基于DFR法的螺栓連接件疲勞性能研究

陶雪菲 王 瑞 高玉魁 黃甫 陳禹錫

(1. 同濟(jì)大學(xué)航空航天與力學(xué)學(xué)院，上海 201804； 2. 同濟(jì)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，上海 201804；3. 上海市金屬功能材料開(kāi)發(fā)應(yīng)用重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200092； 4. 上海飛機(jī)設(shè)計(jì)研究院，上海 201210)

0 引言

航空科技是20世紀(jì)以來(lái)發(fā)展最為迅速、對(duì)人類(lèi)生產(chǎn)生活影響最大的科技領(lǐng)域之一。在民用飛機(jī)的設(shè)計(jì)過(guò)程中必須重點(diǎn)考慮結(jié)構(gòu)的耐久性問(wèn)題[1-3]，飛機(jī)上大量使用的螺栓等緊固件的結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)在服役過(guò)程中均屬于薄弱環(huán)節(jié)，在循環(huán)載荷的作用下易促進(jìn)疲勞裂紋在該處的萌生和擴(kuò)展，引發(fā)災(zāi)難性事故。連接件的靜強(qiáng)度和疲勞性能與材料固有力學(xué)性能、緊固件類(lèi)型、構(gòu)件的幾何形狀及表面狀態(tài)、制造加工工藝、服役環(huán)境等多因素有關(guān)，結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)疲勞設(shè)計(jì)的優(yōu)劣在很大程度上決定了整個(gè)飛機(jī)的使用安全性和疲勞強(qiáng)度的高低[4-7]。隨著飛機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范從傳統(tǒng)的靜強(qiáng)度設(shè)計(jì)向損傷容限設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)變，如何對(duì)螺栓連接件的疲勞性能進(jìn)行準(zhǔn)確評(píng)估從而提高飛機(jī)結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)的設(shè)計(jì)水平是目前科學(xué)研究和工程應(yīng)用中都亟待解決的關(guān)鍵問(wèn)題。

為提高飛機(jī)結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)效率與質(zhì)量，美國(guó)波音公司率先提出了細(xì)節(jié)疲勞額定值法(Detail fatigue rating，簡(jiǎn)稱DFR)作為民機(jī)的耐久性分析方法，該方法的可信度高、易于實(shí)施，現(xiàn)已被廣泛應(yīng)用于軍機(jī)、民機(jī)等結(jié)構(gòu)的抗疲勞設(shè)計(jì)中[8]。目前，國(guó)內(nèi)外已有很多研究者對(duì)細(xì)節(jié)疲勞額定值開(kāi)展了大量的研究工作。YAO Yuhong等人[6]采用雙點(diǎn)法測(cè)量并計(jì)算了TC4鈦合金的細(xì)節(jié)疲勞額定強(qiáng)度截止值(DFR cutoff)，且發(fā)現(xiàn)疲勞裂紋擴(kuò)展閾值隨應(yīng)力比的增加而減小，而疲勞裂紋擴(kuò)展速率卻與應(yīng)力比正相關(guān)。蘇運(yùn)來(lái)[9]、李耀[10]、姬浩[11]等人分別探究了噴丸處理對(duì)Al-Li-XX和2XXX鋁鋰合金、2024-T351鋁合金螺栓連接件以及2024鋁合金厚板疲勞性能的影響，并通過(guò)DFR法對(duì)噴丸后試驗(yàn)件疲勞性能的增益效果進(jìn)行表征。研究表明，噴丸引入的殘余壓應(yīng)力對(duì)疲勞裂紋萌生和擴(kuò)展過(guò)程的抑制以及表層組織細(xì)化對(duì)表層力學(xué)性能的提高是改善試驗(yàn)件疲勞抗力的主要原因。謝階棟等人[12]通過(guò)有限元模擬與試驗(yàn)驗(yàn)證相結(jié)合的方法研究了高鎖螺栓干涉量對(duì)連接件疲勞性能的影響，發(fā)現(xiàn)干涉配合可以顯著提高連接件的DFR值，且在一定范圍內(nèi)干涉量越大連接件的疲勞性能增益效果越明顯。張志楠[13]、HUANG Wei[2]等人基于理論分析、有限元模擬和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證分別分析了斜搭接試件和2A12鋁合金單搭接鉚接件的疲勞性能，驗(yàn)證了DFR理論分析方法的適用性。

但現(xiàn)有關(guān)于連接件細(xì)節(jié)疲勞額定值的研究多集中于單一幾何形狀的試樣，以及不同表面處理工藝對(duì)連接件疲勞性能的改善效果，并沒(méi)有考慮試驗(yàn)件厚度以及螺栓連接間隙等幾何因素對(duì)連接件疲勞品質(zhì)的影響。為此，本文采用DFR分析方法(試驗(yàn)加載譜為等幅循環(huán)譜，應(yīng)力比R=0.06，壽命控制在1.5×105循環(huán))對(duì)螺栓連接件的疲勞性能進(jìn)行定量評(píng)價(jià)，通過(guò)有限元模擬、理論分析和試驗(yàn)驗(yàn)證相結(jié)合的方法對(duì)不同厚度、不同間隙螺栓連接件的疲勞性能進(jìn)行對(duì)比分析，揭示試驗(yàn)件厚度和連接間隙對(duì)構(gòu)件疲勞性能的影響規(guī)律，可為螺栓連接件的耐久性分析提供參考。

1 有限元模型的建立與靜力計(jì)算

圖1 試驗(yàn)件有限元模型

為探究板材厚度以及連接間隙對(duì)7050-T7451鋁合金與40Cr鋼組成的螺栓連接件疲勞性能的影響規(guī)律，本研究先根據(jù)試驗(yàn)件的名義尺寸在ABAQUS 6.14有限元軟件中建立3種試驗(yàn)件的數(shù)值模型如圖1所示，3類(lèi)試驗(yàn)件的連接間隙(如圖2所示)分別為0.35 mm(01類(lèi)試驗(yàn)件)、0.15 mm(02類(lèi)試驗(yàn)件)、0.35 mm(03類(lèi)試驗(yàn)件)。試驗(yàn)件中上下兩塊均為7050-T7451鋁合金板材，中間為40Cr鋼板，螺栓采用的是Ti-6Al-4V鈦合金，各材料的基本力學(xué)性能參數(shù)如表1所示[14-15]，由于試驗(yàn)件所受載荷均在彈性范圍內(nèi)，故不考慮材料的塑性參數(shù)。

圖2 試驗(yàn)件連接間隙示意圖

表1 材料基本力學(xué)性能參數(shù)

試驗(yàn)件中螺栓桿與孔壁、螺栓頭和螺母與板材表面以及上下板材表面接觸位置的摩擦系數(shù)設(shè)置根據(jù)《ASM 金屬手冊(cè)第18卷——摩擦、潤(rùn)滑和磨損技術(shù)》確定。為了得到試驗(yàn)件在靜力載荷作用下關(guān)鍵部位的應(yīng)力分布，在3類(lèi)試驗(yàn)件右側(cè)夾持端的端面處均設(shè)置固定約束(U1=U2=U3=UR1=UR2=UR3=0)，左側(cè)夾持端只保留沿試驗(yàn)件軸向(x向)的自由度，且在左側(cè)端面中心處設(shè)置參考點(diǎn)便于施加軸向力。3類(lèi)試驗(yàn)件均在如圖2(a)所示的2號(hào)螺栓處施加預(yù)緊力，預(yù)緊力值根據(jù)圖紙要求為80 lbf·in～90 lbf·in。為了使螺栓接觸區(qū)的計(jì)算易于收斂，在載荷施加過(guò)程中分為兩個(gè)分析步，在第一個(gè)分析步中施加沿試驗(yàn)件軸向的0.1 mm位移載荷，在第二個(gè)分析步中去除位移載荷并施加軸向力。為保證計(jì)算精度同時(shí)提高計(jì)算效率，網(wǎng)格類(lèi)型均采用C3D8R六面體八節(jié)點(diǎn)縮減積分單元，經(jīng)網(wǎng)格收斂性檢驗(yàn)，試驗(yàn)件中間工作段的網(wǎng)格尺寸均為1 mm，夾持端的網(wǎng)格尺寸均為5 mm。通過(guò)計(jì)算得到3類(lèi)試驗(yàn)件的應(yīng)力云圖如圖3所示。

圖3 單向拉伸靜力計(jì)算應(yīng)力云圖

從應(yīng)力云圖可以發(fā)現(xiàn)，3類(lèi)試驗(yàn)件在兩個(gè)螺栓外側(cè)工作段的應(yīng)力較為均勻且鋁合金板和鋼板應(yīng)力均勻區(qū)的應(yīng)變值與理論計(jì)算結(jié)果基本一致，可以初步驗(yàn)證該有限元模型的可靠性。但連接件中兩個(gè)螺栓之間有較為明顯的應(yīng)力梯度(如圖3(a)、(c)、(e)所示)，這可能是由于兩個(gè)螺栓處的連接間隙不同，在拉伸過(guò)程中2號(hào)螺栓先與鋁合金板孔壁發(fā)生接觸，而1號(hào)螺栓與鋁合金板螺栓孔孔壁之間還存在間隙，在此過(guò)程中2號(hào)螺栓先受載且載荷值較大，造成局部較大的應(yīng)力集中，也使得兩個(gè)螺栓之間產(chǎn)生了較大的應(yīng)力梯度。同時(shí)由于鋁合金的強(qiáng)度低于鋼材，在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中易先發(fā)生破壞，故單獨(dú)提取試驗(yàn)件中的鋁合金板并觀察其應(yīng)力分布規(guī)律(如圖3(b)、(d)、(f)所示)。從應(yīng)力云圖可以發(fā)現(xiàn)，3類(lèi)連接件的危險(xiǎn)點(diǎn)均位于2號(hào)螺栓位置處的鋁合金板孔邊處，由于試驗(yàn)件幾何形狀和連接間隙的影響使得該處存在較為明顯的應(yīng)力集中，在外加載荷作用下該位置處承受的實(shí)際載荷顯著高于名義應(yīng)力，易萌生疲勞裂紋，導(dǎo)致試驗(yàn)件的損傷失效。

2 試驗(yàn)方法

2.1 靜力試驗(yàn)及有限元模型驗(yàn)證

為了進(jìn)一步確定有限元模型的準(zhǔn)確性，本研究對(duì)3種試驗(yàn)件進(jìn)行靜力試驗(yàn)，通過(guò)比較對(duì)應(yīng)位置的應(yīng)變值來(lái)驗(yàn)證有限元模型的可行性，擬貼應(yīng)變片位置示意圖如圖4所示。將試驗(yàn)件逐級(jí)加載至鋁合金板工作段的名義應(yīng)力達(dá)到100 MPa時(shí)，貼片位置的應(yīng)變模擬值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比如表2～表4所示。

表2 貼片位置應(yīng)變的模擬值與實(shí)測(cè)值

表4 貼片位置應(yīng)變的模擬值與實(shí)測(cè)值

從貼片位置的應(yīng)變值可以發(fā)現(xiàn)，有限元模擬和實(shí)驗(yàn)測(cè)試得到的兩個(gè)螺栓之間的9號(hào)位置的應(yīng)變差異略大。這可能主要有兩方面的原因：首先，兩個(gè)螺栓處的間隙不同，在受載過(guò)程中2號(hào)螺栓先與鋁合金板孔壁發(fā)生接觸開(kāi)始受載引起局部較大的應(yīng)力集中，而1號(hào)螺栓與鋁合金板孔壁之間還存在間隙，使得螺栓之間的應(yīng)變梯度較大，而實(shí)驗(yàn)過(guò)程中應(yīng)變片測(cè)得的是應(yīng)變片尺寸范圍內(nèi)的應(yīng)變平均值，與有限元模型中螺栓中間節(jié)點(diǎn)應(yīng)變的提取結(jié)果之間會(huì)存在一定的差異；其次，按照試驗(yàn)件圖紙要求螺栓預(yù)緊力有取值范圍并非定值，實(shí)際制造過(guò)程中每個(gè)試驗(yàn)件的預(yù)緊力值之間可能略有不同，這也是導(dǎo)致模擬與實(shí)驗(yàn)實(shí)測(cè)結(jié)果之間存在差異的原因。但是，這3類(lèi)試驗(yàn)件其他位置應(yīng)變的模擬值與實(shí)測(cè)值之間均吻合良好，相對(duì)差異較小，因而可以驗(yàn)證這3類(lèi)有限元模型的可靠性。

此外，通過(guò)靜力實(shí)驗(yàn)還可以測(cè)得3類(lèi)試驗(yàn)件右側(cè)2號(hào)螺栓的柔度系數(shù)分別為：1.614×10-5mm/N、1.048×10-5mm/N以及8.424×10-6mm/N，螺栓柔度可用于后續(xù)DFR載荷值的估算。

2.2 疲勞試驗(yàn)

本研究根據(jù)“HB 5287-1996 金屬材料軸向加載疲勞試驗(yàn)方法”和“HB 7110-1994 金屬材料細(xì)節(jié)疲勞額定強(qiáng)度截止值(DFR cutoff)試驗(yàn)方法”進(jìn)行疲勞試驗(yàn)。試驗(yàn)過(guò)程中應(yīng)力比為0.06，試驗(yàn)頻率選用15 Hz，壽命控制在1.5×105循環(huán)，試驗(yàn)波形為正弦波。以單塊鋁合金板孔邊破壞時(shí)傳力路徑改變作為試驗(yàn)終止條件，最終采用雙點(diǎn)法確定每一類(lèi)試驗(yàn)件的DFR值。

3 DFR載荷值估算

為了確定每一類(lèi)試驗(yàn)件的試驗(yàn)載荷，根據(jù)《民機(jī)結(jié)構(gòu)耐久性與損傷容限設(shè)計(jì)手冊(cè)》(下稱“手冊(cè)”)[16]進(jìn)行DFR值估算。根據(jù)試驗(yàn)件的靜力分析結(jié)果，其危險(xiǎn)點(diǎn)主要位于2號(hào)螺栓處的鋁合金板孔邊，因此對(duì)于有緊固件、有載荷傳遞的鋁合金受拉結(jié)構(gòu)，其DFR基本值DFRbase可根據(jù)式(1)和式(2)進(jìn)行計(jì)算：

DFRbase=121×1.0×Ψ

(1)

DFR=DFRbase·A·B·C·D·E·U·Rc

(2)

式中，A為孔填充系數(shù)；B為合金和表面處理系數(shù)；C為埋頭深度系數(shù)；D為材料疊層系數(shù)；E為螺栓夾緊系數(shù)；U為凸臺(tái)有效系數(shù)；Rc為構(gòu)件疲勞額定值系數(shù)；Ψ為載荷傳遞系數(shù)；對(duì)于螺栓連接件：

(3)

式中，R1為端部一排危險(xiǎn)緊固件載荷之和；S為端部一排危險(xiǎn)緊固件的間距；d為端部一排緊固件的平均直徑；t為端部一排緊固件處的板厚；P為總載荷。

此外，根據(jù)手冊(cè)可知側(cè)板和中板的柔度系數(shù)分別可用式(4)和式(5)進(jìn)行計(jì)算：

(4)

(5)

式中，F(xiàn)s為側(cè)板柔度系數(shù)；Fp為中板柔度系數(shù)；W為側(cè)板或中板的寬度；E為側(cè)板或中板的彈性模量。根據(jù)前述計(jì)算方法得到3類(lèi)試驗(yàn)件的DFR估算值如表5所示。

表5 試驗(yàn)件DFR估算值

4 結(jié)果與討論

根據(jù)第3節(jié)的載荷估算值分別對(duì)3類(lèi)試驗(yàn)件進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，當(dāng)試驗(yàn)件的疲勞壽命在1.5×105附近且破壞位置位于一塊鋁合金板螺栓孔的孔邊時(shí)，試驗(yàn)結(jié)果符合試驗(yàn)要求，這也說(shuō)明試驗(yàn)結(jié)果與有限元模擬的靜力計(jì)算危險(xiǎn)位置吻合。此時(shí)，可選用這一估算載荷作為雙點(diǎn)法的第一個(gè)載荷值進(jìn)行試驗(yàn)。

對(duì)于01類(lèi)試驗(yàn)件，在估算得到的60 MPa載荷下試做時(shí)，試驗(yàn)件的循環(huán)壽命超過(guò)106次時(shí)仍未發(fā)生破壞，故需提高載荷進(jìn)行試做。進(jìn)而選用75 MPa作為雙點(diǎn)法的第一個(gè)載荷值進(jìn)行試驗(yàn)，得到試驗(yàn)件的循環(huán)壽命為74 863次，試驗(yàn)終止原因是有一個(gè)鋁合金板在2號(hào)螺栓孔邊發(fā)生破壞，試驗(yàn)結(jié)果符合靜力計(jì)算規(guī)律和試驗(yàn)要求，故選用75 MPa作為01類(lèi)試驗(yàn)件的第一個(gè)載荷值。該載荷下的5根試驗(yàn)件失效破壞位置如圖5所示，5根試驗(yàn)件的疲勞壽命分別為：74 863次、142 324次、46 000次、108 647次、93 684次。

圖5 01類(lèi)試驗(yàn)件75 MPa載荷下失效破壞位置

假定試驗(yàn)件的疲勞壽命服從雙參數(shù)威布爾分布，其分布函數(shù)即為：

(6)

式中，β是特征壽命；α是形狀參數(shù)(對(duì)于所有鋁合金α=4)。根據(jù)手冊(cè)，先采用單點(diǎn)法確定01類(lèi)試驗(yàn)件在75 MPa載荷下具有95%置信度、95%可靠度的壽命N95/95：

(7)

式中，ST是試樣系數(shù)(對(duì)于等幅載荷ST=1.3)；Sc為置信系數(shù)(當(dāng)相同的破壞試件數(shù)n=5時(shí)，Sc=1.16)；SR為可靠性系數(shù)(對(duì)于鋁合金SR=2.1)；β是威布爾分布的特征壽命；當(dāng)有n個(gè)試驗(yàn)件全部破壞時(shí)有：

(8)

式中，Ni均為壽命數(shù)據(jù)。進(jìn)而計(jì)算試驗(yàn)件的細(xì)節(jié)疲勞額定值：

(9)

式中，對(duì)于鋁合金S=2，σmo=31 MPa。

根據(jù)單點(diǎn)法計(jì)算得到一組5根01類(lèi)試驗(yàn)件的DFR值為60.29 MPa，故第二個(gè)載荷值選用50 MPa進(jìn)行試驗(yàn)，得到試做的試驗(yàn)件疲勞壽命為1 507 592次，壽命周次較高，故需提高載荷進(jìn)行試做。當(dāng)選用60 MPa載荷進(jìn)行試做時(shí)，試驗(yàn)件鋁合金板在螺栓孔邊破壞時(shí)的循環(huán)周次為822 907次，符合試驗(yàn)要求，故選用60 MPa作為該類(lèi)試驗(yàn)件的第二個(gè)載荷值。該載荷下的5根試驗(yàn)件失效破壞位置如圖6所示，5根試驗(yàn)件的疲勞壽命分別為：822 907次、862 797次、821 004次、1 110 943次、134 435次。

圖6 01類(lèi)試驗(yàn)件60 MPa載荷下失效破壞位置

根據(jù)兩組試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果，采用雙點(diǎn)法計(jì)算01類(lèi)試驗(yàn)件的DFR值。同理可得01類(lèi)試驗(yàn)件在60 MPa載荷下的β和N95/95分別為：879 423.623 7和361 011.34。根據(jù)計(jì)算結(jié)果，在所受載荷和疲勞壽命的雙對(duì)數(shù)坐標(biāo)系中，75 MPa和60 MPa載荷下兩組疲勞試驗(yàn)對(duì)應(yīng)的兩個(gè)坐標(biāo)點(diǎn)分別為(4.643 887 6, 1.875 061 3)和(5.536 639 8, 1.778 151 3)，因此通過(guò)最小二乘法擬合得到的直線方程如式(10)所示，可得01類(lèi)試驗(yàn)件的DFR值為68.723 MPa。

lgσmax=-0.106 1·lgN+2.367 6

(10)

基于前述研究方法，同理選用90 MPa作為雙點(diǎn)法的第一個(gè)載荷值分別對(duì)02類(lèi)和03類(lèi)試驗(yàn)件進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，試驗(yàn)件的循環(huán)周次和破壞位置均符合試驗(yàn)要求，故可確定90 MPa可以作為02類(lèi)、03類(lèi)試驗(yàn)件雙點(diǎn)法的第一個(gè)載荷值。兩類(lèi)試驗(yàn)件在90 MPa載荷下的失效破壞位置分別如圖7和圖8所示。

圖7 02類(lèi)試驗(yàn)件90 MPa載荷下失效破壞位置

圖8 03類(lèi)試驗(yàn)件90 MPa載荷下失效破壞位置

02類(lèi)和03類(lèi)試驗(yàn)件在90 MPa下分別完成5根試驗(yàn)后通過(guò)單點(diǎn)法計(jì)算得到這兩類(lèi)試驗(yàn)件的DFR值分別為94.93 MPa和102.75 MPa，因此可選用110 MPa作為這兩類(lèi)試驗(yàn)件的第二個(gè)載荷值進(jìn)行試驗(yàn)。兩類(lèi)試驗(yàn)件在110 MPa載荷下試做時(shí)的疲勞壽命分別為84 037次和62 059次，且破壞位置均位于2號(hào)螺栓處的鋁合金板孔邊，與有限元靜力計(jì)算的危險(xiǎn)點(diǎn)位置吻合，試驗(yàn)結(jié)果符合試驗(yàn)要求。試驗(yàn)測(cè)試得到兩類(lèi)試驗(yàn)件在110 MPa載荷下的失效破壞位置分別如圖9和圖10所示。

圖9 02類(lèi)試驗(yàn)件110 MPa載荷下失效破壞位置

圖10 03類(lèi)試驗(yàn)件110 MPa載荷下失效破壞位置

觀察3類(lèi)試驗(yàn)件的破壞位置可以發(fā)現(xiàn)，3類(lèi)試驗(yàn)件受不同的載荷作用時(shí)均在2號(hào)螺栓孔邊發(fā)生破壞，裂紋從螺栓孔邊萌生；隨著循環(huán)過(guò)程的不斷進(jìn)行，裂紋沿垂直于外加載荷的方向擴(kuò)展，最終導(dǎo)致試驗(yàn)件的整體失效。結(jié)合前述分析方法，采用雙點(diǎn)法計(jì)算02類(lèi)、03類(lèi)試驗(yàn)件的DFR值，得到的計(jì)算結(jié)果如表6所示。根據(jù)前述研究結(jié)果，可得3類(lèi)試驗(yàn)件DFR的估算值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比如表7所示。

表6 02類(lèi)、03類(lèi)試驗(yàn)件雙點(diǎn)法DFR計(jì)算結(jié)果

表7 DFR估算值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比

從對(duì)比結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，DFR估算值與實(shí)驗(yàn)值之間吻合良好，相對(duì)差異均在10%以內(nèi)，說(shuō)明手冊(cè)中有緊固件傳載的受拉結(jié)構(gòu)DFR理論估算方法具有較好的工程適用性，可以較為準(zhǔn)確地計(jì)算不同厚度、不同間隙螺栓連接件的DFR值。從試驗(yàn)件連接間隙的角度來(lái)看，試驗(yàn)件的連接間隙會(huì)影響螺栓的受載情況，對(duì)于此類(lèi)試驗(yàn)件，在拉伸過(guò)程中2號(hào)螺栓先受載引起該處較大的應(yīng)力集中，最終導(dǎo)致連接件的疲勞失效；從試樣厚度的角度來(lái)看，隨著該類(lèi)試驗(yàn)件厚度的增加，鋁合金板所承受的附加彎矩增大，會(huì)影響孔邊的應(yīng)力分布，在一定程度上降低試驗(yàn)件的疲勞性能。

通過(guò)分析前述有限元模擬和疲勞試驗(yàn)結(jié)果可知，不同厚度、不同連接間隙試驗(yàn)件的疲勞性能與該連接件在單向載荷作用下的應(yīng)力集中程度有關(guān)，可用應(yīng)力集中系數(shù)來(lái)綜合評(píng)價(jià)試驗(yàn)件厚度、連接間隙等幾何因素的影響。根據(jù)第3節(jié)的應(yīng)力云圖，3類(lèi)試驗(yàn)件鋁合金板孔邊最大應(yīng)力與遠(yuǎn)場(chǎng)應(yīng)力之間的比值(即孔邊應(yīng)力集中系數(shù))如表8所示，構(gòu)件的DFR值隨其應(yīng)力集中系數(shù)的變化規(guī)律如圖11所示。采用最小二乘法擬合得到的擬合方程如式(11)所示。

表8 不同類(lèi)型試驗(yàn)件鋁合金板孔邊應(yīng)力集中系數(shù)

圖11 螺栓連接件DFR值隨Kt變化規(guī)律

DFR=-152.6×Kt+663.9

(11)

從圖11的變化規(guī)律來(lái)看，連接件厚度和連接間隙對(duì)試驗(yàn)件疲勞性能的影響主要通過(guò)鋁合金板的應(yīng)力集中系數(shù)起作用。隨著孔邊應(yīng)力集中系數(shù)的增加，螺栓連接件的疲勞性能下降，與一般的實(shí)驗(yàn)規(guī)律相符。這主要是由于局部應(yīng)力集中使得該部位所承受的實(shí)際載荷大于名義應(yīng)力，在循環(huán)載荷作用下，較大的局部應(yīng)力易于促進(jìn)裂紋的萌生和擴(kuò)展，從而導(dǎo)致構(gòu)件的早期失效，降低了連接件的疲勞強(qiáng)度。

5 結(jié)論

1)結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度可用于評(píng)定連接件及其所采用材料的抗疲勞性能，而不受載荷變化的影響，細(xì)節(jié)疲勞額定值是評(píng)價(jià)材料固有疲勞特征與結(jié)構(gòu)固有疲勞特征的重要參數(shù)。因此，DFR法成為了評(píng)估細(xì)節(jié)疲勞壽命最行之有效的方法之一。且理論分析方法對(duì)于不同厚度、不同連接間隙試驗(yàn)件的DFR值估算具有較好的適用性，可以預(yù)測(cè)不同類(lèi)型試驗(yàn)件的細(xì)節(jié)疲勞額定值。

2)根據(jù)載荷估算結(jié)果和試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果可知，由于試驗(yàn)件緊固件與孔壁之間存在間隙，且有的試驗(yàn)件夾持端可能有臺(tái)階，所以在估算該類(lèi)試驗(yàn)件的DFR值時(shí)應(yīng)注意合金和表面處理系數(shù)(B值)和凸臺(tái)有效系數(shù)(U值)的選取。

3)從整體趨勢(shì)來(lái)看，隨著鋁合金板孔邊應(yīng)力集中程度的增加，試驗(yàn)件的疲勞性能下降。試驗(yàn)件的DFR值與其應(yīng)力集中系數(shù)Kt之間近似符合線性關(guān)系，但本研究中線性函數(shù)的擬合效果并不是很好，數(shù)據(jù)點(diǎn)之間的線性度不高。這可能是由于不同類(lèi)型試驗(yàn)件的連接間隙使得試驗(yàn)結(jié)果之間的離散性較大，后續(xù)可選用不同厚度、不同間隙的連接件開(kāi)展進(jìn)一步的深入研究，使擬合結(jié)果的適應(yīng)性更廣。