(shí)，撞擊對(duì)螺栓的影響最大，從而導(dǎo)致螺栓內(nèi)能占比最高。由于α=0°時(shí)，葉片撞擊在上側(cè)機(jī)匣安裝邊的h值在0～2.5 cm之間，圖6(b)的仿真結(jié)果中h未取到這個(gè)區(qū)間的值，因此圖中α=0°時(shí)這個(gè)區(qū)間的螺栓內(nèi)能占比沒有升高趨勢(shì)。

圖6 α=0°,45°,90°時(shí)不同撞擊位置的螺栓內(nèi)能占比對(duì)比Fig.6 Comparison of bolt internal energy ratios at different impact positions with α=0°, 45°, 90°

為了驗(yàn)證以上推測(cè)，對(duì)以上3種撞擊角度在h=0.5, 1 cm的情況進(jìn)行仿真。從圖6(b) 可以看出，在增加了0.5 cm和1 cm的撞擊位置后，α=0°時(shí)螺栓內(nèi)能占比在h=0.5 cm時(shí)達(dá)到最高值，此時(shí)葉片剛好撞擊在上機(jī)匣的安裝邊位置，隨后螺栓內(nèi)能占比隨著h進(jìn)一步增大而逐漸降低。而α=45°,90°時(shí)，螺栓內(nèi)能占比隨著撞擊位置變化的趨勢(shì)與原來相同，分別在h=2.5, 5 cm處達(dá)到最高值，隨后逐漸降低。由此可知，在這3種撞擊角度下，當(dāng)葉片撞擊在單側(cè)機(jī)匣的安裝邊位置時(shí)，螺栓受到的影響最大，因而螺栓內(nèi)能的占比最大。

為了分析以上現(xiàn)象的原因，對(duì)比中間螺栓橫截面的中間單元在撞擊后2 000 μs時(shí)的應(yīng)力，圖7 是α=0°時(shí)各撞擊位置的應(yīng)力對(duì)比情況，當(dāng)葉片撞擊在上側(cè)機(jī)匣安裝邊位置(h=0.5 cm附近)時(shí)，由于上側(cè)安裝邊在撞擊方向受到的沖擊力遠(yuǎn)大于其他撞擊位置，因此安裝邊錯(cuò)位對(duì)螺栓的剪切力遠(yuǎn)高于其他撞擊位置，從而導(dǎo)致螺栓在y軸方向(撞擊方向)的應(yīng)力最高。從文獻(xiàn)[34]的研究可知，螺栓受到的剪切作用越強(qiáng)則螺栓越容易發(fā)生屈服，因此螺栓的變形能(內(nèi)能)就越大。

圖7 α=0°時(shí)各撞擊位置的中間螺栓中間單元的應(yīng)力Fig.7 Stresses of middle bolts at different impact positions with α=0°

2.2 撞擊角度的影響

從圖5(b)可以看出，葉片的撞擊角度α越大，則使得葉片剛好撞擊到單側(cè)機(jī)匣安裝邊的h也越大。當(dāng)撞擊位置相同時(shí)，不同的撞擊角度對(duì)結(jié)構(gòu)的影響也不同。撞擊位置和撞擊角度對(duì)結(jié)構(gòu)的影響是互相耦合的。

從圖6(b)可知，α=0°時(shí)螺栓內(nèi)能占比的最高值遠(yuǎn)大于其他撞擊角度，這是因?yàn)楫?dāng)撞擊角度α較小時(shí)，葉片寬度方向更接近平行于安裝邊，從而導(dǎo)致葉片撞擊在單側(cè)安裝邊處時(shí)幾乎完全作用在安裝邊上，因此較小的撞擊角度會(huì)使螺栓內(nèi)能占比的最高值遠(yuǎn)大于較大的撞擊角度。

從圖6(b)中還可以看出，隨著撞擊位置h增大，撞擊角度α對(duì)螺栓的影響逐漸減小，因此為了研究撞擊角度α的影響，選取h=0 cm的情況進(jìn)行研究。圖8是h=0 cm時(shí)，α=0°,15°,30°,45°,90°的螺栓內(nèi)能占比隨著撞擊時(shí)間的變化對(duì)比，從圖中可以看出，螺栓內(nèi)能占比隨著α的增大而減小，并且當(dāng)α達(dá)到45°時(shí)不再減小。因此，在h=0 cm的連接中心位置，較小的撞擊角度(<45°)對(duì)螺栓造成的影響遠(yuǎn)大于較大的撞擊角度(>45°)。

圖8 h=0 cm時(shí)各撞擊角度的螺栓內(nèi)能占比對(duì)比Fig.8 Comparison of bolt internal energy ratios at different impact angles for h=0 cm

3 定距套和止口的影響

定距套的使用能夠使結(jié)構(gòu)在不增加安裝邊厚度的情況下采用更長(zhǎng)的螺栓，從而在擰緊力矩不變的情況下使整體結(jié)構(gòu)的疲勞強(qiáng)度增大[35]。同時(shí)，螺栓長(zhǎng)度的增加提高了整體結(jié)構(gòu)的彈性，這使得安裝邊螺栓連接結(jié)構(gòu)在航空發(fā)動(dòng)機(jī)的高溫操作環(huán)境下不易發(fā)生松弛，從而增強(qiáng)航空發(fā)動(dòng)機(jī)的緊密性[36]。帶有止口的螺栓法蘭連接結(jié)構(gòu)也是航空發(fā)動(dòng)機(jī)中經(jīng)常使用的重要連接結(jié)構(gòu)之一，止口的設(shè)計(jì)能夠保證整體結(jié)構(gòu)具有良好的定心性，從而使法蘭盤之間減少切向滑移[37]。

關(guān)于安裝邊螺栓連接結(jié)構(gòu)中定距套和止口的研究主要集中在靜態(tài)分析，當(dāng)葉片撞擊機(jī)匣安裝邊螺栓連接結(jié)構(gòu)時(shí)，定距套和止口的影響和作用尚不清楚。為了探究它們對(duì)整體結(jié)構(gòu)的抗沖擊能力的影響，本文對(duì)含有定距套和止口設(shè)計(jì)的機(jī)匣安裝邊螺栓連接結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗沖擊研究。

3.1 定距套的影響

為了研究定距套對(duì)結(jié)構(gòu)抗沖擊能力的影響，分別在有止口和無止口的情況下，對(duì)有定距套和無定距套的模型進(jìn)行仿真，這4種情況的有限元模型如圖9所示。對(duì)無止口模型的下側(cè)機(jī)匣螺孔內(nèi)側(cè)安裝邊部分進(jìn)行延長(zhǎng)，使得上下機(jī)匣的內(nèi)側(cè)面對(duì)齊；對(duì)無定距套的模型取消定距套和墊圈，并且相應(yīng)地縮短螺栓長(zhǎng)度。對(duì)這4種模型分別仿真h=0, 7.5, -7.5 cm的情況，α均為90°。

圖9 帶有定距套和止口的有限元模型Fig.9 Finite element models with sleeves and rabbets

圖10是無止口模型在有定距套和無定距套情況下的螺栓內(nèi)能占比隨著撞擊時(shí)間變化的對(duì)比。3種撞擊位置中，有定距套模型的螺栓內(nèi)能占比整體低于無定距套模型，最高值相近。由此可知，在無止口的情況下，定距套能在一定程度上降低撞擊對(duì)螺栓的影響。

圖10 無止口模型的螺栓內(nèi)能占比對(duì)比Fig.10 Comparison of bolt internal energy ratios of models without sleeves

圖11是有止口模型在有定距套和無定距套情況下的螺栓內(nèi)能占比隨著撞擊時(shí)間變化的對(duì)比。h=0, 7.5 cm時(shí)，有定距套和無定距套模型的仿真結(jié)果相近，這是因?yàn)楫?dāng)撞擊位置偏向帶有止口的機(jī)匣時(shí)，止口提前對(duì)結(jié)構(gòu)起到保護(hù)作用，因此定距套對(duì)撞擊的緩沖效果不明顯。h=-7.5 cm 時(shí)，有定距套模型的螺栓內(nèi)能占比在最高值和撞擊過程的整體水平都明顯低于無定距套模型。這說明在有止口的情況下，定距套能夠有效起到緩沖作用，從而降低葉片撞擊對(duì)螺栓的影響。

圖11 有止口模型的螺栓內(nèi)能占比對(duì)比Fig.11 Comparison of bolt internal energy ratios of models with sleeves

3.2 止口的影響

從定距套對(duì)結(jié)構(gòu)抗沖擊影響的研究中可以看出，止口設(shè)計(jì)對(duì)于增強(qiáng)結(jié)構(gòu)的抗沖擊能力有重要作用。為了對(duì)止口設(shè)計(jì)的抗沖擊效果進(jìn)行更深入的研究，選擇無定距套的模型，撞擊角度α=0°，分別仿真h=0, 0.5, 7.5, -0.5, -7.5 cm的情況。這些撞擊位置的模型如圖12所示。

圖12 止口影響研究的撞擊位置示意圖Fig.12 Figures of different impact positions for sleeve effect studies

有止口和無止口模型的螺栓內(nèi)能占比隨著撞擊時(shí)間變化的對(duì)比如圖13所示。當(dāng)h=0, 7.5 cm 時(shí)，有止口模型的螺栓內(nèi)能占比稍低于無止口模型。而當(dāng)h=0.5, -0.5 cm時(shí)，有止口模型的螺栓內(nèi)能占比遠(yuǎn)低于無止口模型，這2種撞擊位置下的無止口模型的螺栓發(fā)生了斷裂，而有止口模型的螺栓未發(fā)生斷裂，撞擊后螺栓斷裂情況如圖13(f)所示。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是h=0.5, -0.5 cm時(shí)，葉片分別撞擊在上側(cè)和下側(cè)的安裝邊位置，撞擊幾乎完全作用在安裝邊上，安裝邊在撞擊方向錯(cuò)位產(chǎn)生的剪切作用使螺栓應(yīng)變能急劇增加，導(dǎo)致螺栓容易發(fā)生斷裂，而機(jī)匣上的止口設(shè)計(jì)避免了安裝邊在撞擊方向的錯(cuò)位，從而有效減少安裝邊對(duì)螺栓的剪切力，對(duì)螺栓起到了保護(hù)作用。

從圖13(e)可以看出，當(dāng)h=-7.5 cm時(shí)，有止口模型的螺栓內(nèi)能占比高于無止口模型。這是由于有止口模型中，上側(cè)機(jī)匣的止口部分突出使得下側(cè)機(jī)匣在安裝邊部分需要相應(yīng)地縮短，即圖14(a) 中的L1

圖13 有止口和無止口模型的螺栓內(nèi)能占比和螺栓斷裂情況對(duì)比Fig.13 Comparison of bolt internal energy ratios and bolt fractures of models with rabbets and model without rabbets

從圖14(b)可以看出，當(dāng)h=-7.5 cm時(shí)，增加定距套后的有止口模型螺栓內(nèi)能占比與無止口無定距套模型非常接近。由此可知，雖然在h=-7.5 cm時(shí)，有止口模型的螺栓內(nèi)能占比高于無止口模型，但有止口模型增加定距套后，能夠有效降低有止口模型的螺栓內(nèi)能占比，使其接近于無止口模型的結(jié)果。但是增加定距套只能緩解止口結(jié)構(gòu)造成的下側(cè)安裝邊減弱問題，沒有從根本上解決這種結(jié)構(gòu)引起的不利影響。為了避免出現(xiàn)有止口模型下側(cè)安裝邊部分縮短造成的抗沖擊減弱的問題，航空發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)匣連接部位通常采用圖14(c) 中的內(nèi)止口和外止口設(shè)計(jì)[15]，這樣的設(shè)計(jì)從根本上消除了上述止口設(shè)計(jì)中的缺陷，從而使止口的抗沖擊作用最大化。

圖14 止口設(shè)計(jì)的抗沖擊缺陷及其改進(jìn)Fig.14 Weakness and improvement of rabbet design for impact resistance

從整體上來看，定距套和止口的設(shè)計(jì)除了增強(qiáng)結(jié)構(gòu)的緊密性、彈性、疲勞強(qiáng)度和定心性等基本功能外，也對(duì)機(jī)匣連接部位的抗沖擊能力有影響。定距套和合理的止口設(shè)計(jì)都能夠提高結(jié)構(gòu)的抗沖擊能力，尤其是當(dāng)葉片撞擊在有止口模型的機(jī)匣連接中心位置時(shí)，止口能夠有效降低安裝邊在撞擊方向錯(cuò)位對(duì)螺栓產(chǎn)生的剪切力，從而明顯提升結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能。

4 機(jī)匣安裝邊螺栓連接結(jié)構(gòu)抗沖擊試驗(yàn)

為了驗(yàn)證本文數(shù)值仿真的準(zhǔn)確性，并且進(jìn)一步分析結(jié)構(gòu)在撞擊過程中的破壞情況，采用100 mm 口徑的火炮對(duì)機(jī)匣安裝邊螺栓連接結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗沖擊試驗(yàn)。使用彈托將葉片裝夾在炮管中，并且通過點(diǎn)火室的裝藥量來控制葉片的初始速度。受撞擊的機(jī)匣安裝邊螺栓連接結(jié)構(gòu)裝夾在靶架上，通過高速攝像機(jī)拍攝葉片的撞擊姿態(tài)，并計(jì)算葉片的實(shí)際撞擊速度。圖15是試驗(yàn)布置示意圖和靶架裝夾圖。對(duì)模型1和模型2分別進(jìn)行3次試驗(yàn)，試驗(yàn)的撞擊速度、撞擊姿態(tài)如表3所示。

圖15 試驗(yàn)布置示意圖和靶架裝夾圖Fig.15 Schematic diagram of test setup and mounting of target

表3 試驗(yàn)的撞擊速度和撞擊姿態(tài)Table 3 Impact velocities and impact angles of tests

4.1 試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值仿真對(duì)比

試驗(yàn)和仿真中結(jié)構(gòu)的變形和破壞對(duì)比如圖16 所示。從圖16(a)可以看出，模型1中試驗(yàn)1的結(jié)構(gòu)發(fā)生輕微變形且螺栓未發(fā)生斷裂，試驗(yàn)2的結(jié)構(gòu)發(fā)生較大變形且全部螺栓斷裂，試驗(yàn)3的結(jié)構(gòu)發(fā)生輕微變形且有2根螺栓發(fā)生斷裂。通過對(duì)比可以看出，這3次試驗(yàn)的數(shù)值仿真結(jié)果在整體結(jié)構(gòu)的變形、螺栓的斷裂情況等方面都與對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)結(jié)果相符合。從圖16(b)可以看出，模型2的3次試驗(yàn)均發(fā)生葉片穿透機(jī)匣的情況，部分螺栓受到穿透機(jī)匣后的葉片撞擊而發(fā)生斷裂。通過對(duì)比可以看出，數(shù)值仿真中的機(jī)匣被穿透情況和螺栓斷裂情況都與試驗(yàn)結(jié)果相符合，并且數(shù)值仿真較好地還原了機(jī)匣被穿透后的撕裂效果。另外，從圖16(c)可以看出，數(shù)值仿真結(jié)果在局部的變形也與試驗(yàn)結(jié)果相吻合，例如安裝邊彎曲導(dǎo)致的螺孔裂開、定距套受壓變形和螺栓的彎曲變形等。此外，圖16(d)中顯示，數(shù)值仿真結(jié)果的機(jī)匣側(cè)面變形與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，機(jī)匣側(cè)面變形程度的數(shù)值對(duì)比也證明數(shù)值仿真結(jié)果有較高的準(zhǔn)確性。

圖16 試驗(yàn)與仿真的結(jié)構(gòu)變形和破壞對(duì)比Fig.16 Comparison of structure deformations and damages of test results and simulation results

由此可知，本文采用的數(shù)值仿真方法能夠較為準(zhǔn)確地模擬葉片撞擊機(jī)匣安裝邊螺栓連接結(jié)構(gòu)的過程，不僅能夠模擬葉片撞擊機(jī)匣產(chǎn)生的結(jié)構(gòu)變形與侵徹破壞，還能準(zhǔn)確模擬出安裝邊與螺栓和定距套之間的相互作用，這為本文數(shù)值仿真研究的結(jié)論提供了依據(jù)。

4.2 螺栓斷裂分析

圖17是模型1的3次試驗(yàn)中葉片的撞擊位置，試驗(yàn)1的葉片撞擊到兩側(cè)的機(jī)匣，而試驗(yàn)2和試驗(yàn)3的葉片都是撞擊到上側(cè)機(jī)匣的安裝邊位置。從表3的撞擊結(jié)果可知，試驗(yàn)1的撞擊速度大于試驗(yàn)3，而試驗(yàn)1沒有出現(xiàn)螺栓斷裂，試驗(yàn)3卻有2根螺栓斷裂。這表明葉片撞擊在一側(cè)機(jī)匣的安裝邊位置時(shí)對(duì)螺栓產(chǎn)生的影響遠(yuǎn)大于葉片撞擊在兩側(cè)機(jī)匣的情況，從而試驗(yàn)3能以低于試驗(yàn)1的撞擊速度使螺栓斷裂。由此從試驗(yàn)上驗(yàn)證了葉片撞擊在單側(cè)機(jī)匣的安裝邊位置時(shí)螺栓受到影響最大的結(jié)論。

圖17 模型1的試驗(yàn)葉片撞擊位置Fig.17 Impact position in tests of Model 1

試驗(yàn)2撞擊位置也是單側(cè)機(jī)匣的安裝邊位置，葉片以較高的撞擊速度使所有螺栓發(fā)生斷裂，從前面分析可以推斷螺栓應(yīng)為剪切斷裂。圖18是斷裂后的螺栓截面(丟失一根螺栓)，從圖中可以看出，其中3根螺栓的截面較為光亮整齊，有明顯的摩擦痕跡，這3根螺栓是受到安裝邊剪切作用發(fā)生斷裂的；剩下1根螺栓的截面較為暗淡粗糙且不整齊，斷面處有明顯的縮頸現(xiàn)象，這根螺栓是受到安裝邊在螺栓軸向的拉伸而發(fā)生斷裂。為了深入探究試驗(yàn)2的螺栓出現(xiàn)拉伸斷裂的原因，通過數(shù)值仿真對(duì)葉片撞擊機(jī)匣時(shí)螺栓發(fā)生斷裂的過程進(jìn)行分析。

圖18 試驗(yàn)2的螺栓斷裂截面Fig.18 Fracture sections of bolts in Test 2

從圖19(a)可以看出，在t=0.78 ms時(shí)，上下安裝邊在撞擊方向發(fā)生錯(cuò)位，導(dǎo)致中間3根螺栓受到剪切作用而發(fā)生斷裂；到0.96 ms時(shí)，右邊的螺栓在安裝邊的進(jìn)一步剪切下發(fā)生斷裂，此時(shí)安裝邊在撞擊方向的錯(cuò)位逐漸停止，左邊的螺栓仍然保持緊固狀態(tài)；在1.14 ms時(shí)，機(jī)匣的變形導(dǎo)致安裝邊對(duì)左邊螺栓在軸向產(chǎn)生拉伸作用，螺栓最終發(fā)生斷裂。分別對(duì)中間和左邊螺栓截取縱向剖面，對(duì)它們的斷裂過程進(jìn)行分析，如圖19(b)和圖19(c) 所示。從圖19(b)可知，葉片撞擊到上側(cè)機(jī)匣導(dǎo)致上側(cè)安裝邊往撞擊方向運(yùn)動(dòng)，在0.34 ms 時(shí)，上下安裝邊的錯(cuò)位使螺栓受到剪切，螺栓剖面呈現(xiàn)明顯的剪切應(yīng)力分布，隨后螺栓內(nèi)部最高應(yīng)力達(dá)到其極限強(qiáng)度，導(dǎo)致螺栓斷裂。從圖19(c)可知，在0.63 ms時(shí)，兩個(gè)安裝邊在螺栓軸向分開，從而對(duì)螺栓產(chǎn)生拉伸力作用，由于拉伸作用是從靠近機(jī)匣一側(cè)開始產(chǎn)生，螺栓在靠近機(jī)匣一側(cè)的應(yīng)力較大；0.93 ms時(shí)，上下安裝邊進(jìn)一步分離，導(dǎo)致螺栓受到的拉伸力增大，螺栓中部發(fā)生頸縮現(xiàn)象，頸縮部位的應(yīng)力集中導(dǎo)致螺栓在0.96 ms 時(shí)應(yīng)力達(dá)到其極限強(qiáng)度，最終螺栓發(fā)生斷裂。

圖19 螺栓斷裂過程Fig.19 Fracture processes of bolts

5 結(jié) 論

1) 機(jī)匣安裝邊螺栓連接結(jié)構(gòu)受到葉片撞擊在單側(cè)機(jī)匣的安裝邊位置時(shí)，結(jié)構(gòu)的抗沖擊能力最弱，此時(shí)靠近撞擊部位的螺栓受到安裝邊錯(cuò)位產(chǎn)生的剪切力最大，容易發(fā)生剪切斷裂，止口的設(shè)計(jì)能夠有效減少安裝邊錯(cuò)位對(duì)螺栓的剪切作用。

2) 隨著撞擊位置遠(yuǎn)離機(jī)匣連接中心，撞擊對(duì)螺栓的影響逐漸減小，到達(dá)一定距離后不再減小。當(dāng)葉片撞擊在機(jī)匣安裝邊螺栓連接結(jié)構(gòu)中間部位時(shí)，隨著葉片撞擊角度α從0°增大至45°，撞擊對(duì)螺栓產(chǎn)生的影響迅速減小，當(dāng)撞擊角度α在45°～90°之間時(shí)，撞擊對(duì)螺栓產(chǎn)生的影響幾乎不變。

3) 定距套和合理的止口設(shè)計(jì)能夠增強(qiáng)機(jī)匣安裝邊螺栓連接結(jié)構(gòu)的抗沖擊能力，尤其是當(dāng)定距套和止口同時(shí)存在時(shí)，能夠進(jìn)一步提升結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能。

4) 通過機(jī)匣安裝邊螺栓連接結(jié)構(gòu)抗沖擊試驗(yàn)對(duì)本文數(shù)值仿真方法的準(zhǔn)確性進(jìn)行了驗(yàn)證。并且通過試驗(yàn)之間的對(duì)比，進(jìn)一步驗(yàn)證了葉片撞擊在單側(cè)機(jī)匣的安裝邊位置時(shí)螺栓容易發(fā)生剪切斷裂的結(jié)論。

5) 機(jī)匣安裝邊螺栓連接結(jié)構(gòu)受到葉片撞擊后，存在兩種螺栓斷裂形式，分別是安裝邊錯(cuò)位導(dǎo)致的剪切斷裂和安裝邊分離導(dǎo)致的拉伸斷裂，并且這兩種斷裂形式能夠在一次撞擊中同時(shí)出現(xiàn)。