扭緊力矩對SWRM10K螺栓疲勞性能影響的研究

摘 要：對扭緊力矩分別為0、12.5、22.0、29.5和35.0 Nm的SWRM10K鋼螺栓進行軸向加載疲勞實驗，獲取螺栓的疲勞S-N數(shù)據(jù)。對比不同扭緊力矩下螺栓疲勞S-N特性，分析扭緊力矩對螺栓疲勞性能的影響。采用SEM觀察螺栓試樣的斷口形貌，結(jié)合EDS分析裂紋萌生區(qū)元素分布，揭示螺栓疲勞斷裂的規(guī)律。研究結(jié)果表明：增加扭緊力矩能有效提升該螺栓疲勞極限，但增加到一定程度提升效果明顯下降，扭緊力矩值接近29.5 Nm較為合理。在該扭緊力矩下，螺栓疲勞極限為141 MPa，與未施加扭緊力矩相比提升了62.1%。螺栓疲勞斷口分為3個區(qū)域：裂紋萌生區(qū)、擴展區(qū)和瞬間斷裂區(qū)。在高應(yīng)力幅下，裂紋萌生于試樣表面，由晶體滑移引起；在低應(yīng)力幅下，裂紋同樣萌生于試樣表面，但由晶體滑移或夾雜物引起。

關(guān)鍵詞：扭緊力矩；螺栓；疲勞；S-N特性；斷口形

中圖分類號：" 文獻標志碼：A" 文章編號：1671-5276（2024）05-0027-06

Study on Effect of Tightening Torque on Fatigue Properties of SWRM10K Steel Bolts

Abstract：Axial loading fatigue tests were carried out on SWRM10K steel bolts with tightening torque of 0， 12.5， 22.0， 29.5 and 35.0 Nm respectively， and the fatigue S-N data of the bolts were obtained. By comparing the S-N characteristics under different tightening torque， the fatigue performance of bolts was analyzed. The fracture morphology of the bolt sample was observed by SEM， and the element distribution in the crack initiation zone was analyzed by EDS， revealing the rule of fatigue fracture of the bolt. The research results show that increasing the tightening torque can effectively improve the fatigue limit of the bolt， but as the increase goes to a certain extent， the lifting effect obviously deminishes， and the tightening torque value close to 29.5 Nm is more reasonable. Under this tightening torque， the fatigue limit of the bolt is 141 MPa， which is 62.1% higher than that without tightening torque. Fatigue fracture surfaces of the bolts are divided into three regions： crack initiation region， crack propagation region and instant fracture region. Under high stress amplitude， crack initiation occurs on the specimen surface caused by crystal slip， while under low stress amplitude， crack initiation occurs on the surface caused by crystal slip or inclusions.

Keywords：tightening torque；bolts；fatigue；S-N characteristics；fracture morphology

0 引言

螺栓作為最主要的緊固件之一，被廣泛應(yīng)用于交通運輸、橋梁、建筑和機器人等領(lǐng)域［1-4］。結(jié)構(gòu)用緊固螺栓在服役階段會受到振動、變幅和沖擊等載荷作用，若施加的預(yù)緊力不合適，螺栓可能發(fā)生松脫或疲勞斷裂，導(dǎo)致災(zāi)難性后果。2010年9月，深圳東部華僑城景區(qū)“太空迷航”游樂項目的座艙導(dǎo)柱螺栓施加預(yù)緊力不當產(chǎn)生松動進而發(fā)生疲勞斷裂，導(dǎo)致游客6死10傷。2014年10月，某風電廠風電機組風機葉片連接螺栓斷裂6根，造成巨大經(jīng)濟損失［5］。某挖掘機在使用1 128 h后出現(xiàn)疲勞斷裂故障，造成用戶停工損失，同時也給主機廠造成了經(jīng)濟損失［6］。螺栓疲勞斷裂引起的事故較多，其主要原因是在結(jié)構(gòu)設(shè)計和維護時未重視螺栓的疲勞斷裂問題。因此，對螺栓的疲勞斷裂行為進行研究至關(guān)重要。

目前，螺栓疲勞斷裂問題已經(jīng)得到國內(nèi)外研究者的廣泛重視，并開展了相關(guān)理論和試驗研究。GRIZA等［7］研究了氣體壓縮機用M24雙頭螺栓長度對其疲勞性能的影響。結(jié)果表明，在相同的扭緊力矩下，隨著螺栓長度增加，螺栓剛度降低，疲勞強度增大。LIU等［8］研究了應(yīng)力比與應(yīng)力幅對單邊螺栓的疲勞性能影響。結(jié)果表明：在恒幅應(yīng)力作用時，在高應(yīng)力幅下，應(yīng)力比變化對疲勞壽命影響顯著；在低應(yīng)力幅下，應(yīng)力比變化對疲勞壽命基本沒有影響；相比于恒幅應(yīng)力加載，變幅應(yīng)力使得螺栓疲勞壽命降低。BENHADDOU等［9］針對預(yù)緊螺栓提出了一種基于多軸型臨界面判據(jù)的疲勞壽命和疲勞裂紋萌生點的計算方法，并用于預(yù)測接頭的疲勞壽命。BERTO等［10］研究了表面鍍鋅對5355鋼螺栓疲勞性能的影響。結(jié)果表明，表面鍍鋅對該螺栓疲勞壽命降低非常有限。YU等［11］對預(yù)緊螺栓分別在550℃和650℃下進行了低周疲勞試驗，提出了一種基于馮米賽斯等效應(yīng)力/應(yīng)變準則的低周疲勞模型，對預(yù)緊螺栓的高溫低周疲勞壽命進行了預(yù)測，與實驗結(jié)果吻合。LI等［12］研究了核電廠燃油補充設(shè)備用渦輪連接螺栓疲勞斷裂行為。結(jié)果表明，螺栓斷口具有典型疲勞斷口形貌，在擴展區(qū)能明顯觀察到疲勞輝紋與二次裂紋，瞬間斷裂區(qū)存在分布不規(guī)則的韌窩。截止目前，針對螺栓疲勞性能的研究相對較多，但主要集中于螺栓形狀尺寸、加載條件和溫度等變化對其疲勞性能影響，而針對扭緊力矩變化對螺栓疲勞性能影響的實驗研究甚少。

本文主要針對SWRM10K鋼螺栓開展5種不同扭緊力矩工況的疲勞實驗，分析扭緊力矩對該螺栓疲勞性能的影響。并利用掃描電子顯微鏡（SEM）和X射線能譜儀（EDS）對疲勞試樣斷口進行觀察和分析，揭示其疲勞斷裂行為。

1 實驗材料和方法

1.1 實驗材料

本實驗選用SWRM10K鋼螺栓，其質(zhì)量分數(shù)如表1所示，力學性能如表2所示，尺寸規(guī)格為M8×50，如圖1所示。螺栓加工成型后，在含有NaOH、ZnO等試劑的堿性鋅酸鹽電鍍液中進行表面鍍鋅處理，提升螺栓表面抗氧化和抗腐蝕能力。

1.2 實驗方法

采用EH9504液壓伺服式疲勞試驗機對螺栓試樣進行軸向加載疲勞實驗。疲勞實驗在室溫空氣中進行，加載采用正弦激勵，加載頻率為20Hz，應(yīng)力比R=0.1。

對螺栓試樣開展5種不同扭緊力矩工況下的軸向加載疲勞試驗，扭緊力矩分別為0、12.5、22.0、29.5和35.0Nm。疲勞實驗結(jié)束后，記錄螺栓S-N數(shù)據(jù)，采用S570型SEM對疲勞斷裂試樣斷口形貌進行觀察，并結(jié)合EDS進一步分析裂紋萌生區(qū)元素種類及分布。

2 理論依據(jù)

2.1 軸向應(yīng)力計算

當螺栓承受扭緊力矩T和外載荷F時，其軸向受力情況如圖2所示。圖2（a）顯示了螺栓承受扭緊力矩T，而未承受外載荷F時，螺栓軸力F0等于預(yù)緊力F′。圖2（b）顯示了螺栓同時承受扭緊力矩T和外載荷F時軸向受力情況，此時螺栓軸力F0并非預(yù)緊力F′與外載荷F的疊加，而是剩余預(yù)緊力F″與外載荷F之和［13］。螺栓軸力公式如下：

F0=F″+F（1）

式中：F″為剩余預(yù)緊力；F為外載荷。

圖3為螺栓軸向結(jié)構(gòu)力與變形的關(guān)系圖［14］。由圖3可知，剩余預(yù)緊力F″與預(yù)緊力F′之間的關(guān)系式如下：

式中：F′為預(yù)緊力；k1為螺栓剛度；k2為被連接件剛度。在實驗前分別查閱并計算了螺栓與被連接件的剛度，其中k1=149.6kN/mm，k2=478.6kN/mm。

將式（2）代入式（1）得

本實驗外載荷F為正弦激勵力，其最大外載荷和最小外載荷分別為Fmax和Fmin。螺栓軸力F0的最大值和最小值分別為F0max與F0min。螺栓軸力幅值F0a表示為

扭緊力矩引起的螺栓預(yù)緊力F′為恒值，外載荷F為交變載荷，將Fmax和Fmin代入式（3）可得：

將式（5）和式（6）代入式（4）得

根據(jù)材料力學知識，螺栓試樣軸向應(yīng)力幅σa公式為

式中dc為螺栓危險截面直徑。

將式（7）代入式（8）得

本實驗中應(yīng)力比為0.1，則最小外載荷與最大外載荷關(guān)系如下所示。

將式（10）代入式（9）得

由式（11）可知，螺栓軸向應(yīng)力幅值與外載有關(guān)，與扭緊力矩無關(guān)。

2.2 材料S-N曲線擬合方法

本文采用具有疲勞極限的單對數(shù)線性回歸模型對螺栓疲勞實驗S-N數(shù)據(jù)進行擬合，公式如下［15］。

σa=－A×lgN+B（12）

式中：σa為應(yīng)力幅；N為疲勞壽命；A和B為常值。

3 理論依據(jù)

3.1 螺栓實驗數(shù)據(jù)分析

通過螺栓疲勞實驗，獲取了5種不同扭緊力矩下螺栓試樣的S-N數(shù)據(jù)，并采用式（12）對各扭緊力矩條件下實驗數(shù)據(jù)進行擬合，得到不同扭緊力矩下螺栓的S-N曲線，其傾斜部公式如下。

T1=0 Nm：

σa=-65.7×lgN+467.6（13）

T2=12.5Nm：

σa=-56.8×lgN+445.5（14）

T3=22.0Nm：

σa=-53.8×lgN+440.5（15）

T4=29.5Nm：

σa=-36.4×lgN+351.1（16）

T5=35.0Nm：

σa=-54.2×lgN+433.3（17）

螺栓試樣S-N曲線如圖4所示。將107循環(huán)周次仍未折斷時對應(yīng)的應(yīng)力幅作為螺栓試樣的疲勞極限。以lgN為橫坐標，應(yīng)力幅σa為縱坐標，將螺栓疲勞S-N曲線繪制在單對數(shù)坐標圖中，如圖4（a）—圖4（e）所示。圖中，○表示未施加扭緊力矩T1=0Nm數(shù)據(jù)點，△表示扭緊力矩T2=12.5Nm數(shù)據(jù)點，□表示扭緊力矩T3=22.0Nm數(shù)據(jù)點，▲表示扭緊力矩T4=29.5Nm數(shù)據(jù)點，●表示扭緊力矩T5=35.0Nm數(shù)據(jù)點，附有箭頭的數(shù)據(jù)點表示在107周次疲勞壽命下試樣未折斷。

對不同扭緊力矩下的S-N曲線進行對比，如圖4（f）所示。螺栓S-N曲線傾斜部分可知：在中高應(yīng)力水平下（≥175 MPa），未施加和施加扭緊力矩對螺栓的疲勞壽命影響不明顯；在中低應(yīng)力水平下（lt;175 MPa），未施加扭緊力矩試樣的疲勞壽命明顯低于施加扭緊力矩試樣的疲勞壽命，但是隨著扭緊力矩的增加，試樣疲勞壽命未呈現(xiàn)出明顯變化規(guī)律。由圖4（f）螺栓S-N曲線水平部分可知，隨著螺栓扭緊力矩的增加，螺栓的疲勞極限逐漸提升。在T1—T5扭緊力矩工況下，螺栓的疲勞極限依次為σw1=87MPa、σw2=109MPa、σw3=125 MPa、σw4=141 MPa和σw5=147 MPa，分別是材料屈服極限的25.4%、31.8%、36.4%、41.1%和42.9%。與未施加扭緊力矩T1相比，施加扭緊力矩T2—T5時，螺栓的疲勞極限分別提升25.3%、43.7%、62.1%和69.0%。將螺栓的疲勞極限隨著扭緊力矩的變化規(guī)律展示如圖5所示。由圖可知，扭緊力矩在0～29.5Nm區(qū)間，螺栓疲勞極限隨著扭緊力矩變化基本呈現(xiàn)線性增長趨勢，增長率為1.83；而在29.5～35.0Nm區(qū)間，螺栓疲勞極限增長率為1.09，增長趨勢明顯下降。

3.2 螺栓斷口分析

1）螺栓斷裂位置

對SWRM10K鋼螺栓試樣斷裂位置進行統(tǒng)計發(fā)現(xiàn)，螺栓疲勞斷裂均發(fā)生在螺栓與螺母嚙合部位的第一圈螺紋根部，位置如圖6所示。這種斷口分布規(guī)律與該螺紋根部應(yīng)力分布最大有關(guān)，在承載時，螺栓與螺母嚙合處產(chǎn)生應(yīng)力集中且分布不均勻， 第一圈螺紋根部應(yīng)力最大，后續(xù)的螺紋承受載荷依次降低，導(dǎo)致螺栓最容易在螺紋第一圈螺紋根部位置發(fā)生疲勞斷裂。

2）SEM疲勞斷口觀察

采用SEM對全部螺栓疲勞試樣斷口進行了觀察分析，發(fā)現(xiàn)螺栓疲勞斷口分為裂紋萌生區(qū)、裂紋擴展區(qū)和瞬間斷裂區(qū)。在高應(yīng)力水平下，裂紋源有兩個或多個，萌生于試樣表面，由晶體滑移引起；在低應(yīng)力水平下，裂紋源只有一個，萌生于試樣表面，由晶體滑移或表面夾雜物引起。下面選取典型斷口進行分析，說明螺栓試樣的疲勞斷裂行為。圖7所示為扭緊力矩T3=22.0Nm、高應(yīng)力幅σa=213MPa、疲勞壽命Nf =1.1×104周次下螺栓試樣斷口形貌。圖7（a）是試樣斷口放大10倍后的宏觀圖，斷口分為裂紋萌生區(qū)、裂紋擴展區(qū)和瞬間斷裂區(qū)。疲勞裂紋源有多個，分布在試樣表面（圓環(huán)狀虛線標記）。將頂部疲勞裂紋萌生位置放大，可見裂紋萌生于試樣表面，由晶?；埔穑鐖D7（b）所示。圖8所示為扭緊力矩T3=22.0Nm、低應(yīng)力幅σa=128MPa、疲勞壽命Nf=7.1×105周次螺栓試樣斷口形貌。圖8（a）是試樣斷口放大10倍宏觀圖，斷口分為裂紋萌生區(qū)、裂紋擴展區(qū)和瞬間斷裂區(qū)。疲勞裂紋源只有一個，分布在試樣表面（圓環(huán)狀虛線標記）。將頂部疲勞裂紋萌生位置放大，可見裂紋萌生于試樣表面夾雜物處，如圖8（b）所示。為了確定圖8（b）中裂紋萌生位置夾雜物的成分，需要對夾雜物成分做進一步分析。

3）EDS元素分析

表面夾雜物缺陷是導(dǎo)致材料疲勞性能下降的重要因素之一［16-18］，因此有必要通過分析確定其質(zhì)量分數(shù)，進而避免出現(xiàn)夾雜物。對圖8（b）螺栓疲勞試樣斷口裂紋萌生區(qū)進行了EDS分析，如圖9所示的裂紋萌生區(qū)，可以明顯觀察到夾雜物。圖9（b）是試樣裂紋萌生區(qū)Na元素的分布情況，在裂紋萌生處Na元素含量較高，且分布均勻，其他區(qū)域Na元素含量較少；圖9（c）是裂紋萌生區(qū)Fe元素的分布情況，該圖表明裂紋萌生區(qū)Fe元素含量極少，其他區(qū)域Fe元素含量多，分布均勻；圖9（d）是裂紋萌生區(qū)Zn元素分布情況，在裂紋萌生處Zn元素含量較高，且分布均勻。SWRM10K鋼材料本身不含有Na元素與Zn元素，因此表面裂紋萌生區(qū)夾雜物不是材料本身的缺陷，而是后續(xù)工藝引起的。為了提升螺栓的抗腐蝕和抗氧化能力，在加工成型后對其進行了表面電鍍處理，電鍍過程在含有NaOH、ZnO堿性試劑的電鍍液中進行，而螺栓試樣表面的夾雜物可能是電鍍過程中在螺栓表面生成了Na、Zn和O三種元素形成Na2ZnO2等夾雜物。綜上所述，電鍍過程在螺栓表面形成Na2ZnO2夾雜物，引起表面應(yīng)力集中，最終導(dǎo)致疲勞裂紋萌生于該夾雜物處，降低了螺栓的疲勞性能。

4 結(jié)語

1）提升扭緊力矩有利于SWRM10K鋼螺栓疲勞極限的提升，但在Tgt;29.5Nm時，疲勞極限增長趨勢明顯下降。因此，SWRM10K鋼螺栓扭緊力矩值選擇接近29.5Nm較合理。

2）扭緊力矩工況T=29.5Nm時，螺栓試樣疲勞極限為141MPa，與未施加扭緊力矩試樣相比疲勞極限提升了62.1%。

3）SWRM10K鋼螺栓裂紋萌生有兩種模式：表面晶體滑移和表面夾雜物。在高應(yīng)力幅下，裂紋萌生于表面，由晶體滑移引起；在低應(yīng)力幅下，裂紋萌生于表面晶體滑移或夾雜物，該夾雜物由螺栓表面電鍍過程中引入。

參考文獻：

［1］ 房奇，陳濤，王偉. 高強螺栓疲勞性能研究現(xiàn)狀［J］. 結(jié)構(gòu)工程師，2020，36（4）：218-225.

［2］ 衛(wèi)星，汪蓉蓉，溫宗意，等. 高鐵聲屏障連接螺栓松弛對疲勞壽命的影響［J］. 西南交通大學學報，2023，58（2）：373-380.

［3］ KORIN I， IPINA J P. Experimental evaluation of fatigue life and fatigue crack growth in a tension bolt-nut threaded connection［J］. International Journal of Fatigue，2011，33（2）：166-175.

［4］ CHAKHERLOU T N， RAZAVI M J， ABAZADEH B. Finite element investigations of bolt clamping force and friction coefficient effect on the fatigue behavior of aluminum alloy 2024-T3 in double shear lap joint［J］. Engineering Failure Analysis，2013，29：62-74.

［5］ 姚兵印，張志博，馬劍民，等. 風力發(fā)電機組葉片連接高強螺栓的斷裂原因分析［J］. 理化檢驗-物理分冊，2016，52（5）：339-344.

［6］ 包錫桂. 某挖掘機高強螺栓斷裂原因分析［J］. 理化檢驗：物理分冊，2017，53（3）：204-207.

［7］ GRIZA S，DA SILVA M E G，DOS SANTOS S V，et al. The effect of bolt length in the fatigue strength of M24×3 bolt studs［J］. Engineering Failure Analysis，2013，34：397-406.

［8］ LIU Y Z， CHEN J， ZHANG X， et al. Fatigue behaviour of blind bolts under tensile cyclic loads［J］. Journal of Constructional Steel Research，2018，148：16-27.

［9］ BENHADDOU T，CHIROL C，DAIDIE A，et al. Pre-tensioning effect on fatigue life of bolted shear joints［J］. Aerospace Science and Technology，2014，36：36-43.

［10］ BERTO F， MUTIGNANI F， GUIDO E. Effect of hot dip galvanization on the fatigue behaviour of steel bolted connections［J］. International Journal of Fatigue，2016，93：168-172.

［11］ YU Q M，ZHOU H L，YU X D，et al. High-temperature low cycle fatigue life prediction and experimental research of pre-tightened bolts［J］. Metals，2018，8（10）：828.

［12］ LI L， WANG R. Failure analysis on fracture of worm gear connecting bolts［J］. Engineering Failure Analysis，2014，36：439-446.

［13］ KECECIOGLU D，ZHANG Y C. Reliability prediction and optimum design of bolts under static and fatigue loads［C］//39th AIAA/ASME/ASCE/AHS/ASC Structures，Structural Dynamics，and Materials Conference and Exhibit. Long Beach，CA，USA. Reston，Virigina：AIAA，1998：2895-2995.

［14］ 楊可楨，程光蘊，李仲生. 機械設(shè)計基礎(chǔ)［M］. 5版. 北京：高等教育出版社，2006.

［15］ 許巍，陳新，李旭東，等. 發(fā)動機材料高周疲勞P-S-N曲線優(yōu)化處理方法［J］. 航空材料學報，2020，40（5）：96-103.

［16］ 魯連濤，李偉，張繼旺，等. GCr15鋼旋轉(zhuǎn)彎曲超長壽命疲勞性能分析［J］. 金屬學報，2009，45（1）：73-78.

［17］ WANG Q Y， BATHIAS C， KAWAGOISHI N， et al. Effect of inclusion on subsurface crack initiation and gigacycle fatigue strength［J］. International Journal of Fatigue，2002，24（12）：1269-1274.

［18］ ZHANG J W， LU L T， WU P B， et al. Inclusion size evaluation and fatigue strength analysis of 35CrMo alloy railway axle steel［J］. Materials Science and Engineering：A，2013，562：211-217.