蔡俊杰 徐宗真 劉德峰 李 欣 劉馬寶

1.西安交通大學(xué)機(jī)械結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與振動(dòng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安，7100492.西安交通大學(xué)航天航空學(xué)院，西安，7100493.中航工業(yè)北京長城航空測控技術(shù)研究所，北京，1011114.陜西省先進(jìn)飛行器服役環(huán)境與控制重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安，710049

0 引言

DENG等[2]采用實(shí)驗(yàn)和理論方法，研究了復(fù)合材料預(yù)緊力齒連接時(shí)單齒的極限承載力，提出了確定單齒極限承載力的方法，并最終提出了一種復(fù)合材料預(yù)緊力齒連接的設(shè)計(jì)方法。徐龍星等[3]對復(fù)合材料預(yù)緊力齒連接平板單齒試件進(jìn)行了拉伸與壓縮試驗(yàn),研究對比了兩種荷載狀態(tài)下承載力和剪應(yīng)力的分布規(guī)律，發(fā)現(xiàn)相同參數(shù)的單齒試件在拉伸與壓縮荷載下的承載力相差不大,但兩種荷載下齒剪切面的剪應(yīng)力分布規(guī)律有所差異。高建崗等[4]對不同復(fù)合材料預(yù)緊力齒連接的接頭進(jìn)行了大量疲勞實(shí)驗(yàn),分析了預(yù)緊力對接頭疲勞壽命的影響規(guī)律。孫建等[5]通過拉伸試驗(yàn)研究了不同鋼齒齒長對一種新型復(fù)合材料預(yù)緊力齒連接接頭力學(xué)性能的影響，發(fā)現(xiàn)了該接頭的幾種破壞模式以及極限載荷隨鋼齒齒長的變化規(guī)律，并通過理論公式推導(dǎo)出了鋼齒發(fā)生彎剪變形的臨界齒長。以上研究主要是針對復(fù)合材料與金屬板的矩形齒連接，而關(guān)于金屬與金屬齒板嚙合連接，尤其是三角形齒的連接鮮有涉及。

齒板嚙合連接目前多用于飛機(jī)與直升機(jī)的艙門與機(jī)體連接，如我國自主研發(fā)的某型運(yùn)輸機(jī)艙門與機(jī)體連接即采用了金屬齒板嚙合連接。齒板嚙合連接結(jié)構(gòu)通常是利用2～4個(gè)螺栓將兩個(gè)齒板連接在一起，螺栓不再承擔(dān)剪力，僅起壓緊齒板以阻止其分離的作用，剪力全部由齒板上的齒承擔(dān)。一側(cè)齒板的螺栓孔設(shè)計(jì)為橢圓孔，可使齒板嚙合連接應(yīng)用于難以精確定位或無需精確定位的連接部位，有利于解決裝配中的協(xié)調(diào)問題。相對于其他機(jī)械連接(如螺接、鉚接)，該結(jié)構(gòu)充分利用了材料，增加了承載面積，具有結(jié)構(gòu)質(zhì)量小、承載能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，且具有較高的連接效率。

本文針對國產(chǎn)某型運(yùn)輸機(jī)機(jī)身與艙門鋁合金齒板嚙合連接結(jié)構(gòu)，基于現(xiàn)行工藝條件，通過實(shí)驗(yàn)和有限元法研究齒板嚙合區(qū)幾何特征參數(shù)(齒數(shù)、齒寬、齒高)和螺栓預(yù)緊力對齒板嚙合連接強(qiáng)度的影響規(guī)律。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)件

齒板嚙合連接結(jié)構(gòu)示意圖見圖1，由上下兩個(gè)齒板和4套壓緊螺栓組成。一側(cè)齒板上螺孔設(shè)計(jì)為橢圓孔，另一側(cè)齒板上螺孔為圓孔，以保證壓緊螺栓不承受剪力。圖 2為齒板嚙合連接件齒形示意圖，其中，Pt為齒距，h為齒高。齒板嚙合連接試件參數(shù)如表1所示，共計(jì)9類試件，每一類試件各3件，其中齒板板厚均為15 mm，螺栓直徑均為8 mm。

1.2 防彎夾具

由于實(shí)驗(yàn)件的齒板厚度達(dá)到15 mm，故偏心拉伸載荷產(chǎn)生的側(cè)向彎曲已不能忽略。設(shè)計(jì)圖3所示的隨動(dòng)式防彎夾具，以限制結(jié)構(gòu)的側(cè)向彎曲。

圖1 齒板嚙合連接件示意圖Fig.1 Schematic of serrated plate connector

圖2 齒形示意圖Fig.2 Schematic of tooth shape

試件類型編號齒高h(yuǎn)(mm)螺栓預(yù)緊力(kN)齒數(shù)n齒寬w(mm)11.0810.3148020.8710.3148031.3010.3148041.084.2148051.0821.9148061.0810.3208071.0810.3268081.0810.31410091.0810.314120

圖3 防彎夾具Fig.3 Lateral support

1.3 實(shí)驗(yàn)設(shè)備及加載方法

實(shí)驗(yàn)所用加載設(shè)備為WEW-600C液壓萬能實(shí)驗(yàn)機(jī)，如圖4所示，最大載荷為600 kN。

圖4 實(shí)驗(yàn)加載Fig.4 Experiment loading

本實(shí)驗(yàn)為靜強(qiáng)度拉伸試驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)時(shí)端頭墊平，對試件施加軸向拉伸載荷直至破壞。采用位移控制加載模式，加載速度為0.1 mm/min。當(dāng)實(shí)驗(yàn)件發(fā)生破壞時(shí)，終止實(shí)驗(yàn)，并記錄破壞載荷及破壞模式。

1.5 統(tǒng)計(jì)學(xué)方法 采用SPSS 17.0軟件對所得數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)學(xué)分析，患者手術(shù)時(shí)間為計(jì)量資料呈正態(tài)分布，以均數(shù)±標(biāo)準(zhǔn)差（）表示，組間比較用t檢驗(yàn)；術(shù)后血腫/血清腫、慢性疼痛及復(fù)發(fā)率為計(jì)數(shù)資料，采用χ2檢驗(yàn)或Fisher確切概率法。P＜0.05表示有統(tǒng)計(jì)學(xué)意義。

1.4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

9類齒板嚙合連接件破壞模式均為單側(cè)齒剪切破壞。如圖5所示，右側(cè)齒板接近左側(cè)齒板齒頂處發(fā)生剪切破壞，從接近左側(cè)齒板齒頂處一直滑落到接近右側(cè)齒板齒根處，右側(cè)齒板齒牙脫落后嵌入左側(cè)齒板齒牙中，這與螺紋牙的剪切破壞模式[6]類似。各試件實(shí)驗(yàn)破壞載荷如表2所示，同一類試件實(shí)驗(yàn)結(jié)果有較好的一致性。

圖5 齒板嚙合連接件破壞形式Fig.5 Failure mode of serrated plate connector

kN

2 基于ABAQUS齒板嚙合連接有限元分析

2.1 有限元模型

齒板材料為7475-T7651鋁合金，彈性模量71 GPa，泊松比0.33[7]；螺栓材料為30CrMnSiA，彈性模量220 GPa，泊松比0.3；防彎夾具材料為40Cr，彈性模量211 GPa，泊松比0.3。通過實(shí)驗(yàn)測得7475-T7651鋁合金材料的塑性參數(shù)，并將其轉(zhuǎn)換為真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線，如圖6所示。選用ABAQUS軟件提供的彈塑性模型，定義材料的真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變參數(shù)。屈服準(zhǔn)則與硬化模型分別選定為vonMises屈服準(zhǔn)則和各向同性硬化模型。

圖6 7475-T7651鋁合金塑性材料參數(shù)Fig.6 Plastic property of 7475-T7651 aluminium alloy

由于模型沿寬度方向具有對稱性，因此只需要建立1/2模型，并在對稱面設(shè)置對稱邊界條件。定義齒面與齒面庫侖摩擦因數(shù)為0.3，夾具與齒板之間的摩擦因數(shù)為0.04(實(shí)驗(yàn)過程中在夾具上纏繞一層聚四氟乙烯薄膜)，法向方向定義為硬接觸。螺栓與齒板定義為無摩擦接觸，法向接觸采用增廣拉格朗日算法[8]。在螺栓上施加預(yù)緊力，試件一端完全固定，另一端施加位移載荷。網(wǎng)格采用C3D8R減縮積分單元，如圖7所示。

圖7 有限元網(wǎng)格Fig.7 Finite element mesh

2.2 仿真結(jié)果

圖8 拉伸載荷F=123 kN應(yīng)力云圖Fig.8 Stress contour of tension load is as 123 kN

本文在研究齒板嚙合連接結(jié)構(gòu)失效時(shí)，以第四強(qiáng)度理論為失效判據(jù)，在加載過程中，對于齒牙部分，當(dāng)Mises應(yīng)力達(dá)到511 MPa(該材料抗拉強(qiáng)度)時(shí)，即認(rèn)為齒牙發(fā)生破壞。圖8為第1類試件嚙合區(qū)外側(cè)齒產(chǎn)生塑性變形時(shí)的應(yīng)力云圖,F=123 N，為施加位移載荷端的反作用力。此時(shí)各個(gè)齒的應(yīng)力分布極不均勻，呈現(xiàn)出外側(cè)齒應(yīng)力水平高、中間齒應(yīng)力水平低的狀態(tài)。

圖9為第1類試件齒板嚙合連接結(jié)構(gòu)失效時(shí)的應(yīng)力云圖，此時(shí)各個(gè)齒的應(yīng)力分布趨于均勻，但中間齒的應(yīng)力要略小于兩側(cè)齒。各類試件有限元計(jì)算失效載荷見表3，有限元計(jì)算失效載荷與實(shí)驗(yàn)平均破壞載荷吻合良好。為研究齒寬、齒高、齒數(shù)、螺栓預(yù)緊力對齒板嚙合連接強(qiáng)度的影響，另外增加8類試件進(jìn)行有限元計(jì)算，結(jié)果見表4。

圖9 結(jié)構(gòu)失效應(yīng)力云圖Fig.9 Stress contour of structural failure

試件類型編號實(shí)驗(yàn)破壞載荷(kN)有限元計(jì)算破壞載荷(kN)相對誤差(%)1273.7270.1-1.32216.8224.33.53336.3308.5-8.34262.2265.81.45272.5266.4-2.26374.1335.9-10.27431.0370.6-14.08321.4339.55.69395.4403.11.9

表4 有限元計(jì)算破壞載荷

3 齒板嚙合連接強(qiáng)度的影響因素

本文通過實(shí)驗(yàn)及有限元計(jì)算研究齒板嚙合區(qū)幾何特征參數(shù)(齒寬、齒高、齒數(shù))和螺栓預(yù)緊力對齒板嚙合連接強(qiáng)度的影響。

3.1 幾何特征參數(shù)的影響

通過實(shí)驗(yàn)及有限元計(jì)算得到了不同齒寬、齒高、齒數(shù)試件(螺栓預(yù)緊力均為10.3 kN)的破壞載荷，如圖10～圖12所示?？梢钥闯?，有限元分析結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

圖10 不同齒數(shù)齒板嚙合連接強(qiáng)度Fig.10 The joint strength of serrated plate connector with different tooth number

圖11 不同齒高的齒板嚙合連接強(qiáng)度Fig.11 The joint strength of serrated plate connector with different tooth height

圖12 不同齒寬的齒板嚙合連接強(qiáng)度Fig.12 The joint strength of serrated plate connector with different tooth width

3.1.1齒數(shù)的影響

在齒高(1.08 mm)、齒寬(80 mm)一定的條件下，通過改變齒數(shù)的方法，分析齒數(shù)對齒板嚙合連接強(qiáng)度的影響，結(jié)果如圖10所示。

從圖10中可以看出：當(dāng)齒數(shù)較少時(shí)，隨著齒數(shù)的增加，齒板嚙合連接強(qiáng)度近似線性增大；但當(dāng)齒數(shù)超過20齒時(shí)，隨著齒數(shù)增加，齒板嚙合連接強(qiáng)度增大趨勢漸緩。

產(chǎn)生上述現(xiàn)象的原因主要是：齒數(shù)較少時(shí)，各齒承載均勻性較好，各齒幾乎同時(shí)發(fā)生破壞,但隨著嚙合齒數(shù)的增加，各齒承載比例的均勻性變差，當(dāng)試件嚙合區(qū)兩側(cè)齒發(fā)生破壞時(shí)，中間齒仍未達(dá)到其承載極限，因此，當(dāng)嚙合齒數(shù)較多時(shí)，齒板嚙合連接強(qiáng)度并未隨齒數(shù)的增加而線性增大。這與螺紋連接強(qiáng)度[9]和螺紋副承載分布規(guī)律[10]的結(jié)論一致。

3.1.2齒高與齒寬的影響

在齒數(shù)(14)一定的條件下，只改變齒高(齒寬80 mm)或齒寬(齒高1.08 mm)，研究齒高和齒寬對齒板嚙合連接強(qiáng)度的影響，結(jié)果如圖11和圖12所示?？梢钥闯觯S著齒高(或齒寬)的增大，齒板嚙合連接強(qiáng)度近似線性增大。原因分析如下：齒形不變，隨著齒高的增大，齒根寬度線性增大，嚙合區(qū)齒的承剪面積隨之線性增大，類似地，隨著齒寬的增大，嚙合區(qū)齒的承剪面積也隨之線性增大，而齒發(fā)生剪切破壞時(shí)，其破壞強(qiáng)度隨著剪切面積的增大而線性增大，因此，隨著齒高(或齒寬)的增大，齒板嚙合連接強(qiáng)度線性增大。

3.2 預(yù)緊力的影響

在齒高(1.08 mm)、齒寬(80 mm)、齒數(shù)(14)不變的條件下，通過改變螺栓預(yù)緊力的大小來研究螺栓預(yù)緊力對齒板嚙合連接強(qiáng)度的影響，結(jié)果如圖13所示。

圖13 不同預(yù)緊力齒板嚙合連接強(qiáng)度Fig.13 The joint strength of serrated plate connector with different pretension force

從圖13中可以看出，隨著預(yù)緊力的增大，齒板嚙合連接強(qiáng)度呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，存在一最佳預(yù)緊力。主要原因分析如下：一方面，由螺栓預(yù)緊力產(chǎn)生的齒面間摩擦力能夠增大齒板嚙合連接強(qiáng)度；另一方面，本文研究的齒板嚙合連接結(jié)構(gòu)中，螺栓位于嚙合區(qū)兩側(cè)，且嚙合區(qū)之外的板與板存在間隙，預(yù)緊力的施加會(huì)使齒板發(fā)生彎曲變形，從而使得嚙合區(qū)兩側(cè)的齒在未承受工作載荷時(shí)便發(fā)生了彎曲變形，進(jìn)而削弱了連接結(jié)構(gòu)的承載能力。

所以，當(dāng)預(yù)緊力較小時(shí)，齒面間摩擦力占主導(dǎo)地位，隨著預(yù)緊力的增大，齒板嚙合連接強(qiáng)度增大；但是，當(dāng)預(yù)緊力過大時(shí)，齒板嚙合區(qū)兩側(cè)齒的彎曲變形對齒板嚙合連接承載能力的削弱起主要作用，隨著預(yù)緊力增大，齒板嚙合連接強(qiáng)度減小。這與實(shí)際工程經(jīng)驗(yàn)[11]一致。

故對于齒板嚙合連接結(jié)構(gòu)，在實(shí)際工程中需選擇合適的螺栓預(yù)緊力，以保證連接強(qiáng)度。

4 結(jié)論

(1)齒數(shù)較少時(shí)，齒板嚙合連接強(qiáng)度隨齒數(shù)的增多近似線性增大；當(dāng)齒數(shù)較多時(shí)，隨著齒數(shù)的增加，齒板嚙合連接強(qiáng)度增大趨勢漸緩。

(2)齒板嚙合連接強(qiáng)度隨齒高及齒寬的增大呈現(xiàn)近似線性增大。

(3)隨著預(yù)緊力的增大，齒板嚙合連接強(qiáng)度呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，存在最佳預(yù)緊力，故在實(shí)際工程中需選擇合適的螺栓預(yù)緊力，以保證連接強(qiáng)度。