復合材料與高溫合金螺栓連接結構高溫振動 防松試驗研究

邱恒斌，劉曉華，肖乃風，武小峰，陳璐

（1.北京強度環境研究所，北京 100076；2.空間物理重點實驗室，北京 100076）

復合材料因其耐高溫、比強度高、比剛度高、密度小等特點，目前廣泛應用于航空航天領域。由于成形工藝技術水平的限制，復合材料不可避免地需要通過連接技術連為整體[1]。應用較多的連接方式包括機械連接、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、便于重復拆裝及使用維護簡單等優點，是目前航天領域復合材料結構的主要連接形式[6-7]。

松動失效是螺栓連接結構最常見的失效模式，國內外學者對復合材料螺栓連接結構的防松性能進行了試驗研究。郝秉磊等[8]對C/SiC 陶瓷基復合材料連接件進行了不同預緊力矩下的常溫防松性能研究。張振等[9]對碳纖維/環氧復合材料螺栓連接結構進行了定頻振動疲勞試驗，研究了其預緊力松弛的影響因素。上述試驗多在常溫振動環境下進行，但航天飛行器一般在高溫振動環境下工作[10]，高溫會改變連接結構的熱物性質，影響其防松性能[11]。因此，僅通過常溫狀態的防松試驗數據推定其高溫的工作狀態是不合適的，需要開展復合材料連接結構在高溫振動環境下的防松性能研究。

目前，針對高溫振動環境下復合材料連接結構的防松性能試驗，大多采用復合材料螺栓。曹芝腑等[12]采用二倍頻與基頻的振動幅值比值作為松動特性評判的特征量，研究了復合材料螺釘連接件在高溫振動環境下的松動特性。王旻睿等[13]以固有頻率的下降幅度作為松動評判依據，研究了高溫膠、復材沉頭螺栓等形式在高溫振動環境下的防松效果。閔昌萬等[14]建立了一種高溫條件下通過動力學試驗獲取結構連接剛度的技術途徑。然而復合材料的剪切性能較差，螺牙易被拉脫，導致螺桿抗拉性能降低[15]。高溫合金螺栓作為復合材料熱結構連接螺栓，具有諸多優勢。高溫合金螺栓與復合材料的機械連接在航空結構中已得到了較成熟的應用[16-17]，但金屬螺栓作為熱結構的連接件時存在一定困難，需要解決高溫下兩者熱膨脹系數不一致導致的螺栓松動問題[18]。針對該問題，目前國內開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合材料熱結構連接件時因材料熱膨脹系數不同導致的熱適配問題，提出了一種熱適配螺栓設計方法。張中原等[20-21]設計了一種新型分體式金屬螺栓，以解決高溫合金連接復合材料結構時的熱膨脹不適配問題。上述文獻為解決金屬螺栓與復合材料的熱適配問題提供了思路，但并未研究其在高溫振動環境下的防松性能。

本文進行了高溫振動環境下復合材料與金屬螺栓連接結構防松試驗研究，推導了連接結構預緊力與固有頻率的關系，研究了常溫振動環境下金屬螺栓預緊力對復合材料連接結構固有頻率的影響。針對溫度補償墊塊和碟形墊片2 種防松形式，在高溫振動環境下開展熱了防松效果試驗研究。

1 連接結構振動特性理論

1.1 接觸剛度

采用高溫合金螺栓連接的2 個復合材料連接板會形成接觸區域。為定性分析接觸剛度對試驗件頻率的影響，采用赫茲接觸理論進行分析，將2 球體接觸等效為一個剛性半球體和一個彈性平面的接觸[22]，如圖1所示。

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

簡化后的等效彈性模量為：

式中：v1、v2和E1、E2分別為2 個接觸微凸體的泊松比和彈性模量。

當微凸體變形較小，即δ＜δc時，微凸體變形處于完全彈性變形，單個微凸體的接觸面積為：

單個微凸體的法向載荷為：

單個微凸體的法向接觸剛度為[23]：

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

式中：C為表面特征參數確定時ke中的常數；f(P)為有載荷確定的函數。

根據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；An為名義接觸面積；N為微凸體的數目；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]。對單個微凸體的法向接觸剛度積分，可以得到整個接觸面的法向接觸剛度：

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

1.2 連接結構振動方程

復合材料與高溫合金螺栓連接結構如圖2 所示。將連接結構的接觸區域離散為一系列接觸單元，每個接觸單元上的接觸效應可用剛度系數為kn的分布彈簧來表征，這樣連接結構可簡化為由分布彈簧單元連接的結構，如圖3 所示。通過式（7）可計算整個接觸面的法向接觸剛度kj。

圖2 連接結構 Fig.2 Schematic diagram of connection structure

圖3 連接結構簡化 Fig.3 Simplified schematic diagram of connection structure

因此可以得到整體連接結構的振動方程為：

式中：k為連接結構的整體剛度，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為質量系數；c為阻尼系數。

可得到整體連接結構的固有頻率為：

由此可見，連接結構的接觸剛度與接觸載荷呈正相關。因此，隨著高溫合金螺栓預緊力的增加，試驗件的頻率會增加，這與現有試驗研究結果[25]相符，可將試驗件頻率變化作為試驗件松動的判據。

2 試驗研究

試驗以復合材料改性C/C 連接結構為試驗對象，研究了試件在常溫及高溫振動環境下防松性能。防松形式為碟形墊片和溫度補償墊塊2 種形式。

2.1 試件參數

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兩種規格，溫度補償塊為GH2036，厚度有15 mm 和12 mm 兩種規格。碟形墊片防松機理為：在螺栓緊固過程中，碟形墊片被壓平，當由于溫度變化或者機械振動導致預緊力松弛時，釋放勢能轉化為機械能，對螺栓預緊力進行補償，使螺栓的預緊力始終保持在所需的范圍內。溫度補償墊塊防松機理為：金屬螺栓與復合材料的熱膨脹系數不同，高溫下螺栓的熱變形量會大于復材連接板而發生預緊力松弛，溫度補償墊塊則是根據該特性選擇熱膨脹系數合適的高溫合金墊塊，補償由于溫度升高后螺栓與復材板變形量差值。

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

2.2 試驗方案

對復合材料螺栓連接結構進行熱振動防松試驗，設計了如圖6 所示的試驗系統。試驗系統由加熱系統、振動系統和測量系統組成。加熱系統由石英燈加熱器、可控硅、溫控系統等組成，用于模擬連接結構 的溫度環境；振動系統由航天希爾型號 MPA712/ M544A 的5T 電動振動臺、UCON UT-9008 億恒振動控制系統、PCΒ 加速度傳感器等組成，用于施加所需的振動載荷；測量系統由K 形熱電偶溫度采集系統、Polytec 非接觸激光測量系統組成，用于測量溫度及非接觸激光位移。

試驗過程中，固定端小板與振動工裝連接，通過振動臺施加振動載荷，螺釘連接區域采用石英燈輻射加熱。為了使螺栓整體溫度穩定，試驗測量螺栓頭部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量振動位移，溫度測點位置如圖7 所示。

圖7 溫度測量示意圖 Fig.7 Schematic diagram of temperature measurement

2.3 試驗設計與流程

2.3.1 預緊力矩對頻率影響試驗

正式熱振試驗前，首先研究各連接方式下常溫螺栓預緊力對頻率的影響。試驗采用的螺母為自鎖螺母，在擰入過程中，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，在此基礎上，增加0、1、2、3、4、5、10、15、20 N·m，在每個預緊力矩下進行量級為0.1g、頻率范圍為50～2 000 Hz、2 oct/min 掃頻速率的正弦掃頻。采用激光測振儀測量自由端小板頭部的1 階固有頻率，然后進行3 min 隨機振動，隨機振動載荷依據結構在工作狀態下的典型載荷譜確定，如圖8 所示。最后，采用0.1g掃頻測量經歷隨機振動之后連接板的1 階固有頻率。

圖8 振動載荷譜 Fig.8 Vibration load spectrum

2.3.2 高溫振動試驗

在高溫振動試驗中，溫度條件分為常溫及100、200、300、400、500、650 ℃，共7 個溫度條件。振動激勵載荷包括正弦掃頻和隨機振動2 種，在試驗前常溫、各溫度平衡階段、高溫隨機振動試驗前后對結構進行量級為0.1g的正弦掃頻。在650 ℃掃頻后，進行3 min 隨機振動，振動載荷譜如圖8 所示。其中，正弦掃頻實施時機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 個位置的溫度均達到要求且熱平衡后，方可進行掃頻試驗。試驗流程如圖9 所示。

圖9 高溫振動試驗流程 Fig.9 Test process of high temperature vibration

3 試驗結果及分析

3.1 預緊力對頻率影響試驗

對試驗模型進行建模，如圖10 所示。工裝材料為A3 鋼，連接板為C/C 材料。將連接結構進行剛性簡化，連接板與螺釘設置為綁定約束，振動工裝與振動連接的孔為固定約束。為與試驗結果進行對比，采用ANSYS Workbench 仿真計算軟件進行模態分析，模態計算結果如圖11 所示，試驗件基頻為152.6 Hz。

圖10 試驗三維模型 Fig.10 3D model of test

圖11 仿真計算結果 Fig.11 Simulation results

試驗結果見表1。可以看出，連接板之間存在個體差異，連接結構在20 N·m 擰緊力矩下的平均基頻為155 Hz，與仿真計算結果相接近。連接結構頻率與 預緊力的關系如圖12 所示。可以看出，預緊力從0增加到20 N·m，連接結構的平均頻率變化為8.3%。2 種連接方式下預緊力對頻率變化的影響無明顯差異，并且發現，當預緊力為0～5 N·m 時，結構的頻率變化顯著，特別是從0 增加至1 N·m 時，多數結構的頻率發生較大幅度變化。當預緊力增加至 10 N·m 后，隨預緊力增加，結構頻率基本不變。這是因為預緊力足夠大時，接觸面近乎粘合，結構可近似為剛性連接，此時結構頻率不再增加。常溫10.3g隨機振動后，連接結構的頻率變化小于3%，出現小幅度下降。從頻率變化上看，碟形墊片與溫度補償墊塊無明顯差異，2 種防松形式在常溫振動環境下的防松效果接近。

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

3.2 高溫振動試驗

連接板高溫合金螺栓的溫度測量如圖13 所示。可以看出，在每個溫度平臺段，高溫合金螺栓頭部、中部和尾部的溫度基本一致。試驗掃頻工作在每個溫度平臺穩定段進行。

圖13 螺栓溫度測量曲線 Fig.13 Temperature measurement curve of bolt

試驗件頻率隨溫度的變化見表2 和圖14。可以看出，碟形墊片防松形式在高于500 ℃時出現頻率下降現象，此時并未進行高溫隨機振動，可排除由于高溫隨機振動對復材結構造成損失引起的頻率下降，并在650 ℃高溫隨機振動后，均出現試件松脫情況。溫度補償墊塊防松形式在升溫過程中均未出現頻率下 降現象，高溫隨機振動后，頻率出現變化小于4.4%的小幅度下降情況，厚度為15、12 mm 的溫度補償塊防松效果無顯著差異。因此，溫度補償塊防松形式在高溫振動環境下的防松效果明顯優于碟形墊塊片。2 種防松形式在升溫過程中出現頻率升高情況是因為改性C/C 復合材料在溫度升高時彈性模量增加。

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

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

結合常溫隨機振動后連接結構頻率變化，表明2種防松形式僅在振動載荷作用下時防松效果無顯著差異，但在高溫振動環境下兩者的防松效果出現顯著差異。這說明在高溫環境下，復合材料與高溫合金螺栓材料的熱膨脹系數不一致引起的熱適配問題是導致螺栓松動的主要原因。

4 結論

本文針復合材料與高溫合金螺栓連接結構進行了高溫振動環境下的防松試驗研究。采用頻率的變化作為連接是否松動的判據，研究了常溫環境下螺栓預緊力對復合材料連接結構固有頻率的影響，分別研究了在常溫和高溫振動環境下溫度補償墊塊和碟形墊片2 種防松形式的防松效果。研究結果表明：

1）連接結構的頻率隨著預緊力的增加而增大，當預緊力增加到一定程度時，接觸面近乎粘合，結構頻率基本不增加。

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

3）高溫環境下，復合材料與高溫合金螺栓材料的熱膨脹系數不一致引起的熱適配問題是導致的螺栓松動的主要原因。