歐陽蔚瑾，吳釗林，趙 兵

（青海大學，西寧 810016）

高速旋轉(zhuǎn)的轉(zhuǎn)子是航空發(fā)動機的核心部件，在裝配時可通過給轉(zhuǎn)子連接螺栓施加適當?shù)妮S向預(yù)緊力，來確保高速旋轉(zhuǎn)的轉(zhuǎn)子安全可靠運行[1-3]。轉(zhuǎn)子連接螺栓的疲勞強度與螺栓預(yù)緊力密切相關(guān)[4]，當螺栓預(yù)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(yù)緊力過大，將會導致轉(zhuǎn)子連接結(jié)構(gòu)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(yù)緊力過小，將使轉(zhuǎn)子不能正常連接和運轉(zhuǎn)[5]。因此，迫切需要提升螺栓預(yù)緊力控制精度，改進航空發(fā)動機轉(zhuǎn)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(jié)構(gòu)、潤滑方式、擰緊次數(shù)等多種因素對螺栓擰緊預(yù)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(yù)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(yù)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(shè)計，通過監(jiān)測扭矩來控制預(yù)緊力。雖然應(yīng)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(yù)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(shè)計了螺栓中應(yīng)變片布置方案和測量段的結(jié)構(gòu)，用連接試驗分別對此軸向力與應(yīng)變關(guān)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(jié)果與軸向力理論計算結(jié)果、預(yù)緊力工程算法的計算結(jié)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(jié)合面細微觀機理和結(jié)構(gòu)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(shù)，并分析了其測量精度不足和應(yīng)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(yù)緊力關(guān)系的影響。Croccolo等[15]用試驗設(shè)計方法分析了不同條件對螺栓扭矩-預(yù)緊力關(guān)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(zhuǎn)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(yù)緊力關(guān)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(yù)緊力大小及穩(wěn)定性的影響，發(fā)現(xiàn)使用扭矩-轉(zhuǎn)角法、分步擰緊和提高轉(zhuǎn)速均可使預(yù)緊力的波動趨于平穩(wěn)，進而提高預(yù)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(zhuǎn)化系數(shù)的不恒定，對螺栓預(yù)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(lǐng)域螺栓連接結(jié)構(gòu)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(chǔ)研究基本空白，此外針對航空發(fā)動機螺栓連接結(jié)構(gòu)類型、特種材料的擰緊參數(shù)研究也十分缺乏。本文結(jié)合航空發(fā)動機螺栓多次裝調(diào)工藝特性，設(shè)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(zhuǎn)子螺栓連接現(xiàn)有工藝與修正策略所得螺栓預(yù)緊力控制效果評估，從而為航空發(fā)動機轉(zhuǎn)子螺栓連接預(yù)緊力控制效果改進提供參考。

1 試驗設(shè)計

1.1 試件制備與裝置

本文截取了轉(zhuǎn)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(yīng)用于螺栓裝配領(lǐng)域。本文還專門設(shè)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(shè)備，由德國SCHATZ螺紋扭拉試驗機和超聲緊固力測量系統(tǒng)構(gòu)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(shè)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(yù)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(zhuǎn)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(yīng)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(zhuǎn)子螺栓連接預(yù)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(yù)緊力F/扭矩T及轉(zhuǎn)角的對應(yīng)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(yù)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(jié)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(jié)構(gòu)，自身存在收口自鎖扭矩Ts，因此扭拉關(guān)系轉(zhuǎn)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(yù)緊力差異。

2.1 現(xiàn)行加載方法試驗結(jié)果

航空發(fā)動機轉(zhuǎn)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(yù)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(jié)果進行統(tǒng)計學分析，求第1～5次的螺栓預(yù)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(yù)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(yù)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(yù)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(yù)緊力偏離目標預(yù)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(yù)緊力百分比Fig.6 Percentage of current loading deviation from target preload

2.2 修正結(jié)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(yīng)用。

2.2.1 修正策略一

以充分潤滑30 kN目標預(yù)緊力對應(yīng)的輸入扭矩40 N·m為標定，40 N·m扭矩對應(yīng)的不同潤滑條件、不同次數(shù)下的螺栓預(yù)緊力平均值及方差如表3所示。修正策略一對螺栓預(yù)緊力的離散度有一定的修正作用，由表3可知，螺栓預(yù)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(yù)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(yù)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(jié)果偏離目標預(yù)緊力百分比。其中，修正策略一的偏離30 kN目標預(yù)緊力百分比如圖7（a）所示。

表3 修正策略一所得螺栓預(yù)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(jié)果偏離目標預(yù)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(yīng)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(yù)緊力平均值及方差如表4所示?？芍?，修正策略二相較于修正策略一，其螺栓預(yù)緊力的方差并未有所降低。偏離30 kN目標預(yù)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(yù)緊力百分比如圖7（b）所示?？傊拚呗远稍诔浞譂櫥?、僅潤滑螺母條件下進行修正。

表4 修正策略二所得螺栓預(yù)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(yīng)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(yīng)形式進行加載，其螺栓預(yù)緊力平均值及方差如表5所示?？芍?，相較于修正策略二，其螺栓預(yù)緊力的方差并未有所改善；偏離30 kN目標預(yù)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(yù)緊力百分比如圖7（c）所示。

表5 修正策略三所得螺栓預(yù)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(yù)緊力在5%左右?？梢?，充分潤滑下，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?，在僅潤滑螺母條件下，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(yù)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。可見，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(jié)論

本文針對航空發(fā)動機轉(zhuǎn)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(jié)論。

（1）不同潤滑條件下3種扭矩修正策略所得螺栓預(yù)緊力偏離目標預(yù)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(yù)緊力偏離目標預(yù)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(yù)緊力偏離目標預(yù)緊力的程度變化較為平穩(wěn)。

（3）螺栓預(yù)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(yù)緊力偏差離散度最大。

研究表明航空發(fā)動機轉(zhuǎn)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(yù)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)。