戚 亮

（黃河水利職業(yè)技術(shù)學(xué)院，河南 開封 475004）

0 引言

復(fù)合材料預(yù)緊力齒連接是一種新型的高承載力復(fù)合材料連接技術(shù)。 它是在復(fù)合材料型材接頭位置加工環(huán)狀或條狀齒， 并在與其連接的金屬件上加工相匹配的齒，將復(fù)合材料和金屬件裝配后，在復(fù)合材料齒上施加一定徑向壓力， 通過金屬構(gòu)件與復(fù)合材料的界面摩擦力f 和復(fù)合材料層間剪切力τ 共同傳遞外荷載。由于復(fù)合材料的層間抗剪強(qiáng)度（通常高于50 MPa）明顯高于單純膠層抗剪強(qiáng)度（通常約為20 MPa），并且徑向壓力σ 也會進(jìn)一步提高復(fù)合材料的層間抗剪強(qiáng)度，因此整個接頭的連接效率較高。從應(yīng)用上講，應(yīng)用復(fù)合材料預(yù)緊力齒連接時， 更容易制作復(fù)合材料連接單元構(gòu)件。由于具有高效的連接性能，預(yù)緊力齒連接被應(yīng)用于國防及工業(yè)裝備上［1－5］。 為了更好地應(yīng)用該技術(shù)，一些學(xué)者對復(fù)合材料構(gòu)件齒槽加工和預(yù)緊力施加等關(guān)鍵問題進(jìn)行了研究。如，苗大勝對過盈配合施加預(yù)緊力的方法進(jìn)行了詳細(xì)的研究［6］；李飛等以雙切口剪切試驗(yàn)為基礎(chǔ)，對拉擠型復(fù)合材料進(jìn)行壓－剪試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)層間剪切強(qiáng)度隨著施加的預(yù)緊力增大而增大［7］；徐龍星通過預(yù)緊力單齒試件對復(fù)合材料預(yù)緊力齒連接在拉伸與壓縮下的極限承載力進(jìn)行了試驗(yàn)研究， 得出在拉壓狀態(tài)下復(fù)合材料齒剪切面剪應(yīng)變分布情況［8］；高建崗等通過試驗(yàn)研究了拉擠型玻璃纖維增強(qiáng)環(huán)氧樹脂基復(fù)合材料預(yù)緊力齒板接頭的層間剪切疲勞性能［9］。 現(xiàn)階段，大部分研究主要集中在接頭短期力學(xué)性能上， 雖然高建崗等對該類接頭進(jìn)行了疲勞性試驗(yàn)研究， 但研究主要集中在單齒接頭上，而在實(shí)際應(yīng)用中，預(yù)緊力齒連接多為多齒接頭形式。鑒于此，筆者針對多齒接頭復(fù)合材料開螺栓孔和不開螺栓孔2 種形式， 分別進(jìn)行疲勞試驗(yàn)， 探討了多齒試件與單齒試件疲勞性能的不同以及開孔對復(fù)合材料預(yù)緊力齒連接疲勞壽命的影響。

1 試驗(yàn)方案

1.1 試驗(yàn)材料

本研究的試件均采用玻璃纖維覆蓋表面的拉擠成型單向玻璃纖維樹脂基復(fù)合材料板，板厚為15 mm，寬為50 mm， 纖維體積含量為65%， 基體采用間苯樹脂。 與復(fù)合材料連接的金屬構(gòu)件選用寬50 mm、厚10 mm 的Q345 鋼板制作，其相關(guān)參數(shù)如表1 所示。 為了避免施加預(yù)緊力時螺栓對復(fù)合材料造成初始傷害，取鋼板寬度比復(fù)合材料寬度至少大兩倍的螺栓直徑。 使用不銹鋼12.9 級M6 高強(qiáng)螺栓來達(dá)到施加預(yù)緊力的目的，螺栓抗拉強(qiáng)度為700 MPa，屈服強(qiáng)度為450 MPa。采用M10 的普通螺栓與試驗(yàn)機(jī)連接。

1.2 試驗(yàn)設(shè)計

本試驗(yàn)分為A、B 兩組。A 組試驗(yàn)采用50 mm 寬的復(fù)合材料板，復(fù)合材料板上開螺栓孔，每端開6 道齒，預(yù)應(yīng)力為26 MPa。 A 組試件共有3 件，1 件用于強(qiáng)度檢驗(yàn)，2 件用于疲勞試驗(yàn)，開孔的復(fù)合材料板試件如圖1 所示，多齒復(fù)合材料接頭如圖2 所示。

B 組試驗(yàn)采用30 mm 寬的復(fù)合材料板，板上不開孔，在60 mm 寬的外部鋼板上開孔。 復(fù)合材料板上施加預(yù)緊力為26 MPa。 B 組試件共4 件，2 件用于靜力試驗(yàn)，2 件用于疲勞試驗(yàn)，加工好的復(fù)合材料板試件如圖3 所示，組裝好的疲勞試件如圖4 所示。

表1 試驗(yàn)材料參數(shù)表Tab.1 Test material parameters

圖1 開孔的多齒復(fù)合材料板試件Fig.1 Specimen of composite material plate without hole

圖2 多齒復(fù)合材料接頭Fig.2 Multitooth composite material connector

圖3 不開孔的多齒復(fù)合材料板試件Fig.3 Specimen of composite material plate without bolt hole

圖4 裝配好的疲勞試件Fig.4 Assembled fatigue specimen

2 實(shí)驗(yàn)過程

首先依靠靜力試驗(yàn)檢驗(yàn)2 種接頭的極限承載力，以便確定疲勞試驗(yàn)的荷載。 即在萬能試驗(yàn)機(jī)上，以0.5 mm／min 的位移分別對試件A1和B1、B2施加荷載，觀測力和位移曲線以及試件表面裂紋，確定其承載力。

測得A1拉伸強(qiáng)度為167 kN。 通過改進(jìn)的特征曲線法計算出該接頭承載力為176 kN， 誤差5.1%。測得B1、B2兩接頭的承載力分別為116 kN、124 kN，平均值為120 kN。 通過改進(jìn)的特征曲線法計算出該接頭承載力為113 kN，誤差5.8%。 由此可見，計算值和試驗(yàn)值符合較好。

在接頭實(shí)際使用中，若取安全系數(shù)為1.5，則疲勞荷載幅值取靜態(tài)承載力的65%，疲勞試驗(yàn)應(yīng)力比取0.1，以4 Hz 頻率在30 t 級的疲勞試驗(yàn)機(jī)上加載。A2、A3疲勞試驗(yàn)試件拉力范圍為11～110 kN。B3、B4疲勞試驗(yàn)試件拉力范圍為7.8～78 kN。試驗(yàn)中，記錄荷載位移曲線，觀測試件表面變化，以探討其疲勞壽命。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回曲線

試件A2、A3、B3、B4的滯回曲線如圖5～圖8 所示。

從圖5～圖8 可以看出，對于同一個試件，每次循環(huán)得到的滯回曲線形狀相似。 在低載荷水平時，形狀較寬；在高載荷水平時，形狀較窄。 對于單個滯回環(huán)，在加載階段，曲線斜率不斷減小。 這表明，試件中產(chǎn)生了微裂紋，導(dǎo)致永久塑性變形。 隨著循環(huán)次數(shù)的增加，滯回曲線均呈現(xiàn)出向下“漂移”的趨勢，即位移越來越大。 這是由于當(dāng)鋼板和齒被進(jìn)一步壓擠時，材料中殘余塑性應(yīng)變逐漸增加，內(nèi)部損傷逐步累積造成的。 滯回曲線在壽命前期分布比較稀疏，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，滯回曲線變得越來越密集。在壽命后期，滯回曲線又變得非常稀疏。造成這種現(xiàn)象的原因是初始缺陷較多，內(nèi)部損傷積累較快，致使位移變化比較大。 隨著循環(huán)次數(shù)增加，內(nèi)部缺陷和微裂紋的密度逐漸達(dá)到飽和， 開始穩(wěn)定發(fā)展，所以滯回曲線比較密集；但在接近疲勞斷裂時，材料承載力下降，內(nèi)部新的損傷急劇增加，所以滯回曲線比較稀疏。從滯回曲線圖還可以看出，同一個試件不同循環(huán)次數(shù)對應(yīng)的滯回曲線傾斜程度基本相同。 這說明，在疲勞過程中，試件的剛度沒有明顯降低。

3.2 破壞過程和斷面

試驗(yàn)中， 觀察試件兩側(cè)裂紋出現(xiàn)位置和疲勞循環(huán)次數(shù)， 并記錄疲勞破壞時斷面， 如圖9～圖16 所示。

圖5 試件A2 滯回曲線Fig.5 Hysteresis loop of specimen A2

圖6 試件A3 滯回曲線Fig.6 Hysteresis loop of specimen A3

圖7 試件B3 滯回曲線Fig.7 Hysteresis loop of specimen B3

圖8 試件B4 滯回曲線Fig.8 Hysteresis loop of specimen B4

圖9 A2 兩側(cè)裂紋隨循環(huán)次數(shù)出現(xiàn)次序Fig.9 Order of A2 crack on both sides with the number of cycles

圖10 A2 破壞斷面Fig.10 A2 destruction fracture

圖11 A3 裂紋與加載次數(shù)關(guān)系Fig.11 Relations of A3 crack and loading times

圖12 A3 裂紋隨循環(huán)次數(shù)變化Fig.12 Change of A3 crack by recycles

圖13 B3 裂紋隨循環(huán)次數(shù)變化Fig.13 Change of B3 crack by recycles

圖14 20 100 次疲勞破壞B3 斷面Fig.14 B3 fracture by 20 100 fatigue destruction

圖15 B4 裂紋隨循環(huán)次數(shù)變化Fig.15 Change of B4 crack by recycles

圖16 B4 斷面Fig.16 B4 fracture

由圖9～圖16 可知， 齒根處應(yīng)力集中導(dǎo)致4 個試件的裂紋均是先出現(xiàn)在第一齒的剪切面，之后沿著45°角斜向擴(kuò)展，但是并未貫穿，最終呈現(xiàn)拉伸疲勞破壞形式。 由此可見，多齒接頭的疲勞性能由復(fù)合材料板的拉伸疲勞性能控制，而不是由預(yù)緊力齒連接的剪切疲勞性能控制。

3.3 疲勞壽命

4 個多齒接頭疲勞壽命試驗(yàn)結(jié)果如表2 所示。

表2 各試件疲勞壽命Tab.2 Fatigue life of specimen

疲勞試驗(yàn)結(jié)果顯示， 在相同預(yù)緊力作用下，六齒平板預(yù)緊力接頭的疲勞壽命明顯小于相同荷載比的單齒平板接頭壽命［10］。 螺栓孔對復(fù)合材料預(yù)緊力齒連接接頭的疲勞影響顯著。 由于復(fù)合材料板開孔前期缺陷大，導(dǎo)致其疲勞性能與未開孔試件差一個數(shù)量級。

已知材料的拉伸強(qiáng)度為640 MPa， 在疲勞荷載作用下，最小橫截面處拉應(yīng)力幅值與拉伸強(qiáng)度的比值和壽命如表3 所示。

表3 各試件疲勞壽命Tab.3 Fatigue life of specimen

由表3 可知，對于玻璃纖維復(fù)合材料，多齒接頭的疲勞荷載幅值可以達(dá)到接頭靜態(tài)承載力的40%～53%，疲勞壽命在3 460～21 萬次之間，集中于幾萬次，拉伸疲勞壽命較低。 因此，可以選擇靜態(tài)拉伸強(qiáng)度較高的材料，比如碳纖維復(fù)合材料，其拉伸強(qiáng)度在1 000 MPa 以上， 則可降低疲勞荷載幅值占靜強(qiáng)度的比例，大幅調(diào)高構(gòu)件的拉伸疲勞壽命，以便發(fā)揮構(gòu)件的剪切疲勞性能。

由此可見， 對于玻璃纖維復(fù)合材料多齒連接接頭而言，疲勞荷載幅值為65%靜態(tài)承載力時，不開孔試件的壽命大于20 000 次，可以滿足軍用橋梁等設(shè)計壽命小于20 000 次結(jié)構(gòu)的要求。 而對于設(shè)計壽命要求較高的民用結(jié)構(gòu)而言， 可采用靜態(tài)和疲勞性能更好的纖維增強(qiáng)樹脂基復(fù)合材料， 如碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料。

4 結(jié)語

綜上所述， 玻璃纖維復(fù)合材料多齒連接接頭的疲勞性能主要由玻璃纖維復(fù)合材料本身的拉伸疲勞性能決定，而非剪切疲勞性能決定。本文使用的玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合材料預(yù)緊力齒連接接頭可以滿足軍用橋梁等設(shè)計壽命小于20 000 次結(jié)構(gòu)的要求，而對設(shè)計壽命要求較高的民用結(jié)構(gòu)而言， 可以采用靜態(tài)和疲勞性能更好的纖維增強(qiáng)樹脂基復(fù)合材料， 如碳纖維復(fù)合材料。