復(fù)合材料與高溫合金螺栓連接結(jié)構(gòu)高溫振動(dòng) 防松試驗(yàn)研究

邱恒斌，劉曉華，肖乃風(fēng)，武小峰，陳璐

（1.北京強(qiáng)度環(huán)境研究所，北京 100076；2.空間物理重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100076）

復(fù)合材料因其耐高溫、比強(qiáng)度高、比剛度高、密度小等特點(diǎn)，目前廣泛應(yīng)用于航空航天領(lǐng)域。由于成形工藝技術(shù)水平的限制，復(fù)合材料不可避免地需要通過(guò)連接技術(shù)連為整體[1]。應(yīng)用較多的連接方式包括機(jī)械連接、膠接、縫合連接等[2-5]，其中采用螺栓連接具有可靠性高、承載能力強(qiáng)、便于重復(fù)拆裝及使用維護(hù)簡(jiǎn)單等優(yōu)點(diǎn)，是目前航天領(lǐng)域復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的主要連接形式[6-7]。

松動(dòng)失效是螺栓連接結(jié)構(gòu)最常見(jiàn)的失效模式，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)復(fù)合材料螺栓連接結(jié)構(gòu)的防松性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究。郝秉磊等[8]對(duì)C/SiC 陶瓷基復(fù)合材料連接件進(jìn)行了不同預(yù)緊力矩下的常溫防松性能研究。張振等[9]對(duì)碳纖維/環(huán)氧復(fù)合材料螺栓連接結(jié)構(gòu)進(jìn)行了定頻振動(dòng)疲勞試驗(yàn)，研究了其預(yù)緊力松弛的影響因素。上述試驗(yàn)多在常溫振動(dòng)環(huán)境下進(jìn)行，但航天飛行器一般在高溫振動(dòng)環(huán)境下工作[10]，高溫會(huì)改變連接結(jié)構(gòu)的熱物性質(zhì)，影響其防松性能[11]。因此，僅通過(guò)常溫狀態(tài)的防松試驗(yàn)數(shù)據(jù)推定其高溫的工作狀態(tài)是不合適的，需要開(kāi)展復(fù)合材料連接結(jié)構(gòu)在高溫振動(dòng)環(huán)境下的防松性能研究。

目前，針對(duì)高溫振動(dòng)環(huán)境下復(fù)合材料連接結(jié)構(gòu)的防松性能試驗(yàn)，大多采用復(fù)合材料螺栓。曹芝腑等[12]采用二倍頻與基頻的振動(dòng)幅值比值作為松動(dòng)特性評(píng)判的特征量，研究了復(fù)合材料螺釘連接件在高溫振動(dòng)環(huán)境下的松動(dòng)特性。王旻睿等[13]以固有頻率的下降幅度作為松動(dòng)評(píng)判依據(jù)，研究了高溫膠、復(fù)材沉頭螺栓等形式在高溫振動(dòng)環(huán)境下的防松效果。閔昌萬(wàn)等[14]建立了一種高溫條件下通過(guò)動(dòng)力學(xué)試驗(yàn)獲取結(jié)構(gòu)連接剛度的技術(shù)途徑。然而復(fù)合材料的剪切性能較差，螺牙易被拉脫，導(dǎo)致螺桿抗拉性能降低[15]。高溫合金螺栓作為復(fù)合材料熱結(jié)構(gòu)連接螺栓，具有諸多優(yōu)勢(shì)。高溫合金螺栓與復(fù)合材料的機(jī)械連接在航空結(jié)構(gòu)中已得到了較成熟的應(yīng)用[16-17]，但金屬螺栓作為熱結(jié)構(gòu)的連接件時(shí)存在一定困難，需要解決高溫下兩者熱膨脹系數(shù)不一致導(dǎo)致的螺栓松動(dòng)問(wèn)題[18]。針對(duì)該問(wèn)題，目前國(guó)內(nèi)開(kāi)展了熱適配螺栓的研制。譚志勇等[19]研究了高溫合金螺栓作為復(fù)合材料熱結(jié)構(gòu)連接件時(shí)因材料熱膨脹系數(shù)不同導(dǎo)致的熱適配問(wèn)題，提出了一種熱適配螺栓設(shè)計(jì)方法。張中原等[20-21]設(shè)計(jì)了一種新型分體式金屬螺栓，以解決高溫合金連接復(fù)合材料結(jié)構(gòu)時(shí)的熱膨脹不適配問(wèn)題。上述文獻(xiàn)為解決金屬螺栓與復(fù)合材料的熱適配問(wèn)題提供了思路，但并未研究其在高溫振動(dòng)環(huán)境下的防松性能。

本文進(jìn)行了高溫振動(dòng)環(huán)境下復(fù)合材料與金屬螺栓連接結(jié)構(gòu)防松試驗(yàn)研究，推導(dǎo)了連接結(jié)構(gòu)預(yù)緊力與固有頻率的關(guān)系，研究了常溫振動(dòng)環(huán)境下金屬螺栓預(yù)緊力對(duì)復(fù)合材料連接結(jié)構(gòu)固有頻率的影響。針對(duì)溫度補(bǔ)償墊塊和碟形墊片2 種防松形式，在高溫振動(dòng)環(huán)境下開(kāi)展熱了防松效果試驗(yàn)研究。

1 連接結(jié)構(gòu)振動(dòng)特性理論

1.1 接觸剛度

采用高溫合金螺栓連接的2 個(gè)復(fù)合材料連接板會(huì)形成接觸區(qū)域。為定性分析接觸剛度對(duì)試驗(yàn)件頻率的影響，采用赫茲接觸理論進(jìn)行分析，將2 球體接觸等效為一個(gè)剛性半球體和一個(gè)彈性平面的接觸[22]，如圖1所示。

圖1 微凸體接觸示意圖 Fig.1 Schematic diagram of asperity contact

簡(jiǎn)化后的等效彈性模量為：

式中：v1、v2和E1、E2分別為2 個(gè)接觸微凸體的泊松比和彈性模量。

當(dāng)微凸體變形較小，即δ＜δc時(shí)，微凸體變形處于完全彈性變形，單個(gè)微凸體的接觸面積為：

單個(gè)微凸體的法向載荷為：

單個(gè)微凸體的法向接觸剛度為[23]：

可以看出，在接觸表面狀態(tài)已知時(shí)，微凸體的變形量δ只與法向載荷有關(guān)，單個(gè)微凸體的法向接觸剛度與法向載荷呈正相關(guān)。可得出：

式中：C為表面特征參數(shù)確定時(shí)ke中的常數(shù)；f(P)為有載荷確定的函數(shù)。

根據(jù)Greenwood 和Williamson 模型，接觸表面的微凸體高度服從高斯分布：

式中：η為微凸體的密度；φ(z) 為微凸體高度分布的概率密度函數(shù)；An為名義接觸面積；N為微凸體的數(shù)目；d為光滑平面與微凸體平均高度參考平面的距離；δ為微凸體的變形量。微凸體的高度z d=+δ。

因此，2 個(gè)粗糙接觸表面,總的法向接觸剛度可看成是所有接觸微凸體法向剛度的總和[24]。對(duì)單個(gè)微凸體的法向接觸剛度積分，可以得到整個(gè)接觸面的法向接觸剛度：

由式（7）可以知，當(dāng)接觸面積一定時(shí)，整個(gè)接觸面的法向接觸剛度與法向載荷呈正相關(guān)。

1.2 連接結(jié)構(gòu)振動(dòng)方程

復(fù)合材料與高溫合金螺栓連接結(jié)構(gòu)如圖2 所示。將連接結(jié)構(gòu)的接觸區(qū)域離散為一系列接觸單元，每個(gè)接觸單元上的接觸效應(yīng)可用剛度系數(shù)為kn的分布彈簧來(lái)表征，這樣連接結(jié)構(gòu)可簡(jiǎn)化為由分布彈簧單元連接的結(jié)構(gòu)，如圖3 所示。通過(guò)式（7）可計(jì)算整個(gè)接觸面的法向接觸剛度kj。

圖2 連接結(jié)構(gòu) Fig.2 Schematic diagram of connection structure

圖3 連接結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化 Fig.3 Simplified schematic diagram of connection structure

因此可以得到整體連接結(jié)構(gòu)的振動(dòng)方程為：

式中：k為連接結(jié)構(gòu)的整體剛度，k=；k1為連接板1 的剛度；k2為連接板2 的剛度；kj為法向接觸剛度；m為質(zhì)量系數(shù)；c為阻尼系數(shù)。

可得到整體連接結(jié)構(gòu)的固有頻率為：

由此可見(jiàn)，連接結(jié)構(gòu)的接觸剛度與接觸載荷呈正相關(guān)。因此，隨著高溫合金螺栓預(yù)緊力的增加，試驗(yàn)件的頻率會(huì)增加，這與現(xiàn)有試驗(yàn)研究結(jié)果[25]相符，可將試驗(yàn)件頻率變化作為試驗(yàn)件松動(dòng)的判據(jù)。

2 試驗(yàn)研究

試驗(yàn)以復(fù)合材料改性C/C 連接結(jié)構(gòu)為試驗(yàn)對(duì)象，研究了試件在常溫及高溫振動(dòng)環(huán)境下防松性能。防松形式為碟形墊片和溫度補(bǔ)償墊塊2 種形式。

2.1 試件參數(shù)

改性C/C 連接板外形如圖4 所示。2 塊連接板分為自由端和夾持端小板，小板尺寸為 100 mm × 60 mm×20 mm，螺栓規(guī)格為M12 高溫合金。

圖4 連接板外形 Fig.4 Outline of connection plate

防松形式為碟形墊片和溫度補(bǔ)償墊塊2 種形式，如圖5 所示。其中碟形墊片厚度有1.5 mm 和1 mm兩種規(guī)格，溫度補(bǔ)償塊為GH2036，厚度有15 mm 和12 mm 兩種規(guī)格。碟形墊片防松機(jī)理為：在螺栓緊固過(guò)程中，碟形墊片被壓平，當(dāng)由于溫度變化或者機(jī)械振動(dòng)導(dǎo)致預(yù)緊力松弛時(shí)，釋放勢(shì)能轉(zhuǎn)化為機(jī)械能，對(duì)螺栓預(yù)緊力進(jìn)行補(bǔ)償，使螺栓的預(yù)緊力始終保持在所需的范圍內(nèi)。溫度補(bǔ)償墊塊防松機(jī)理為：金屬螺栓與復(fù)合材料的熱膨脹系數(shù)不同，高溫下螺栓的熱變形量會(huì)大于復(fù)材連接板而發(fā)生預(yù)緊力松弛，溫度補(bǔ)償墊塊則是根據(jù)該特性選擇熱膨脹系數(shù)合適的高溫合金墊塊，補(bǔ)償由于溫度升高后螺栓與復(fù)材板變形量差值。

圖5 碟形墊片和溫度補(bǔ)償塊防松形式 Fig.5 Anti-loosening form of temperature compensation gasket and disc gasket

2.2 試驗(yàn)方案

對(duì)復(fù)合材料螺栓連接結(jié)構(gòu)進(jìn)行熱振動(dòng)防松試驗(yàn)，設(shè)計(jì)了如圖6 所示的試驗(yàn)系統(tǒng)。試驗(yàn)系統(tǒng)由加熱系統(tǒng)、振動(dòng)系統(tǒng)和測(cè)量系統(tǒng)組成。加熱系統(tǒng)由石英燈加熱器、可控硅、溫控系統(tǒng)等組成，用于模擬連接結(jié)構(gòu) 的溫度環(huán)境；振動(dòng)系統(tǒng)由航天希爾型號(hào) MPA712/ M544A 的5T 電動(dòng)振動(dòng)臺(tái)、UCON UT-9008 億恒振動(dòng)控制系統(tǒng)、PCΒ 加速度傳感器等組成，用于施加所需的振動(dòng)載荷；測(cè)量系統(tǒng)由K 形熱電偶溫度采集系統(tǒng)、Polytec 非接觸激光測(cè)量系統(tǒng)組成，用于測(cè)量溫度及非接觸激光位移。

試驗(yàn)過(guò)程中，固定端小板與振動(dòng)工裝連接，通過(guò)振動(dòng)臺(tái)施加振動(dòng)載荷，螺釘連接區(qū)域采用石英燈輻射加熱。為了使螺栓整體溫度穩(wěn)定，試驗(yàn)測(cè)量螺栓頭部t1、中部t2和尾部t3的溫度，加熱控制螺栓中部溫度t2。自由端小板采用非接觸激光測(cè)量振動(dòng)位移，溫度測(cè)點(diǎn)位置如圖7 所示。

圖7 溫度測(cè)量示意圖 Fig.7 Schematic diagram of temperature measurement

2.3 試驗(yàn)設(shè)計(jì)與流程

2.3.1 預(yù)緊力矩對(duì)頻率影響試驗(yàn)

正式熱振試驗(yàn)前，首先研究各連接方式下常溫螺栓預(yù)緊力對(duì)頻率的影響。試驗(yàn)采用的螺母為自鎖螺母，在擰入過(guò)程中，自鎖螺母存在一定的初始力矩。將正好能使2 塊板接觸上的力矩定義為自鎖螺母的初始力矩，在此基礎(chǔ)上，增加0、1、2、3、4、5、10、15、20 N·m，在每個(gè)預(yù)緊力矩下進(jìn)行量級(jí)為0.1g、頻率范圍為50～2 000 Hz、2 oct/min 掃頻速率的正弦掃頻。采用激光測(cè)振儀測(cè)量自由端小板頭部的1 階固有頻率，然后進(jìn)行3 min 隨機(jī)振動(dòng)，隨機(jī)振動(dòng)載荷依據(jù)結(jié)構(gòu)在工作狀態(tài)下的典型載荷譜確定，如圖8 所示。最后，采用0.1g掃頻測(cè)量經(jīng)歷隨機(jī)振動(dòng)之后連接板的1 階固有頻率。

圖8 振動(dòng)載荷譜 Fig.8 Vibration load spectrum

2.3.2 高溫振動(dòng)試驗(yàn)

在高溫振動(dòng)試驗(yàn)中，溫度條件分為常溫及100、200、300、400、500、650 ℃，共7 個(gè)溫度條件。振動(dòng)激勵(lì)載荷包括正弦掃頻和隨機(jī)振動(dòng)2 種，在試驗(yàn)前常溫、各溫度平衡階段、高溫隨機(jī)振動(dòng)試驗(yàn)前后對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行量級(jí)為0.1g的正弦掃頻。在650 ℃掃頻后，進(jìn)行3 min 隨機(jī)振動(dòng)，振動(dòng)載荷譜如圖8 所示。其中，正弦掃頻實(shí)施時(shí)機(jī)為螺栓整體在各溫度條件的熱平衡階段，即螺栓頭部、中部、尾部3 個(gè)位置的溫度均達(dá)到要求且熱平衡后，方可進(jìn)行掃頻試驗(yàn)。試驗(yàn)流程如圖9 所示。

圖9 高溫振動(dòng)試驗(yàn)流程 Fig.9 Test process of high temperature vibration

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 預(yù)緊力對(duì)頻率影響試驗(yàn)

對(duì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行建模，如圖10 所示。工裝材料為A3 鋼，連接板為C/C 材料。將連接結(jié)構(gòu)進(jìn)行剛性簡(jiǎn)化，連接板與螺釘設(shè)置為綁定約束，振動(dòng)工裝與振動(dòng)連接的孔為固定約束。為與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，采用ANSYS Workbench 仿真計(jì)算軟件進(jìn)行模態(tài)分析，模態(tài)計(jì)算結(jié)果如圖11 所示，試驗(yàn)件基頻為152.6 Hz。

圖10 試驗(yàn)三維模型 Fig.10 3D model of test

圖11 仿真計(jì)算結(jié)果 Fig.11 Simulation results

試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表1。可以看出，連接板之間存在個(gè)體差異，連接結(jié)構(gòu)在20 N·m 擰緊力矩下的平均基頻為155 Hz，與仿真計(jì)算結(jié)果相接近。連接結(jié)構(gòu)頻率與 預(yù)緊力的關(guān)系如圖12 所示。可以看出，預(yù)緊力從0增加到20 N·m，連接結(jié)構(gòu)的平均頻率變化為8.3%。2 種連接方式下預(yù)緊力對(duì)頻率變化的影響無(wú)明顯差異，并且發(fā)現(xiàn)，當(dāng)預(yù)緊力為0～5 N·m 時(shí)，結(jié)構(gòu)的頻率變化顯著，特別是從0 增加至1 N·m 時(shí)，多數(shù)結(jié)構(gòu)的頻率發(fā)生較大幅度變化。當(dāng)預(yù)緊力增加至 10 N·m 后，隨預(yù)緊力增加，結(jié)構(gòu)頻率基本不變。這是因?yàn)轭A(yù)緊力足夠大時(shí)，接觸面近乎粘合，結(jié)構(gòu)可近似為剛性連接，此時(shí)結(jié)構(gòu)頻率不再增加。常溫10.3g隨機(jī)振動(dòng)后，連接結(jié)構(gòu)的頻率變化小于3%，出現(xiàn)小幅度下降。從頻率變化上看，碟形墊片與溫度補(bǔ)償墊塊無(wú)明顯差異，2 種防松形式在常溫振動(dòng)環(huán)境下的防松效果接近。

表1 各連接方式預(yù)緊力對(duì)頻率的影響 Tab.1 Effects of pretension force on frequency of each connection method Hz

3.2 高溫振動(dòng)試驗(yàn)

連接板高溫合金螺栓的溫度測(cè)量如圖13 所示。可以看出，在每個(gè)溫度平臺(tái)段，高溫合金螺栓頭部、中部和尾部的溫度基本一致。試驗(yàn)掃頻工作在每個(gè)溫度平臺(tái)穩(wěn)定段進(jìn)行。

圖13 螺栓溫度測(cè)量曲線 Fig.13 Temperature measurement curve of bolt

試驗(yàn)件頻率隨溫度的變化見(jiàn)表2 和圖14。可以看出，碟形墊片防松形式在高于500 ℃時(shí)出現(xiàn)頻率下降現(xiàn)象，此時(shí)并未進(jìn)行高溫隨機(jī)振動(dòng)，可排除由于高溫隨機(jī)振動(dòng)對(duì)復(fù)材結(jié)構(gòu)造成損失引起的頻率下降，并在650 ℃高溫隨機(jī)振動(dòng)后，均出現(xiàn)試件松脫情況。溫度補(bǔ)償墊塊防松形式在升溫過(guò)程中均未出現(xiàn)頻率下 降現(xiàn)象，高溫隨機(jī)振動(dòng)后，頻率出現(xiàn)變化小于4.4%的小幅度下降情況，厚度為15、12 mm 的溫度補(bǔ)償塊防松效果無(wú)顯著差異。因此，溫度補(bǔ)償塊防松形式在高溫振動(dòng)環(huán)境下的防松效果明顯優(yōu)于碟形墊塊片。2 種防松形式在升溫過(guò)程中出現(xiàn)頻率升高情況是因?yàn)楦男訡/C 復(fù)合材料在溫度升高時(shí)彈性模量增加。

表2 各連接方式不同溫度環(huán)境下頻率變化 Tab.2 Frequency VS temperature of each connection mode Hz

圖14 各連接方式頻率與溫度關(guān)系 Fig.14 Frequency VS temperature of each connection mode

結(jié)合常溫隨機(jī)振動(dòng)后連接結(jié)構(gòu)頻率變化，表明2種防松形式僅在振動(dòng)載荷作用下時(shí)防松效果無(wú)顯著差異，但在高溫振動(dòng)環(huán)境下兩者的防松效果出現(xiàn)顯著差異。這說(shuō)明在高溫環(huán)境下，復(fù)合材料與高溫合金螺栓材料的熱膨脹系數(shù)不一致引起的熱適配問(wèn)題是導(dǎo)致螺栓松動(dòng)的主要原因。

4 結(jié)論

本文針復(fù)合材料與高溫合金螺栓連接結(jié)構(gòu)進(jìn)行了高溫振動(dòng)環(huán)境下的防松試驗(yàn)研究。采用頻率的變化作為連接是否松動(dòng)的判據(jù)，研究了常溫環(huán)境下螺栓預(yù)緊力對(duì)復(fù)合材料連接結(jié)構(gòu)固有頻率的影響，分別研究了在常溫和高溫振動(dòng)環(huán)境下溫度補(bǔ)償墊塊和碟形墊片2 種防松形式的防松效果。研究結(jié)果表明：

1）連接結(jié)構(gòu)的頻率隨著預(yù)緊力的增加而增大，當(dāng)預(yù)緊力增加到一定程度時(shí)，接觸面近乎粘合，結(jié)構(gòu)頻率基本不增加。

2）在常溫振動(dòng)環(huán)境下，采用溫度補(bǔ)償墊塊和碟形墊，2 種防松形式的防松效果接近；在高溫振動(dòng)環(huán)境下，溫度補(bǔ)償塊防松形式的防松效果明顯優(yōu)于碟形墊片防松形式。

3）高溫環(huán)境下，復(fù)合材料與高溫合金螺栓材料的熱膨脹系數(shù)不一致引起的熱適配問(wèn)題是導(dǎo)致的螺栓松動(dòng)的主要原因。