裝配預(yù)緊力對(duì)復(fù)合材料連接件疲勞行為的影響

劉學(xué)術(shù), 王學(xué)堯

（大連理工大學(xué) 汽車工程學(xué)院，遼寧 大連 116024）

復(fù)合材料因比模量大、強(qiáng)度高、抗疲勞耐腐蝕、可設(shè)計(jì)性強(qiáng)等諸多優(yōu)越的性能被廣泛應(yīng)用于航空航天、汽車工業(yè)、能源工程、化工等領(lǐng)域，特別在航空航天領(lǐng)域的應(yīng)用發(fā)展更為迅速，復(fù)合材料在現(xiàn)代飛機(jī)結(jié)構(gòu)上的應(yīng)用水平已經(jīng)成為衡量飛機(jī)先進(jìn)性的一個(gè)重要指標(biāo)[1]。與此同時(shí)，復(fù)合材料的設(shè)計(jì)與應(yīng)用也面臨著許多問題和挑戰(zhàn)：一方面在材料的成型、加工與裝配過程中，難免會(huì)產(chǎn)生各種缺陷，影響結(jié)構(gòu)的整體性能；另一方面，結(jié)構(gòu)所承受的實(shí)際載荷日益復(fù)雜，材料在疲勞載荷作用下失效形式也多種多樣，這些都給復(fù)合材料的強(qiáng)度分析與壽命預(yù)測(cè)帶來了很大的困難。分析纖維增強(qiáng)復(fù)合材料的疲勞損傷機(jī)理與壽命具有重要的實(shí)際工程應(yīng)用價(jià)值。隨著時(shí)間的推移，復(fù)合材料的用量呈現(xiàn)大幅增長趨勢(shì)，其應(yīng)用部位也由一些非承力部件逐漸發(fā)展到次承力部件和主承力部件[2]。飛機(jī)各部位尤其復(fù)雜曲面都由很多零部件組成，這些零部件都需要進(jìn)行連接，據(jù)有關(guān)統(tǒng)計(jì)， F-22 戰(zhàn)斗機(jī)每側(cè)機(jī)翼需要加工的連接孔數(shù)量高達(dá)14000 個(gè),機(jī)翼表面存在大量的機(jī)械連接[3]。為保證結(jié)構(gòu)的可靠性和穩(wěn)定性，需要將復(fù)合材料連接件視為一個(gè)整體，在分析材料本身性能的同時(shí)，探究緊固件與復(fù)合材料板的相互作用對(duì)結(jié)構(gòu)性能的影響，從而盡可能地發(fā)揮出連接件尤其是接頭處的強(qiáng)度。

影響復(fù)合材料連接結(jié)構(gòu)強(qiáng)度以及疲勞性能的因素有很多，從復(fù)合材料角度講包括纖維基體的選擇、層合板的鋪層順序以及連接件的幾何尺寸（端徑比和寬徑比）[4-6]等；從緊固連接角度講包括連接類型、緊固件種類以及墊圈尺寸[7-8]等；從實(shí)驗(yàn)本身角度講包括環(huán)境濕熱、加載頻率以及循環(huán)應(yīng)力比[9-10]等。Kelly 等[11]研究了連接厚度及預(yù)緊力對(duì)碳纖維/環(huán)氧基層板機(jī)械連接剛度及強(qiáng)度的影響，結(jié)果顯示厚板的剛度明顯大于薄板，預(yù)緊力對(duì)厚板的擠壓強(qiáng)度影響不大。Qin 等[12]通過實(shí)驗(yàn)及數(shù)值方法分析了不同螺栓形式（凸頭螺栓、沉頭螺栓）對(duì)復(fù)合材料雙剪連接結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的影響，考慮了間隙配合和預(yù)緊力對(duì)破壞的影響，對(duì)螺栓類型、接觸面積、應(yīng)力分布等因素進(jìn)行了數(shù)值討論。唐玉玲[13]分別對(duì)碳/碳復(fù)合材料單螺栓雙剪以及多螺栓單剪螺栓連接結(jié)構(gòu)在拉伸載荷下進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究，得到開孔直徑、預(yù)緊力和鋪層順序?qū)B接性能的影響。

緊固件在長期交變載荷的作用下會(huì)產(chǎn)生松弛，從而引起連接件過早產(chǎn)生疲勞失效。針對(duì)緊固件的預(yù)緊力損傷特征，國內(nèi)外學(xué)者也進(jìn)行了很多研究。郝秉磊等[14]通過正弦掃頻振動(dòng)的頻譜信號(hào)分析連接件的松動(dòng)，探究了振動(dòng)的激振頻率對(duì)結(jié)構(gòu)松動(dòng)的影響，并通過在螺紋螺母間增加陶瓷填充體抑制了結(jié)構(gòu)的松動(dòng)。Li 等[15]針對(duì)軸向和橫向振動(dòng)下的預(yù)緊松弛，進(jìn)行了擰緊力矩、振幅和頻率的正交實(shí)驗(yàn)，分析了螺栓連接在振動(dòng)作用下的松弛演化規(guī)律。Xie 等[16]結(jié)合有限元研究了材料粗糙表面接觸下的預(yù)緊松弛，結(jié)果表明，較厚的接頭材料可以有效降低預(yù)緊松弛。

目前針對(duì)裝配預(yù)緊力以及預(yù)緊力退化在疲勞載荷下復(fù)合材料螺栓連接結(jié)構(gòu)上的研究還較少，本工作通過拉伸疲勞實(shí)驗(yàn)探究螺栓預(yù)緊力大小以及預(yù)緊力的松弛對(duì)復(fù)合材料雙釘單剪拉伸疲勞性能的影響，以螺栓孔變形量為疲勞衡量指標(biāo)，對(duì)比結(jié)構(gòu)的疲勞承載能力以及損傷特性。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 樣件與實(shí)驗(yàn)方法

碳纖維復(fù)合材料雙釘單剪螺栓連接件樣件的尺寸設(shè)計(jì)參照ASTM-D5961，如圖1 所示，采用雙釘連接單剪結(jié)構(gòu)，樣件寬度w=36 mm、螺栓孔直徑d=6 mm，單板長度L=160 mm。復(fù)合材料采用碳纖維增強(qiáng)樹脂基復(fù)合材料層合板，單層名義厚度為0.2 mm，鋪層順序?yàn)閇－45/90/45/0/90/0/－45/45/90]s，總厚度為3.6 mm，緊固件為12.9 級(jí)高強(qiáng)度內(nèi)六角螺栓。

圖1 雙釘連接件尺寸圖Fig. 1 Schematic diagram of the size of double nail connector

疲勞實(shí)驗(yàn)參考GB/T35465.3—2017，在SDS100電液伺服疲勞試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，實(shí)驗(yàn)環(huán)境為自然干態(tài)，應(yīng)力比R=0.2，頻率為4～6 Hz 的正弦加載，循環(huán)載荷幅值為8 kN，均值為12 kN。對(duì)于螺栓連接結(jié)構(gòu)的裝配，選擇量程合適的扭矩扳手（3～15 Nm），分別對(duì)樣件兩個(gè)螺栓按順序多次均勻?qū)ΨQ擰緊。

1.2 實(shí)驗(yàn)步驟

以不同預(yù)緊力下樣件的疲勞壽命為對(duì)比對(duì)象，參考ASTM-D7248 標(biāo)準(zhǔn)，兩個(gè)釘孔緊固件的擰緊力矩包括6-6、8-8、10-10 Nm 的對(duì)稱布置以及10-6、10-8 Nm 的非對(duì)稱布置，當(dāng)連接結(jié)構(gòu)完全失去承載能力或疲勞壽命達(dá)到50 萬次時(shí)實(shí)驗(yàn)結(jié)束。實(shí)驗(yàn)分為3 組：實(shí)驗(yàn)1 為樣件在不同預(yù)緊力下疲勞壽命對(duì)比實(shí)驗(yàn)，包括對(duì)稱布置樣件（1-1、1-2、1-3）與非對(duì)稱布置樣件（1-4）；實(shí)驗(yàn)2 為樣件在不同預(yù)緊力下固定加載次數(shù)的連接孔變形對(duì)比實(shí)驗(yàn)，包括對(duì)稱布置樣件（2-1、2-2、2-3）與非對(duì)稱布置樣件（2-4、2-5）；實(shí)驗(yàn)3 為緊固件預(yù)緊力松弛對(duì)比實(shí)驗(yàn)，均為對(duì)稱布置樣件，分別考慮初始預(yù)緊力（3-1、3-2），墊片種類（3-2、3-3、3-4），加載頻率（3-2、3-5、3-6）的影響，樣件參數(shù)如表1 所示。

表1 樣件參數(shù)Table 1 Test piece parameters

采用實(shí)驗(yàn)測(cè)量的方法建立施加扭矩與螺栓預(yù)緊力之間的映射關(guān)系[17]。應(yīng)變的測(cè)量采用DH3816H靜態(tài)應(yīng)變儀，其連續(xù)采樣速率為1 Hz，需要保證扭矩與壓力施加在套筒材料的彈性區(qū)域內(nèi)，并通過結(jié)果中扭矩-預(yù)緊力是否呈線性關(guān)系進(jìn)行確認(rèn)，如圖2 所示，通過多次測(cè)量驗(yàn)證當(dāng)擰緊力矩施加到8 Nm 時(shí)，預(yù)緊力達(dá)到6086 N。

圖2 預(yù)緊力-扭矩對(duì)應(yīng)關(guān)系圖Fig. 2 Corresponding diagram of preload-torque

以結(jié)構(gòu)孔的變形量為指標(biāo)，衡量不同預(yù)緊力下螺栓連接復(fù)合材料連接件的疲勞性能，當(dāng)孔徑的永久變形量達(dá)到孔徑的5%時(shí)結(jié)構(gòu)失效[18]。

釘孔變形量的兩種測(cè)量方法：（1）直接測(cè)量N次疲勞循環(huán)后孔直徑以及疲勞實(shí)驗(yàn)前的孔直徑，計(jì)算孔變形量；（2）通過應(yīng)力/孔變形量的滯回曲線間接獲得。本實(shí)驗(yàn)采用直接測(cè)量法測(cè)量結(jié)構(gòu)各個(gè)孔的變形量，采用如圖3 所示的方法對(duì)連接孔進(jìn)行編號(hào)，多次測(cè)量各個(gè)孔的變形量并計(jì)算平均值。

圖3 孔編號(hào)示意圖Fig. 3 Schematic diagram of hole numbering

2 結(jié)果與分析

2.1 預(yù)緊力對(duì)連接件疲勞壽命影響

實(shí)驗(yàn)1 的疲勞壽命結(jié)果如表2 所示，其中樣件1-1、1-2、1-4 的失效模式為緊固件的剪斷，樣件1-3 在經(jīng)過50 萬次疲勞載荷后未完全失去承載能力，可以初步看出在實(shí)驗(yàn)擰緊力矩范圍內(nèi)，樣件疲勞壽命隨擰緊力矩增大而增大，當(dāng)擰緊力矩不均時(shí)（10-8 Nm），樣件的疲勞壽命有所減小。

表2 疲勞實(shí)驗(yàn)結(jié)果Table 2 Fatigue test results

圖4 為樣件的具體失效形式。由圖4 可以看到，連接件由于螺栓的剪斷失效從而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)失去承載能力；對(duì)于復(fù)合材料板來說，主要的損傷形式為孔邊的擠壓變形，以結(jié)構(gòu)整體失效作為疲勞分析判據(jù)有很大的局限性。為了進(jìn)一步分析結(jié)構(gòu)的疲勞性能，在實(shí)驗(yàn)2 中以復(fù)合材料板的孔變形為主要研究對(duì)象進(jìn)行不同預(yù)緊力下的疲勞實(shí)驗(yàn)。

圖4 連接件失效示意圖 （a）剪斷失效；（b）孔變形Fig. 4 Schematic diagram of component failure （a）shear failure；（b）hole deformation

2.2 預(yù)緊力對(duì)連接孔變形的影響

圖5 為實(shí)驗(yàn)2 中樣件2-1、2-2、2-3（6-6、8-8、10-10 Nm）三組對(duì)稱布置預(yù)緊力樣件1 號(hào)孔的變形量對(duì)比圖。從圖5 可以看出，預(yù)緊力的差異對(duì)連接孔的變形產(chǎn)生較大影響。隨著疲勞載荷循環(huán)次數(shù)的增加，連接孔的變形量呈上升趨勢(shì)；在6-6～10-10 Nm 范圍內(nèi)，疲勞實(shí)驗(yàn)條件相同的情況下，隨著螺栓預(yù)緊力的增加，連接孔的變形量逐漸減小，即抗疲勞性能增強(qiáng)。對(duì)于6-6 Nm 樣件在循環(huán)到4 萬次左右時(shí)孔變形量達(dá)到5%，8-8 Nm 樣件在8 萬次左右孔變形量達(dá)到5%，10-10 Nm 樣件在10 萬次左右時(shí)變形量達(dá)到5%。

圖5 1 號(hào)孔變形量對(duì)比Fig. 5 Comparison of No.1 hole deformation

當(dāng)對(duì)螺栓施加預(yù)緊力時(shí)，螺栓孔的周圍出現(xiàn)壓應(yīng)力，由于材料的泊松效應(yīng)，材料將產(chǎn)生變形，而遠(yuǎn)處的材料將抵抗變形，從而在孔周圍產(chǎn)生預(yù)應(yīng)力，預(yù)應(yīng)力有助于防止螺栓孔疲勞裂紋的萌生與擴(kuò)展[19]。此外，在疲勞實(shí)驗(yàn)加載過程中，隨著載荷的增加，通過板間摩擦以及板與螺栓間的擠壓傳遞的載荷也開始增加，由于孔間間隙的存在，在加載剛剛開始時(shí)，施加的載荷主要通過摩擦傳遞；當(dāng)螺栓完全接觸擠壓孔壁后，摩擦力停止增加，剩余載荷在螺栓與復(fù)合材料板間進(jìn)行分配，從結(jié)果上說，摩擦力分擔(dān)了通過螺栓傳遞的部分載荷，從而提高結(jié)構(gòu)的整體承載能力。隨著緊固件預(yù)緊力的增加，板間摩擦力也隨之增加，從而對(duì)載荷的分配進(jìn)一步優(yōu)化。

因此，預(yù)緊力的存在一方面在螺栓孔周圍產(chǎn)生了預(yù)應(yīng)力，可以避免初始裂紋的生成并抑制已有裂紋的擴(kuò)展。另一方面改善了載荷的傳遞與分配，進(jìn)一步降低了疲勞循環(huán)拉伸載荷對(duì)結(jié)構(gòu)的影響，大大提高了結(jié)構(gòu)疲勞性能。隨著預(yù)緊力的增加，這兩種效應(yīng)也隨之增強(qiáng)，連接孔變形也隨之減緩；尤其在實(shí)驗(yàn)中連接件的整體壽命很大程度受到螺栓承載能力的影響，載荷的優(yōu)化分配有助于提高結(jié)構(gòu)的疲勞壽命，這也與前文的實(shí)驗(yàn)結(jié)果相一致。但當(dāng)預(yù)緊力過大時(shí)，將會(huì)造成孔周基體的損傷，甚至直接壓潰材料，導(dǎo)致連接結(jié)構(gòu)提前失效[20]。根據(jù)Liu 等[21]的研究，對(duì)于復(fù)合材料連接結(jié)構(gòu)，適當(dāng)?shù)念A(yù)緊力可以改善螺栓-孔的接觸條件，隨著預(yù)緊力值增大這種作用逐漸由正向負(fù)轉(zhuǎn)變。

圖6 為2-3、2-4、2-5（10-10、10-8、10-6 Nm）三組樣件內(nèi)連接孔的變形情況。從圖6 可以看出：當(dāng)兩個(gè)螺栓施加相同預(yù)緊力時(shí)，四個(gè)連接孔的受力情況在理論上完全相同，整個(gè)結(jié)構(gòu)呈對(duì)稱性，2-3 樣件中四個(gè)連接孔變形量大致相同，由于加工、裝配及實(shí)驗(yàn)裝夾上的誤差，無法保證1 號(hào)孔與4 號(hào)孔、2 號(hào)孔與3 號(hào)孔的受力完全相同，因此連接孔變形量也存在著一定的差異。2-4 和2-5 樣件中對(duì)螺栓施加了不同的預(yù)緊力，其中1 號(hào)孔與2 號(hào)孔處2-4 與2-5 樣件都施加了10 Nm 扭矩，3 號(hào)孔與4 號(hào)孔處2-4 樣件施加了8 Nm 扭矩，2-5 樣件施加了6 Nm 扭矩，可以看出預(yù)緊力的不同導(dǎo)致連接孔變形的不同，總體上3 號(hào)孔與4 號(hào)孔的變形量大于1 號(hào)孔與2 號(hào)孔的變形量，且2-5 樣件的連接孔變形量大于2-3 與2-4 樣件，這與圖5 中得到的結(jié)論一致。

圖6 樣件內(nèi)孔變形對(duì)比 （a）樣件2-3；（b）樣件2-4；（c）樣件2-5Fig. 6 Comparison of inner hole deformation of sample （a）sample 2-3；（b）sample 2-4；（c）sample 2-5

圖7 為2-2、2-3（8-8 Nm、10-10 Nm）樣件的具體失效形式。從圖7 可以看出，對(duì)于復(fù)合材料板來說，主要的損傷形式包括螺栓對(duì)連接孔的擠壓變形以及板間滑動(dòng)摩擦所導(dǎo)致的磨損，可以觀察到兩組樣件在墊圈覆蓋區(qū)域均有較為明顯的壓痕，板面間由于長時(shí)間的摩擦出現(xiàn)高溫磨損以及釘孔邊緣的磨屑。并且預(yù)緊力越小，損傷越嚴(yán)重，對(duì)于8-8 Nm樣件，由于較大的孔變形以及螺栓的過度屈服傾斜，復(fù)合材料板表層由于擠壓出現(xiàn)較為明顯的凸起以及擠壓區(qū)域端部的少量基體開裂。

圖7 樣件損傷對(duì)比 （a）樣件2-2；（b）樣件2-3；（1）螺母接觸面；（2）層合板間接觸面Fig. 7 Test piece damage comparison （ a） sample 2-2；（b）sample 2-3；（1）nut contact surface；（2）contact surface between the laminated board

釘孔擠壓時(shí)通常存在三種接觸類型[22]：接觸非滑移區(qū)、接觸滑移區(qū)以及非接觸區(qū)。對(duì)于應(yīng)力比R=0.2 的拉拉疲勞載荷，在疲勞循環(huán)初期，結(jié)構(gòu)的主要損傷為接觸滑移區(qū)的微動(dòng)損傷以及接觸非滑移區(qū)的沖擊疲勞產(chǎn)生的沖擊損傷。隨著孔間隙量的增加，緊固件與復(fù)合材料孔邊的循環(huán)沖擊載荷越來越大，結(jié)構(gòu)的損傷破壞也越嚴(yán)重。前文已對(duì)不同預(yù)緊力下孔邊應(yīng)力以及載荷分配進(jìn)行了分析，較小預(yù)緊力下，結(jié)構(gòu)的抗疲勞性能下降，孔變形增大，沖擊損傷增加，進(jìn)一步加劇了結(jié)構(gòu)的疲勞損傷。

此外，釘孔間由于摩擦產(chǎn)生磨屑，而螺栓緊固件的存在導(dǎo)致磨屑很難從釘孔間排出，從而在釘孔間不斷累積，在循環(huán)載荷作用下逐漸形成一層致密的緩沖層，降低了釘孔間的摩擦因數(shù)，減小孔的磨損并緩解循環(huán)沖擊的影響，預(yù)緊力越大，這種對(duì)磨屑的密封效應(yīng)越強(qiáng)，對(duì)結(jié)構(gòu)的沖擊載荷緩解效應(yīng)也越強(qiáng)，從而提高了結(jié)構(gòu)的疲勞承載能力。

圖8 為樣件1-1、1-2、1-3（6-6、8-8、10-10 Nm）三組樣件變形隨疲勞載荷次數(shù)變化，圖中縱坐標(biāo)為連接件每個(gè)疲勞循環(huán)中位移峰值和谷值的差值，反映出連接件整體的變形以及剛度變化特征。參考典型的復(fù)合材料的疲勞特性[23]，結(jié)構(gòu)的疲勞損傷主要呈現(xiàn)以下特征：首先，損傷主要以沿著單層板纖維方向的基體開裂為主，直至基體開裂達(dá)到飽和狀態(tài)；此后，復(fù)合材料各鋪層界面脫粘，單層局部的裂紋擴(kuò)展到厚度方向，直至出現(xiàn)纖維的斷裂失效，對(duì)于螺栓連接復(fù)合材料樣件，宏觀上表現(xiàn)為孔邊的擠壓變形以及結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的退化；材料模量的降低進(jìn)一步加劇了循環(huán)載荷下結(jié)構(gòu)的變形，隨著釘孔間隙增大，沖擊損傷更加嚴(yán)重，加劇結(jié)構(gòu)的孔變形以及螺栓的屈服變形直至結(jié)構(gòu)失去承載能力。

圖8 不同預(yù)緊力下結(jié)構(gòu)變形對(duì)比Fig. 8 Comparison of structural deformation under different preloads

本實(shí)驗(yàn)采用的復(fù)合材料板由于具有較強(qiáng)的剛度和疲勞性能，結(jié)構(gòu)的損傷形式主要以孔邊的擠壓變形為主，故在螺栓失效前，結(jié)構(gòu)整體的變形特征曲線基本反映了結(jié)構(gòu)孔的變形特征。從圖8 中可以看出，結(jié)構(gòu)的變形初始增長較為緩慢，呈現(xiàn)線性變化特征，此時(shí)孔間間隙較小，破壞形式主要以微動(dòng)損傷為主，微觀上體現(xiàn)為孔邊的基體開裂、纖維斷裂以及擠壓變形；隨著連接孔變形增大，結(jié)構(gòu)的沖擊損傷逐漸成為主要破壞形式，進(jìn)一步加劇了孔邊的纖維破壞與變形，此時(shí)，結(jié)構(gòu)的變形呈現(xiàn)出冪函數(shù)的變化特征，對(duì)于1-1 和1-2 樣件，這種損傷形式的轉(zhuǎn)變更為迅速。此外，預(yù)緊力較小情況下螺栓的疲勞承載能力也下降，1-1 和1-2 樣件很快由于螺栓斷裂而使整個(gè)樣件失去承載能力；1-3 樣件循環(huán)至50 萬次后螺栓仍未斷裂，復(fù)合材料板孔邊由微動(dòng)損傷為主轉(zhuǎn)化為沖擊損傷為主的過程更加完整，曲線中也更好地體現(xiàn)出了這樣的變化過程。

3 預(yù)緊力退化實(shí)驗(yàn)分析

在疲勞實(shí)驗(yàn)加載前對(duì)螺栓連接件進(jìn)行分級(jí)增加扭矩，獲取的樣件應(yīng)變變化如圖9 所示。由圖9 看出，從無扭矩增加到3 Nm 后逐級(jí)增加到8 Nm，整體數(shù)據(jù)呈明顯的階梯狀分布；此外，由于各個(gè)接觸面的接觸條件、樣件的變形以及材料的誤差損傷等因素的影響，應(yīng)變的變化并不是完全的線性增長，通過多次測(cè)量獲取平均值從而確定疲勞加載前結(jié)構(gòu)的應(yīng)變變化。

圖9 樣件應(yīng)變變化Fig. 9 Test piece strain change

3.1 初始預(yù)緊力對(duì)預(yù)緊力退化影響

利用套筒裝置實(shí)時(shí)測(cè)量螺栓預(yù)緊方向的應(yīng)變變化，為了保證數(shù)據(jù)的穩(wěn)定性，樣件每循環(huán)10000次停止以獲取對(duì)應(yīng)的應(yīng)變變化；根據(jù)對(duì)螺栓連接結(jié)構(gòu)的擰緊力矩-預(yù)緊力測(cè)量實(shí)驗(yàn)，將應(yīng)變的變化轉(zhuǎn)化為預(yù)緊力的變化，并與疲勞實(shí)驗(yàn)前結(jié)構(gòu)的初始應(yīng)變進(jìn)行對(duì)比，繪制出連接件相較于初始擰緊力（P0）對(duì)應(yīng)當(dāng)前預(yù)緊力（P）的百分比變化圖。圖10 為3-2（8-8 Nm）樣件隨著疲勞循環(huán)次數(shù)增加的預(yù)緊力變化趨勢(shì)。由圖10 可以看出，預(yù)緊力的變化整體上呈現(xiàn)初期下降較快，而后緩慢下降并逐漸平穩(wěn)的趨勢(shì)，利用對(duì)數(shù)函數(shù)進(jìn)行擬合，橫縱坐標(biāo)分別為歸一化循環(huán)次數(shù)與剩余預(yù)緊力，擬合曲線為：

圖10 8-8 Nm 連接件預(yù)緊退化Fig. 10 8-8 Nm component preload degradation

在螺栓擰緊后連接界面微凸體間相互嵌入，導(dǎo)致預(yù)緊力下降較快[24]，此外，由于裝配間隙的存在，樣件循環(huán)初期界面的滑移量較大，界面磨損快，能量耗散嚴(yán)重，使得預(yù)緊力出現(xiàn)較大的松弛。

對(duì)于整個(gè)疲勞過程來說，樣件承受著微動(dòng)磨損以及沖擊載荷的共同作用：前者在結(jié)構(gòu)的連接板間產(chǎn)生磨屑，使得厚度方向出現(xiàn)應(yīng)力松弛從而降低預(yù)緊力；后者影響了螺栓的屈服變形以及螺紋的塑性變形，從而造成緊固件的松動(dòng)。此外，復(fù)合材料的黏彈性效應(yīng)帶來的剛度衰減對(duì)連接件松弛的影響也不可忽視，王景澤[25]對(duì)常溫自然環(huán)境下的不同復(fù)合材料螺栓連接結(jié)構(gòu)預(yù)緊力進(jìn)行監(jiān)測(cè)，其中碳纖維復(fù)合材料螺栓連接結(jié)構(gòu)經(jīng)過10 h 后預(yù)緊力衰減可以達(dá)到5%。

圖11 對(duì)比了3-1、3-2（6-6、8-8 Nm 樣件在疲勞載荷作用下循壞7 萬次后的預(yù)緊力退化情況。由圖11 可以看出，樣件的預(yù)緊力分別下降了約30%和43%，初始預(yù)緊力越大，預(yù)緊力下降越平緩。這主要是因?yàn)轭A(yù)緊力越大，接觸壓力越大，界面滑移需克服的摩擦力也增大，且復(fù)合材料板孔邊的應(yīng)力分配也得到優(yōu)化，促使預(yù)緊力松弛的各方面因素都得到了緩解。

圖11 6-6 Nm 與8-8 Nm 預(yù)緊退化對(duì)比Fig. 11 Comparison of 6-6 Nm and 8-8 Nm preload degradation

3.2 墊片對(duì)預(yù)緊力退化影響

圖12 為不同墊片下的樣件（3-2、3-3、3-4）預(yù)緊力退化對(duì)比。經(jīng)過14 萬次循環(huán)后，普通平墊連接件的預(yù)緊力下降約35%，增加墊片數(shù)量后下降約38%，而采用彈簧墊片后，預(yù)緊力下降約25%，可以看出，相較于普通平墊，彈簧墊片對(duì)預(yù)緊力松弛起到了很好的抑制效果，而當(dāng)將平墊數(shù)量增加到兩個(gè)時(shí)，加劇了預(yù)緊力的退化。彈簧墊片在機(jī)械產(chǎn)品的承力或非承力樣件中有著廣泛的作用，通過墊片壓平后產(chǎn)生彈力并增大摩擦，從而起到防松作用。平墊相較于彈簧墊片更多起到分散壓力作用，當(dāng)在連接部位使用兩個(gè)墊片時(shí)，一方面增加了整個(gè)結(jié)構(gòu)的滑移界面，加劇了界面磨損以及預(yù)緊松弛；另一方面，裝配過程以及墊片本身存在的誤差也增加了結(jié)構(gòu)中的間隙，尤其是厚度方向，因此由誤差而導(dǎo)致的預(yù)緊松弛也隨之增加。

圖12 不同墊片下預(yù)緊力退化Fig. 12 Degradation of preload under different gaskets

3.3 加載頻率對(duì)預(yù)緊力退化的影響

圖13 為不同疲勞載荷頻率下樣件（3-2、3-5、3-6）的預(yù)緊力退化情況。經(jīng)過14 萬次循環(huán)后，相較5 Hz 時(shí)預(yù)緊力下降約35%，頻率為4 Hz 時(shí)預(yù)緊力下降約20%，6 Hz 時(shí)下降約為42%，可以看出，隨著載荷頻率增加，螺栓預(yù)緊松弛也在加快。從能量角度分析，頻率越大，連接件的應(yīng)變速率也越高，單位時(shí)間內(nèi)循環(huán)次數(shù)越多，摩擦所消耗能量越多，螺栓預(yù)緊力的松弛也隨之加快。

圖13 不同加載頻率下預(yù)緊力退化Fig. 13 Degradation of preload at different loading frequencies

4 結(jié)論

（1）復(fù)合材料雙釘單剪連接件的疲勞性能受預(yù)緊力的影響很大。6-6、8-8、10-10 Nm 扭矩下的連接件（2-1、2-2、2-3）孔變形達(dá)到5%的循環(huán)次數(shù)分別約為4 萬次、8 萬次與10 萬次，在擰緊力矩標(biāo)準(zhǔn)范圍內(nèi)，預(yù)緊力越大，結(jié)構(gòu)整體的抗疲勞性能越強(qiáng)，復(fù)合材料板螺栓孔邊的變形越小。

（2）當(dāng)雙釘連接結(jié)構(gòu)中兩螺栓預(yù)緊力不同時(shí)（2-3、2-4、2-5），各連接孔的變形量存在較大差異，且結(jié)構(gòu)整體的孔變形量變大，預(yù)緊力差別越大，連接孔的變形量差異越大；此外，由于加工、裝配以及實(shí)驗(yàn)裝夾的影響，連接件存在受力不均現(xiàn)象，螺栓預(yù)緊力的差異則進(jìn)一步加劇了這種影響。

（3）在疲勞載荷的作用下，緊固件預(yù)緊力存在著下降的現(xiàn)象，預(yù)緊力下降程度與初始預(yù)緊力大小、墊片類型以及疲勞載荷的頻率等密切相關(guān)。6-6與8-8 Nm 扭矩下的連接件（3-1、3-2）經(jīng)過7 萬次循環(huán)預(yù)緊力下降分別約為30%和43%；對(duì)于循環(huán)14 萬次的8 Nm 連接件，使用普通平墊、加厚平墊與彈簧墊片（3-2、3-3、3-4）后預(yù)緊力下降分別為35%、38%與25%；頻率為4、5 與6 Hz（3-2、3-5、3-6）時(shí)預(yù)緊力下降分別為20%、35%與42%。