航空發(fā)動機轉子螺栓連接工藝評估與修正策略研究*

歐陽蔚瑾，吳釗林，趙 兵

（青海大學，西寧 810016）

高速旋轉的轉子是航空發(fā)動機的核心部件，在裝配時可通過給轉子連接螺栓施加適當?shù)妮S向預緊力，來確保高速旋轉的轉子安全可靠運行[1-3]。轉子連接螺栓的疲勞強度與螺栓預緊力密切相關[4]，當螺栓預緊力較小時會對動載荷比較敏感，反之則對動載荷不敏感；但若螺栓預緊力過大，將會導致轉子連接結構承載力下降，尤其在極端載荷作用下會發(fā)生螺紋屈服、連接松弛，甚至導致螺栓斷裂失效；預緊力過小，將使轉子不能正常連接和運轉[5]。因此，迫切需要提升螺栓預緊力控制精度，改進航空發(fā)動機轉子螺栓連接擰緊工藝，并提出合理的工藝效果評價方法。

國內(nèi)外學者針對被連接件材質(zhì)與處理方式、表面結構、潤滑方式、擰緊次數(shù)等多種因素對螺栓擰緊預緊力影響進行了理論及試驗研究[6]。Nassar[7]和Zou[8]等通過試驗探討了螺紋副與支承面摩擦系數(shù)在表面存在差異、潤滑方式不同、擰緊速度變化及擰緊次數(shù)不同時的影響作用，進而得到了不同條件下螺栓預緊力的離散程度。劉曉石[9]以螺栓連接為研究對象，探究扭矩法對預緊力控制精度的影響。陳成軍等[10]研究了基于密封性的裝配工藝設計，通過監(jiān)測扭矩來控制預緊力。雖然應用扭矩法裝配螺栓具有操作簡單、裝配效率高等優(yōu)勢，但由于扭矩法受到多種因素的限制，螺栓預緊力存在散度較大、精度低的問題。沈斌等[11]提到扭矩法的部分缺點，但并未進行詳細修正。汪厚冰等[12]提出了一種螺栓連接軸向力的測試方案，設計了螺栓中應變片布置方案和測量段的結構，用連接試驗分別對此軸向力與應變關系的線性和重復性進行了測試研究，并將標定的測力螺栓的測量結果與軸向力理論計算結果、預緊力工程算法的計算結果進行了比較。齊艷華等[13]對螺栓連接狀態(tài)機理的研究現(xiàn)狀進行了分析，主要內(nèi)容包括結合面細微觀機理和結構非線性動力學理論，介紹了傳統(tǒng)的螺栓連接狀態(tài)直接測量技術，并分析了其測量精度不足和應用局限性等問題。Oliver等[14]探究了僅潤滑及無潤滑條件下不同擰緊速度對螺栓扭矩-預緊力關系的影響。Croccolo等[15]用試驗設計方法分析了不同條件對螺栓扭矩-預緊力關系的影響。Graboń等[16]在熱化學條件下分析擰緊過程中表面摩擦系數(shù)的變化。王桃英等[17]以大型起重機回轉支承高強螺栓裝配工藝為研究對象，通過試驗研究了潤滑位置對力矩-預緊力關系的影響，以提高螺栓連接的穩(wěn)定性和可靠性。李小強等[18]以TC4 鈦合金單螺栓為試驗對象，研究了擰緊方法、分步擰緊與擰緊速度對預緊力大小及穩(wěn)定性的影響，發(fā)現(xiàn)使用扭矩-轉角法、分步擰緊和提高轉速均可使預緊力的波動趨于平穩(wěn)，進而提高預緊力控制精度。

綜上研究發(fā)現(xiàn)，螺栓連接件自身差異、螺紋副配合面與被連接件支承面摩擦磨損的不穩(wěn)定都會造成摩擦系數(shù)的不確定，從而造成螺栓擰緊過程中扭拉轉化系數(shù)的不恒定，對螺栓預緊力精確控制產(chǎn)生不利影響。目前國內(nèi)航空發(fā)動機領域螺栓連接結構擰緊卻依然采用傳統(tǒng)的扭矩法，緊固力散差高達25% ～ 50%。部分原因在于針對航空發(fā)動機螺栓擰緊工藝方法的基礎研究基本空白，此外針對航空發(fā)動機螺栓連接結構類型、特種材料的擰緊參數(shù)研究也十分缺乏。本文結合航空發(fā)動機螺栓多次裝調(diào)工藝特性，設置裝配工藝差異條件，基于所搭建的法蘭連接盤模擬件開展了試驗研究，提出了基于扭矩法加載目標扭矩修正策略，開展了航空發(fā)動機轉子螺栓連接現(xiàn)有工藝與修正策略所得螺栓預緊力控制效果評估，從而為航空發(fā)動機轉子螺栓連接預緊力控制效果改進提供參考。

1 試驗設計

1.1 試件制備與裝置

本文截取了轉子法蘭螺栓典型連接段作為試驗對象，制作的精密法蘭連接盤模擬試驗件如圖1（a）所示。但為了便于在試驗機安裝測試以及控制試驗成本，將環(huán)形法蘭周向孔安裝邊等效成長條均布孔安裝邊，并制作了安裝邊原理試驗件如圖1（b）所示，均布13個φ10.5 mm大小孔位的高溫合金長板，其材質(zhì)和表面處理工藝與實際裝配時的真實法蘭安裝邊接觸條件一致，均精密磨削后再經(jīng)過噴丸強化處理。螺紋緊固件為國軍標航空專用螺栓套件 （圖1（c）），包括D型頭螺栓，以及與之配合使用的花鍵螺母。螺栓、螺母規(guī)格為MJ10，材料分別為GH159和GH738，制造標準參考QJ/27G.02.10—96；螺紋緊固件由東方藍天鈦金科技有限公司提供制作[19]。

圖1 試驗部件Fig.1 Test parts

試驗潤滑劑選用D-321R干膜潤滑劑，這是一種室溫固化快干型減摩擦涂層，能夠有效降低并控制接觸表面的摩擦，被廣泛應用于螺栓裝配領域。本文還專門設計制作了D型頭螺栓輔助工裝和十二花鍵螺母銜接套筒輔助工裝，如圖2所示。

圖2 輔助工裝Fig.2 Auxiliary tooling

圖3為螺紋摩擦試驗設備，由德國SCHATZ螺紋扭拉試驗機和超聲緊固力測量系統(tǒng)構成模擬裝配環(huán)境。螺紋扭拉試驗機可以對加載扭矩、端面摩擦扭矩進行測量，以及實現(xiàn)對超聲波測力系統(tǒng)的緊固力標定。扭矩和力傳感器通過智能數(shù)據(jù)采集分析儀接入到上位機進行總扭矩、支承摩擦扭矩以及緊固力的測量，扭矩量程范圍為5～200 N·m，精度指標為0.5 N·m，力傳感器量程為12～120 kN，精度指標為0.1 kN。

1.2 試驗方案

試驗設置了充分潤滑、僅潤滑螺栓、僅潤滑螺母和無潤滑4種潤滑條件，每種條件各選取5樣本開展重復加載試驗，且每次加載試驗后的試驗件放入無水乙醇中進行超聲清洗冷卻，然后再次按潤滑條件要求涂抹潤滑劑后，才能進行后續(xù)加載。具體試驗方案如表1所示。

表1 試驗方案Table 1 Experimental scheme

首先，隨機選取同批次螺栓的5個樣本，在螺紋緊固性能試驗機上標定批次螺栓的性能，取得螺栓預緊力加載區(qū)間，并把該區(qū)間作為加載時的判定的條件，完成20個螺栓螺母樣本的試驗，共進行300次擰緊工藝試驗，整理該批次螺紋緊固件與不同工藝條件下的試驗數(shù)據(jù)。然后對數(shù)據(jù)進行處理，目標扭矩的提取計算流程如圖4所示。

圖4 目標扭矩提取流程Fig.4 Target torque extraction process

基于航空發(fā)動機轉子裝配現(xiàn)階段仍然采用扭矩法加載，為了便于推進工程應用，提出在不額外增加任何工藝裝備的前提下，采用扭矩修正策略尋求對航空發(fā)動機轉子螺栓連接預緊力控制能力的提升。本文所探索的扭矩修正策略按修正繁簡程度的不同，依次分為：不區(qū)分工藝條件下進行1次目標扭矩修正、區(qū)分不同潤滑條件下各進行1次目標扭矩修正和區(qū)分不同擰緊次數(shù)下各進行5次目標扭矩修正3種修正策略。扭矩修正策略執(zhí)行步驟如下：

（1）試驗獲取任意時刻預緊力F/扭矩T及轉角的對應數(shù)據(jù)集；

（2）利用數(shù)理統(tǒng)計方法，計算不同加載條件下螺栓預緊力均值及其散度；

（3）不區(qū)分工藝條件下，提取擬合目標扭矩值T1；

（4）區(qū)分不同潤滑條件，提取擬合目標扭矩值T2；

（5）區(qū)分不同擰緊次數(shù)，提取擬合目標扭矩值T3。

2 結果分析與評價

根據(jù)Motosh[20]提出的模型可導出普通三角螺紋扭矩系數(shù)k的理論表達式為

式中，p為螺距；d為螺紋公稱直徑；β為牙型半角；rth、rb分別為螺紋等效摩擦半徑和支承面等效摩擦半徑；μth、μb分別為螺紋摩擦系數(shù)和支承面摩擦系數(shù)。

理論上，式 （1）中任意參數(shù)變化都會導致扭矩系數(shù)k發(fā)生變化，但對于確定規(guī)格的螺栓而言，式 （1）中d為常數(shù)。p、rth、rb在螺栓正常擰緊過程中可能會因螺牙受力變形產(chǎn)生微小變化，由此引發(fā)扭矩系數(shù)k發(fā)生一定變化，而μb、μth兩個參數(shù)則會隨潤滑差異或擰緊次數(shù)不同產(chǎn)生較大差異，造成扭矩系數(shù)k發(fā)生較大變化。再考慮到試驗研究所采用的螺母為航空發(fā)動機專用的收口自鎖結構，自身存在收口自鎖扭矩Ts，因此扭拉關系轉化公式需修正為

螺母自鎖量在多次擰緊過程中也會發(fā)生一定的塑性回彈，造成收口自鎖扭矩Ts隨擰緊次數(shù)增加而減小，從而也會對扭矩系數(shù)k產(chǎn)生一定的影響。上述因素均會在扭矩法加載中造成螺栓預緊力差異。

2.1 現(xiàn)行加載方法試驗結果

航空發(fā)動機轉子裝配螺栓連接現(xiàn)行扭矩法采用52 N·m的扭矩進行加載，加載扭矩所得螺栓預緊力如圖5所示。

圖5 現(xiàn)行加載方法52 N·m扭矩加載試驗數(shù)據(jù)Fig.5 Current loading method 52 N·m torque loading experimental data

對不同潤滑條件、不同次數(shù)試驗結果進行統(tǒng)計學分析，求第1～5次的螺栓預緊力平均值及方差，平均值為5組螺栓螺母組合在特定次數(shù)下的平均值，可衡量距離目標預緊力的遠近，方差可衡量其離散程度。其平均值和方差如表2所示，無潤滑組方差值較大，充分潤滑組、僅潤滑螺栓組、僅潤滑螺母組的方差值總體上低于10。

表2 現(xiàn)行加載方法螺栓預緊力平均值及方差Table 2 Average value and variance of bolt pretension by current loading methods

其偏離30 kN百分比如圖6所示（計算如下：偏離30 kN目標預緊力=|平均值-30|/30×100%）。圖6可以看出，充分潤滑組偏離程度大，數(shù)值高；僅潤滑螺栓組與僅潤滑螺母組在中間3次擰緊時變換較為緩和；而充分潤滑組與無潤滑組呈上升趨勢。但是總體而言，加載所得的預緊力偏離目標預緊力20%以上，可見現(xiàn)行加載方法具有很大的誤差，需進行修正。

圖6 現(xiàn)行加載方法偏離目標預緊力百分比Fig.6 Percentage of current loading deviation from target preload

2.2 修正結果分析

不額外增加任何工藝裝備的前提下，即可實現(xiàn)該工藝的工程應用。

2.2.1 修正策略一

以充分潤滑30 kN目標預緊力對應的輸入扭矩40 N·m為標定，40 N·m扭矩對應的不同潤滑條件、不同次數(shù)下的螺栓預緊力平均值及方差如表3所示。修正策略一對螺栓預緊力的離散度有一定的修正作用，由表3可知，螺栓預緊力離散度較現(xiàn)行加載有所下降，但修正效果不明顯。偏離30 kN目標預緊力百分比僅在充分潤滑、僅潤滑螺母條件下得到改善，尤其在僅潤滑螺母條件下，不僅有較小的離散度，還有較為穩(wěn)定的預緊力，僅潤滑螺栓組與無潤滑組的偏離程度較現(xiàn)有的加載方法有所下降。總之，修正策略一可在充分潤滑、僅潤滑螺母條件下進行修正。圖7為3種修正策略所得結果偏離目標預緊力百分比。其中，修正策略一的偏離30 kN目標預緊力百分比如圖7（a）所示。

表3 修正策略一所得螺栓預緊力平均值及方差Table 3 Average value and variance of bolt pretension by the correction method 1

圖7 3種修正策略所得結果偏離目標預緊力百分比Fig.7 Percentage of preload deviation from target of three correction strategies

2.2.2 修正策略二

標定不同潤滑條件第1次擰緊對應扭矩為輸入扭矩，分別為：充分潤滑組扭矩40 N·m、僅潤滑螺母組42.25 N·m、僅潤滑螺栓組58 N·m、無潤滑組51 N·m。以不同潤滑條件的標定扭矩進行加載，其螺栓預緊力平均值及方差如表4所示。可知，修正策略二相較于修正策略一，其螺栓預緊力的方差并未有所降低。偏離30 kN目標預緊力百分比在僅潤滑螺栓條件下有所改善；在充分潤滑條件下，偏離程度不變；在僅潤滑螺母條件下，偏離程度則有所下降；在無潤滑條件下，仍不如現(xiàn)行加載方法。修正策略二偏離目標預緊力百分比如圖7（b）所示?？傊?，修正策略二可在充分潤滑、僅潤滑螺母條件下進行修正。

表4 修正策略二所得螺栓預緊力平均值及方差Table 4 Average value and variance of bolt pretension by the correction method 2

2.2.3 修正策略三

標定每種潤滑條件下的一組連接組合的5次擰緊對應扭矩為輸入扭矩。以標定扭矩在不同潤滑條件和不同擰緊次數(shù)下對應形式進行加載，其螺栓預緊力平均值及方差如表5所示?？芍噍^于修正策略二，其螺栓預緊力的方差并未有所改善；偏離30 kN目標預緊力百分比在充分潤滑、僅潤滑螺栓、無潤滑條件下得到明顯的改善。修正策略三偏離目標預緊力百分比如圖7（c）所示。

表5 修正策略三所得螺栓預緊力平均值及方差Table 5 Average value and variance of bolt pretension by the correction method 3

2.3 修正效果評估與討論

不同潤滑條件下的效果對比如圖8所示。在充分潤滑條件下，現(xiàn)行加載方法有較大的偏離程度，修正策略一、二、三均有較為理想的效果。如圖8（a）所示，修正策略一、二相對于現(xiàn)行加載方法，效果提升30%左右；修正策略三效果最為突出，其偏離30 kN目標預緊力在5%左右?？梢姡浞譂櫥?，修正策略一、二、三均較為適用，尤其是修正策略三，效果最優(yōu)。

圖8 不同潤滑條件下的效果對比Fig.8 Effect comparison unde diffeent lubrication conditions

在僅潤滑螺母條件下，3種修正策略對于現(xiàn)行加載方法均有較高的提升。如圖8（b）所示，修正策略一相對于修正策略二、三，其偏離程度最低，偏離程度在2.5%左右；修正策略二次之，在7.5%左右；修正策略三在10%左右?？梢姡趦H潤滑螺母條件下，修正策略一最優(yōu)。

在僅潤滑螺栓條件下，現(xiàn)行加載方法與3種修正策略均有較小的偏離程度。如圖8（c）所示，相對于現(xiàn)行加載方法，修正策略二、三有所提升，修正策略三最優(yōu)，偏離程度約10%左右；修正策略二次之，修正策略一有所下降?？梢?，在僅潤滑螺栓條件下，修正策略二、三效果突出。

如圖8（d）所示，在無潤滑條件下，現(xiàn)行加載方法與3種修正策略均有較大偏差。只有修正策略三優(yōu)于現(xiàn)行加載，其偏離程度約20%。因此，可通過修正策略三來提升無潤滑條件下的螺栓預緊力偏離程度。

取充分潤滑、僅潤滑螺母、僅潤滑螺栓、無潤滑4組條件下的每次擰緊效果進行評價，共5次，每次20個樣本，其偏離程度如圖9所示?？梢?，在部分潤滑條件下，修正策略三最優(yōu)，約1.23%左右；修正策略二次之，約8.03%；修正策略一約14.79%，比現(xiàn)行加載方法的13.25%離散度還要高，暫不建議使用。

圖9 整體效果對比Fig.9 Overall effect compariso

3 結論

本文針對航空發(fā)動機轉子螺栓擰緊在不同潤滑條件下進行了3種扭矩修正策略分析，得出如下3條結論。

（1）不同潤滑條件下3種扭矩修正策略所得螺栓預緊力偏離目標預緊力的程度有所差異；充分潤滑和僅潤滑螺栓條件下，最理想的扭矩修正策略為修正策略三；僅潤滑螺母條件下為修正策略二。

（2）同一扭矩修正策略對不同潤滑條件修正差異明顯。現(xiàn)行加載扭矩、修正策略一扭矩、修正策略二扭矩在充分潤滑和無潤滑條件下，所得螺栓預緊力偏離目標預緊力的程度呈線性升高趨勢；僅潤滑螺栓和僅潤滑螺母條件下，所得螺栓預緊力偏離目標預緊力的程度變化較為平穩(wěn)。

（3）螺栓預緊力的方差在3種扭矩修正策略下并無明顯提升，3種扭矩修正策略對無潤滑條件的修正效果均不理想，無潤滑條件下所得螺栓預緊力偏差離散度最大。

研究表明航空發(fā)動機轉子螺栓擰緊安裝過程中扭矩系數(shù)會因不同潤滑條件、擰緊次數(shù)差異而發(fā)生顯著變化，采用現(xiàn)行固定扭矩值加載，無法獲得比較理想的目標預緊力值。在真實裝配場景中，并不能清晰辨別出潤滑程度，從而做出適度的扭矩修正，但可以根據(jù)修正策略所得趨勢，給出以下4點建議：

（1）要考慮收口螺母自鎖力矩會隨重復擰緊次數(shù)而發(fā)生的改變；

（2）針對螺栓擰緊次數(shù)做目標扭矩修正對照表，對不同擰緊次數(shù)加載扭矩做出明確區(qū)分；

（3）在更換潤滑劑或螺栓 （螺母）批次的時候，要重新做扭矩加載試驗，進行目標扭矩標定；

（4）盡量避免干摩擦，也就是無潤滑情況的出現(xiàn)。