飛行器典型結構的熱適配分體螺栓連接技術

譚志勇，張中原，鄭日恒，占續軍，徐聰

1. 北京臨近空間飛行器系統工程研究所 空間物理重點實驗室，北京 100076

2. 北京航空航天大學 能源與動力工程學院，北京 100083

由先進復合材料構成的大型熱結構已廣泛應用于高超聲速飛行器[1]，其連接部位的使用溫度可達1 000 ℃甚至更高[2]。因此，如何有效地解決復合材料部件之間的連接是一個非常重要的關鍵問題[3-6]。相關文獻指出[7-10]：雖然C/SiC和C/C等先進復合材料表現出了優異的高溫力學性能、并且在用于制備結構部件時具有很好的優勢，但復合材料螺栓由于同時承受拉伸、剪切和預緊力矩的復雜應力特點，表現出的綜合性能較低[11]、難以滿足整體結構設計對連接的高性能要求。因此，合理的復合材料連接設計方法是采用同樣耐溫性能的金屬螺栓作為結構連接件[12]。

螺栓是機械連接的最普遍方式。由于高溫合金的熱膨脹系數遠大于復合材料，普通的螺栓設計將導致高溫下兩者的變形不匹配問題，使得常溫下施加的預緊力降低甚至消失，嚴重降低了整體結構的穩定性與可靠性。

對此問題引起了相關學者的關注，劉福林[13]給出了不同溫度下螺栓預緊力的變化關系，管建軍等[14]提出了通過適當增加初裝配時的預緊力來保留溫升狀態下所需預緊力的方法，但這種簡單的處理方法顯然難以適用于熱結構的溫度變化范圍。對于復合材料熱結構的高溫連接，國外以先進飛行器研制為背景提出了一種TSF(Thermal-Stress Free)無熱應力連接的熱適配技術[15]，它通過錐形沉頭螺栓與對應復材板開錐形沉孔的配合，構造出高溫熱膨脹條件下二者在配合面的切/法向應力平衡方程。譚志勇等[16]進一步推導了該熱膨脹變形公式，得出熱適配外形與復合材料面內不同方向膨脹系數的相關性。張中原等[17]在此基礎上又提出了采用組合式金屬連接件的概念。國外一些文獻[18-19]還介紹了TSF連接方案在飛行器中的成功應用，包括采用不同種類連接件的應用。

由于這種TSF方案需要在被連接的復材板上開錐形沉孔，關于復材開孔板強度的數值仿真[20]及試驗[21]均表明：錐形沉孔情況下的開孔強度會明顯低于通孔的開孔強度，尤其是面外拉脫強度。此外，由于這種錐形沉孔對于輪廓度有特定要求，不僅增加了開孔難度和工作量，也不利于通用性。對于這些不足，顯然還需要有針對性地開展進一步研究。

為了解決上述高溫下復合材料機械連接存在的力學問題，本文對采用高溫合金螺栓的熱適配連接技術進行了研究。通過試驗對不同材料螺栓的力學性能以及C/C平板在不同開孔條件下的拉脫強度進行比較，量化了采用高溫合金螺栓連接件以及復材板開普通通孔在連接設計中的力學性能優勢。為適應對復材板開普通通孔的需求，對一種采用分體式熱適配螺栓的新方法進行了螺栓形狀參數與高溫預緊力變化關系推導，分析了相關的影響因素。對理論分析進行了數值模型仿真,并采用局部端框的典型連接單元進行了常/高溫驗證試驗，各結果均表明可以明顯地減小螺栓的高溫預緊力下降，且相互間具有滿意的吻合性。

1 與高溫連接相關的力學性能測試比對

選擇高溫合金材料制備的螺栓，以及選用C/C、C/SiC兩種材料制備的螺栓，進行1 100 ℃條件下的拉伸、剪切試驗，以及常溫擰緊力矩試驗，其性能結果比較見圖1(a)，看出高溫合金螺栓的綜合強度性能明顯優于復合材料螺栓。

采用2D-C/C復合材料薄板，在保證螺栓強度的前提下進行了開普通通孔以及不同角度沉孔的拉脫性能測試，其對比結果如圖1(b)所示，其中沉頭角是指沉孔錐面母線與開孔軸線的夾角。通孔或沉頭孔均開在復合材料薄板中心，板厚及開孔直徑均為10 mm。得出沉頭開孔對板的削弱影響較大，沉頭螺栓的拉脫載荷明顯低于凸頭螺栓。由于復材板沉孔的沉頭角越小,剪切應力的比例越大，對應的力學性能越低。

圖1 不同材料螺栓的性能對比以及C/C板的不同開孔拉脫數據

2 分體式熱適配螺栓連接方法

為解決金屬普通螺栓在高溫下軸向膨脹大于被連接復材板膨脹、導致初始狀態下施加的預緊力明顯降低問題，以及已有的TSF錐形沉孔設計方案導致的復材板開孔強度降低問題，這里進一步提出了一種新的熱適配螺栓的連接設計方案。

如圖2所示，采用的熱適配螺栓是將普通的凸頭連接螺栓設計為分體部件，即分為具有錐頭的螺栓桿和具有錐孔的螺栓墊，兩者均可具有較好的加工工藝性。連接螺栓的螺紋副、螺母與普通螺栓相同。這種設計的核心一是需要對螺栓桿、螺栓墊采用不同熱膨脹系數的金屬材料，二是考慮螺栓桿/墊之間的合理參數，包括配合錐面的輪廓參數和摩擦系數參數。采用該方法，對于被連接的復材板只需要開普通通孔，避免了開錐形沉孔造成的強度降低，且使得整個連接具備較好的加工通用性。

圖2 采用分體式熱適配螺栓的連接單元示意圖

對圖2所示的連接單元進行由不同材料溫升導致的結構變形協調性與螺栓預緊力之間的關系推導。設螺栓在常溫下的初始預緊力為Q，溫升后由于熱膨脹效應降低為剩余預緊力Qf?？紤]在熱膨脹過程的各部件材料均為線彈性下的小變形，則連接單元高溫下的標量形式變形協調方程為

Δλβ+λSb+λSp=0

(1)

式中：Δλβ為由材料熱膨脹引起的螺栓與被連接平板相對變形在z軸的投影；λSb、λSp分別為螺栓由于預緊力降低導致的彈性變形減小以及被連接平板的彈性壓縮量減小在z軸的投影。

對圖2的連接單元給出熱膨脹前后的局部位移變化如圖3所示，簡化為上下對稱條件，OXY為零位移的對稱面。IJKL為初始狀態的螺栓墊位置，在自身受熱膨脹后的變形位置為ABCD，由于被連接平板熱膨脹使其最終的變形位置為EGTQ。

圖3 熱膨脹過程連接單元的變形示意圖

若保持螺栓桿、螺栓墊在熱膨脹前后的輪廓外形保持不變，由不同材料的熱膨脹關系式可得出錐面母線具有正比例指數函數形式：

z=kρf

(2)

式中：

(3)

式中：αy2、αy1、αx2、αx1分別為螺栓桿、螺栓墊在y和x方向的熱膨脹系數。由于高溫合金為各向同性，則式(2)簡化為正比例線性函數z=kρ。k為曲線的斜率，即k=tanθ，θ為螺栓錐頭/墊的配合曲線與水平方向夾角；ρ和z為連接單元示意圖的橫、縱坐標。而錐面母線延長線與對稱面的交點位于原點O。

進一步基于連接單元在熱膨脹過程中作用力平衡方程，可以得出高溫狀態下螺栓桿的剩余預緊力與連接單元自身各相關參數及外部溫度環境之間的關系。由于螺栓桿、螺栓墊、被連接平板在軸向順序串連，通過力、剛度與變形的關系計算出高溫下剩余預緊力的公式為

(4)

式中：α0為被連接板的熱膨脹系數；t為溫度的上升量；K0、K1、K2分別為被連接板、螺栓墊和螺栓桿的軸向剛度，其具體表達式為

(5)

式中：h、H分別為螺栓墊的高度和被連接板的厚度；r2、r3分別為螺栓墊底孔和被連接板孔的半徑；r1、r5分別螺栓桿錐頭上、下端和螺栓墊的結構半徑；E1、E2、E0分別為螺栓墊、螺栓桿和被連接板的彈性模量；k為螺栓錐頭/墊的配合曲線斜率。

當螺栓錐面母線的延長線與對稱面交點不位于原點時，具有z=kρ+c的形式，c為距對稱面的垂直位移。則式(4)的對應變化形式為

(6)

從以上高溫剩余預緊力公式可總結得出如下規律：

1) 對于連接螺栓的材料選擇，一般情況下有α1≥α0，但為了增強高溫下的預緊力應盡可能使得螺栓墊的α1→α0。

2) 對于連接螺栓的構型選擇，得出在c<0時Qf更大，即當錐面母線的延長線交點低于原點O時可實現更好的高溫預緊力效果。

3) 對于連接螺栓的分體配合設計，對圖3模型以常溫預緊狀態為初始點進一步推導，通過連接單元的能量耗散和螺栓軸向力降低之間的關系來分析螺栓錐面間的滑動摩擦影響，可得出結論為螺栓桿與螺栓墊之間配合面的摩擦系數越小、則高溫預緊力效果越好。

3 仿真和試驗的結果及討論

仿真和試驗均包括了熱適配螺栓和普通螺栓的2種形式用于對比。依照第2節推導建立熱適配有限元仿真分析模型如圖4所示，分解的連接單元裝配圖從左到右依次為：復材板、螺栓桿、螺栓墊、螺母。各部件模型均采用六面體的一階減縮積分單元C3D8R，螺母與螺栓桿之間按綁定處理，其余各部件之間定義接觸面關系。熱適配螺栓的配合面摩擦系數假設為0。對模型施加載荷和邊界約束條件，載荷為常溫下的螺栓初始軸力和單元升溫條件：初始軸力設定對螺栓桿截面施加15 000 N 的載荷，從初溫20 ℃開始升至900 ℃最終溫度場。按照線性固定步長和準靜態計算出不同溫度點的剩余預緊力。

圖4 熱適配連接單元數值模型示意圖

圖5為不同螺栓連接的高溫剩余預緊力結果，理論公式計算與數值模型均得出熱適配螺栓的高溫剩余預緊力明顯大于普通螺栓。在900 ℃高溫下，熱適配螺栓的剩余預緊力約占初始軸力的61%。而對于普通螺栓，數值計算給出在800 ℃時剩余預緊力降低為0；采用理論公式算法則得到在600 ℃時降低為0。

圖5 理論公式與模型計算的剩余預緊力對比圖

對比熱適配螺栓連接的數值模型與理論公式螺栓剩余軸力的計算結果見表1，兩者之間最大相對差值約4%，各溫度下的相對差平均值約1.5%， 具有良好的一致性。

表1 熱適配連接剩余預緊力數值仿真與理論公式對比

選擇C/SiC艙段的局部端框作為熱適配考核對象。飛行器采用分艙設計時一般需采用連接端框的形式來傳遞主要載荷，具有熱結構設計和承載的典型特點。而連接螺栓的高溫預緊力尚無標準化測試方法，不易直接測量，本文在此采用與文獻[15-16]類似的間接測試方法。在常溫和高溫狀態下分別進行由不同螺栓連接的對接端框之間的轉動試驗，假設2個局部端框之間發生明顯轉動所需要的外載荷與對接螺栓具有預緊力成正比，由此比較不同螺栓連接件的高溫防松效果。組裝的試驗件及試驗現場如圖6所示，組裝時螺栓預緊力矩為常溫下20 N·m。試驗在扭轉試驗機上進行，按位移控制進行勻速緩慢加載。同步測試載荷和連接面的角點位移，取載荷-位移曲線發生明顯拐點位置的對應載荷來標識連接預緊剛度，由高溫與常溫狀態下的預緊剛度比值得到高溫剩余預緊力比例。根據具體材料的耐高溫程度，選擇最高試驗溫度為820 ℃并穩定5 min。

圖6 裝配的典型連接試驗件及常/高溫試驗狀態

試驗數據如表2，典型的試驗曲線見圖7，顯示了熱適配螺栓具有高溫剩余預緊力的明顯優勢，由此提高了熱結構在高溫下的連接可靠性。

表2 不同試驗件的常/高溫試驗結果對比

圖7 采用不同螺栓的試驗件在高溫下的載荷-位移曲線

4 結 論

針對采用高溫合金機械連接件的復合材料組合構件在高溫下由于熱膨脹系數不一致而產生預緊力降低的的熱不匹配問題，在以往TSF無熱應力連接方案的基礎上對一種分體式螺栓連接方案的熱適配特性進行了研究。

1) 原理推導及數值仿真、典型局部端框試驗考核均表明，該連接方案與普通螺栓連接相比具有明顯的高溫預緊力保持性能，同時通過這三方面結果的對比具有很好的一致性。

2) 由于不需要在復材板上開錐形沉孔，這種熱適配螺栓的連接強度顯然是與開普通通孔的普通螺栓相同的。通過對連接單元溫升條件下變形協調性與螺栓預緊力之間的關系分析，得到了這種熱適配螺栓高溫剩余預緊力保持率與外形/尺寸、彈性模量及熱膨脹系數等材料性能、配合面摩擦系數等結構參數以及溫升環境之間的關系。

3) 在實際使用中確定熱適配螺栓的優化設計方案時，還應進一步考慮材料的溫度適用范圍以及螺栓空間尺寸的約束影響。