在连接件紧固孔中,使孔与销钉之间进行干涉配合是提高连接结构疲劳强度的经济而有效的措施。但 在具体实施这项技术时,对于一定材料及厚度的连接结构,干涉量应取多大所产生的疲劳寿命增益 最好,是要研究的课题。在干涉配合强化中,疲劳寿命增益最好的干涉量称为最佳干涉量。据文献 <1>的推荐,对于航空用硬铝合金LY12CZ,当连接件厚度为3～5mm时,最佳干涉量为 3.1%。但是,应该说明的是,这一最佳干涉量是依据一定力学模型的理论计算结果,未经实验 验证。本文并不怀疑文献<1>所用力学模型的正确性,只是认为对于复杂的力学问题应采取理论 计算与试验研究并重的方法,只有将计算方法与实验方法有机地结合起来,彼此参证,才能使结果 最大限度地符合实际情况。鉴于此,本文采用莫尔方法<2>对厚度为6mm、载荷水平45%σ 0.2、干涉水平分别为3.1%,4.0%的干涉配合进行了试验研究,探讨干涉量与干涉预应 力性状的关系,寻求最佳干涉量及其强化机理。试验 本文采用莫尔法对硬铝合金LY12CZ 板销钉干涉孔两边应变、应力进行了实验检测研究。试件尺寸为6mm×30mm×180mm, 中心孔径6mm,
干涉量3.1%,4.0%,材料弹性模量E=70000MPa,屈服极限σ 0.2=365MPa,外加单向拉伸应力为45%σ0.2。选用100线/mm的正交密栅云 纹转贴软片,检测销钉打入后、施加单向拉伸载荷时、拉伸载荷卸去后的3种状态(以下简称干涉 、加载、卸载)下,垂直于外载方向的孔两边径向方位上的径向应变εr和切向应变εθ。干涉和 加载状态满足简单加载条件,而卸载状态可视为以加载状态为基础进行反向加载的弹性过程,故可 用如下应力分量推算<3>:将干涉配合过程和加外载过程视为单调加载过程,将卸载过程视为以 加载状态为初始状态的反向加载的弹性单调过程,这样即可利用塑性全量小变形条件下的伊留辛本 构方程导出适用的应力转换表达式。有效应变εi的计算由Mises准则给出,有效应力σi由 单向拉伸曲线查出。基于这一思想的应力转换表达式如下:1.干涉和加载状态下孔边应力转换表 达式σr=1A2-B2(Aεr-Bεθ)σθ=1A2-B2(Aεθ-Bεr)(1)式( 1)中:A=1-2v03E+23(1+v)εiσiB=1-2v03E-13(1+v)ε iσi对于弹性情况:v0=13;v=13;A=1E;B=13E。则有式(2)σr=E1 -v2(εr+vεθ)σθ=E1-v2(εθ+vεr)(2)对于塑性情况:v0=13; v=12;A=19E+εiσi;B=19E-12εiσi。对于由比例极限到屈服极限附近 (大于屈服极限)的拉伸曲线拐弯处:v0=13;v=12.(13+12)=0.4167; A=19E+0.9445εiσi;B=19E-0.4722εiσi。在上述各式中,等效 应变εi用Mises屈服准则计算,等效应力σi可据εi在单向拉伸曲线上查得。2.卸载后 孔边应力转换表达式由于将卸载过程视为以加载状态为初始状态的反向加载的弹性单调过程,因此 卸载过程的应力增量为(其中v=1/3):Δσr=E1-v2(Δεr+vΔεθ)Δσθ= E1-v2(Δεθ+vΔεr)(3) 将式(3)的结果与加载状态下的应力叠加,就可以 得到卸载后的应力分量。试件分组情况如表1所示。本文共做了8个试件的检测工作,图1、2、 3分别为干涉量3.1%、4.0%下两组试件干涉状态、加载状态、卸载状态下的应力比较图( 试件尺寸为6mm×30mm×180mm,中心孔径6mm,外加单向拉伸应力为45%σ0. 2)。图中的应力值是根据孔左右两边所测应变的平均值进行推算的,目的在于消除孔周实际干涉 量的不对称对应力推算结果的影响,且均为各组4件试件应力之平均值,以期消除实验数据分散性 的影响。表1 试件分组情况表分组说明组号载荷水平MPa外载毛应力/(MPa)试件号干涉 量3.1%干涉量4.0%1245%σ0.245%σ0.21631633—26#、27# 、28#、29#4—01#、02#、03#、04#试验结果分析 1.干涉状态应力分析 图1 干涉状态应力比较图1为载荷水平45%σ0.2、干涉水平分别为3.1%,4.0%干 涉状态应力比较图。由图1可以看出,在干涉状态下,不同干涉水平的孔边切向及径向均承受压应 力,且切向应力及径向应力曲线随着干涉量的增大呈现出上移的趋势,孔边值参见表2。进一步分 析可知,对应于干涉水平3.1%,4.0%的切向压应力的分布范围大约分别是1.2mm,0 .6mm。这一规律与沈海军《强化孔边应力的计算分析》<4>一文中基于李亚智<5>提出的 1种组合强化模型而构造的椭圆后继屈服函数β=0.88时的计算结果基本相符,但与β=0. 95,β=1时的计算结果不相符合(参见文献<4>:48～51)。究其原因可能是由于3. 1%与4.0%的干涉量较为接近、实际干涉量在中心孔周边的分散性、实验过程中难以控制的偶 然误差等等因素;也不排除文献<4>的计算结果存在一定问题的可能性。本文作者建议,对于不 同干涉量的干涉配合应进行进一步深入研究。表2 同厚度同载荷级不同干涉量孔边切向应力比较 表分组说明干涉状态应力(1)加载状态应力(2)卸载状态应力(3)Δσθ加(2)-(1) Δσθ卸(3)-(1)干涉量3.1%干涉量4.0%-165-145-123-120-3 75-2504225-210-1052.加载状态应力分析图2 加载状态应力比较比较图1 、2,加载状态切向应力σθ曲线相对于干涉状态均有不同程度的上移。若对两种干涉量为3.1 %、4.0%的加载状态切向应力σθ和径向应力σr加以比较,即从图2可以看出,干涉量为3 .1%时的加载状态切向应力σθ和径向应力σr曲线所处的位置较低。对于3.1%,4.0% 干涉水平,相对于干涉状态,孔边切向应力σθ的增量分别为42MPa、25MPa(见表2) 。由表1试件分组情况表可知,对应于载荷水平45%σ0.2的外载应力为163MPa,将上 述应力增量与对应的外载应力加以比较,前者分别为后者的25.77%,15.34%,即应力 集中系数分别降至0.2577,0.1534。通过对应力集中系数的变化加以分析似乎可以推 知,大的干涉量(本文为4.0%),更有利于降低孔边的应力集中,因而干涉量越大越好。是否 真是这样?只有在分析了卸载状态的应力变化规律后才能最终作出回答。此处仅就其加载状态本身 加以分析。由图2可见,在距孔边3mm以外存在一个大的拉应力区,这将使得该处发生应力腐蚀 的可能性增大,这显然是不好的。另外,过大的干涉量将使孔边附近产生畸变。3.卸载状态应力 分析图3 卸载状态应力比较比较图1、3,在孔边一定范围内,卸载状态切向应力σθ和径向应 力σr曲线相对于干涉状态均有不同程度下移(即增负),其中,以干涉量3.1%的下移幅度较 大。若对两种干涉量为3.1%,4.0%的卸载状态切向应力σθ和径向应力σr加以比较,即 从图3可以看出,在孔边的一定区域内(约2mm),干涉量为3.1%时的卸载状态切向应力σ θ和径向应力σr曲线所处的位置较低。对于3.1%,4.0%干涉水平,与干涉状态比较,孔 边切向应力σθ的增量分别为-210MPa,-105MPa(见表2)。综上所述,综合考虑
干涉状态、加载状态及卸载状态的情况,在本文所选干涉量3.1%,4.0%中,3.1%干涉 量的干涉配合在加载状态时,能够较大幅度地降低应力集中(应力集中系数0.2577);在所 加载荷卸去后(卸载状态),切向应力σθ增负约为-210MPa,径向应力σr增负约为-3 0MPa(对比图1,3)。同时,就干涉配合所引起的孔边附近畸变的程度而言,3.1%的干 涉量相对较小。所以,3.1%的干涉量为本文所选两个干涉量中的较好者。另外,通过对椭圆后 继屈服函数β=1,β=0.95,β=0.88时的计算结果与实验结果的比较可知(参见文献 <4>:48～51),仅β=0.88时的计算结果与前述“干涉状态”的性状基本相符。因此 ,本文作者大胆猜测,若本文前述“干涉状态”的性状是不正确的,则说明当采用“椭圆后继屈服 函数”进行计算分析时,β不宜取0.88及其以下的值,换句话说,椭圆后继屈服面的长轴和短 轴相差应该不是很大;若本文前述“干涉状态”的性状是正确的,则说明当采用“椭圆后继屈服函 数”进行计算分析时,β应取0.88及其以下的值,也就是说,椭圆后继屈服面的长轴和短轴相 差很大。对于上述两种猜测的孰是孰非,在没有进行进一步的研究之前是难以有定论的。因此,对 这一问题进行进一步研究是非常有必要的,因为它有助于确定椭圆后继屈服面的准确形状,从而有 助于这一理论的工程应用。结论及建议 1.厚度为6mm、干涉量3.1%这一干涉水平的干 涉配合在加拉载状态(载荷级45%σ0.2)时,能够较大幅度地降低应力集中,当所加外载卸 去后,切向应力σθ的增负量较干涉量4.0%的干涉配合大得多,同时,就干涉配合所引起的孔 边附近的畸变程度而言,3.1%的干涉量相对较小。这一结论与文献<6>中厚度为3mm、干 涉量3.1%情形下的实验结论相同。所以,可以认定对于厚度为3～6mm(文献<1>认为厚 度适用范围为3～5mm)的航空用硬铝合金LY12CZ板销钉干涉孔而言,3.1%的干涉量 为最佳干涉量。2.通过对椭圆后继屈服函数β=1,β=0.95,β=0.88时的计算结果 与实验结果的比较,本文作者认为,对不同干涉量的干涉配合应进行进一步的深入研究,以确定不同厚度干涉配合的最佳干涉量,从而确定椭圆后继屈服面的准确形状。3.干涉配合在孔壁附近产生的局部塑性区对应力集中的钝化以及当中等及其以下水平的外载卸去后孔边应力的增负趋势是干涉强化提高连接结构疲劳寿命的原因之所在。干涉配合最佳干涉量初探$兰州工业高等专科学校!
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