軸向預緊力對楔形螺母防松性能的影響
2018-11-13李天雷1，李 宏2，鄧智昌2，王 卓2，丁曉宇1
（1.北京理工大學機械與車輛學院，北京，100081；2.內蒙古機械集團有限公司，內蒙古包頭 014030）
（1.北京理工大學機械與車輛學院，北京，100081；2.內蒙古機械集團有限公司，內蒙古包頭 014030）
螺紋連接優點眾多，是機械產品中應用Z廣泛的連接方式之一。螺栓連接結構的松動不僅會降低預緊力，而且還會誘發螺栓斷裂[1]，造成嚴重事故。常用的防松方法有很多，其中楔形螺母是近些年受關注度較高的防松產品。20世紀70年代美國底特律工具公司經過長期研究，設計出楔形螺母，有效地解決了螺栓連接的松動問題[2]。楔形螺母憑借其良好的防松性能，在汽車工業、工程機械、鐵路系統和軌道交通、醫療、航天等領域得到很好的應用。近年來，楔形螺母在工程領域的應用研究仍在繼續。許克楊等人[3]介紹了楔形角螺紋在主齒凸緣螺母的應用，改善了主齒凸緣螺母的松脫問題；朱衍順等人[4]對楔形螺母在重卡驅動橋殼上的應用展開研究，利用橋殼疲勞試驗機驗證了楔形螺母具有很好的防松效果；D.M.S.Ronden等人[5]在醫學領域GUPP（Generic Upper Port Plug）的研究上采用楔形螺母對儀器進行緊固；張挺等人[6-7]將楔形螺母與其他緊固件進行比較研究，探究了不同緊固件的防松性能；A.S.Tremsin等人[8]則是利用能量分辨中子透射成像法對楔形螺母進行非破壞性檢測，使得楔形螺母的檢測手段有了新的突破。雖然許多學者利用各種方法檢驗楔形螺母的防松性能，然而對于究竟采用什么樣的安裝工藝才能確保Z優的防松性能并未給出說明。公開文獻資料中也缺乏對其擰緊工藝的相關參考。筆者通過試驗來探究初始軸向預緊力對楔形螺母防松性能的影響。
1 試驗研究
1.1 理論分析
20世紀60年代后期，德國工程師G.H.Junker[9]從橫向動載條件入手展開對螺栓連接松動問題的研究，對螺栓連接件施加橫向振動載荷，發現螺栓連接在橫向動載的條件下非常容易發生松動，于是Junker設計了橫向振動試驗機。橫向振動試驗機如圖2所示，被測螺栓通過螺母緊固到往復運動的活動板和固定架上，滾動軸承用來減小活動板和基座之間的摩擦，活動板通過連桿與偏心輪相連而受到往復循環的橫向載荷，試驗螺栓的軸向力以及施加的橫向力通過力傳感器測得，往復活動板的位移由位移傳感器測量得到。通過預緊力的衰減曲線，可以分析螺栓的防松性能。Junker的研究工作深化了人們對于螺栓連接松動機理的認識，他設計的試驗方法和設備后來也被其他學者廣泛采用，并被稱為Junker測試（或Junker試驗）。利用橫向振動試驗機，可以用來探究初始軸向預緊力對楔形螺母防松性能的影響。
1 試驗研究
1.1 理論分析
20世紀60年代后期，德國工程師G.H.Junker[9]從橫向動載條件入手展開對螺栓連接松動問題的研究，對螺栓連接件施加橫向振動載荷，發現螺栓連接在橫向動載的條件下非常容易發生松動，于是Junker設計了橫向振動試驗機。橫向振動試驗機如圖2所示，被測螺栓通過螺母緊固到往復運動的活動板和固定架上，滾動軸承用來減小活動板和基座之間的摩擦，活動板通過連桿與偏心輪相連而受到往復循環的橫向載荷，試驗螺栓的軸向力以及施加的橫向力通過力傳感器測得，往復活動板的位移由位移傳感器測量得到。通過預緊力的衰減曲線，可以分析螺栓的防松性能。Junker的研究工作深化了人們對于螺栓連接松動機理的認識，他設計的試驗方法和設備后來也被其他學者廣泛采用，并被稱為Junker測試（或Junker試驗）。利用橫向振動試驗機，可以用來探究初始軸向預緊力對楔形螺母防松性能的影響。
1.2 橫向振動試驗
橫向振動試驗如表1所列。試驗中，楔形螺母及螺栓的材料均為45，強度等級均為8.8級，為保證試驗安全，要求軸向預緊力不超過螺栓屈服極限的70%（即為23kN）。按照國家標準GB/T10431—2008緊固件橫向振動試驗方法，試驗振幅為1mm，頻率為12.5Hz，振動周期為2000個。橫向振動試驗機可以精確控制螺栓軸向力的大小，初始軸向預緊力分別為10、12、15、18、23kN共5組，試驗來觀測不同初始軸向預緊力所對應螺母的松動情況，并記錄不同周期對應的預緊力。
橫向振動試驗如表1所列。試驗中，楔形螺母及螺栓的材料均為45，強度等級均為8.8級，為保證試驗安全，要求軸向預緊力不超過螺栓屈服極限的70%（即為23kN）。按照國家標準GB/T10431—2008緊固件橫向振動試驗方法，試驗振幅為1mm，頻率為12.5Hz，振動周期為2000個。橫向振動試驗機可以精確控制螺栓軸向力的大小，初始軸向預緊力分別為10、12、15、18、23kN共5組，試驗來觀測不同初始軸向預緊力所對應螺母的松動情況，并記錄不同周期對應的預緊力。
1.3 結果分析
橫向振動試驗機會自動記錄振動過程中螺栓軸向力變化情況，檢測記錄的數據會同步到電腦，得到振動過程中的軸向預緊力衰減曲線，曲線的衰減斜率越低，說明防松性能越好。軸向預緊力衰減曲線如圖2所示。從圖2可以觀察到，當楔形螺母的初始軸向預緊力為23kN時，其防松性能反而低于施加相同初始軸向力普通粗牙螺母的防松性能。在使用楔形螺母擰緊普通螺栓時，當初始軸向預緊力為10kN時，軸向預緊力下降較快，軸向預緊力的變化不穩定，由于未達到防松所需的預緊力，因而楔形螺母不能達到防松效果；當初始軸向預緊力為23kN時，楔形螺母也無法達到防松效果；能夠達到防松效果的初始軸向預緊力在12~18kN之間（螺栓屈服極限的35%～55%）。
橫向振動試驗機會自動記錄振動過程中螺栓軸向力變化情況，檢測記錄的數據會同步到電腦，得到振動過程中的軸向預緊力衰減曲線，曲線的衰減斜率越低，說明防松性能越好。軸向預緊力衰減曲線如圖2所示。從圖2可以觀察到，當楔形螺母的初始軸向預緊力為23kN時，其防松性能反而低于施加相同初始軸向力普通粗牙螺母的防松性能。在使用楔形螺母擰緊普通螺栓時，當初始軸向預緊力為10kN時，軸向預緊力下降較快，軸向預緊力的變化不穩定，由于未達到防松所需的預緊力，因而楔形螺母不能達到防松效果；當初始軸向預緊力為23kN時，楔形螺母也無法達到防松效果；能夠達到防松效果的初始軸向預緊力在12~18kN之間（螺栓屈服極限的35%～55%）。
2 有限元計算分析
2.1 有限元模型的建立
楔形螺母連接有限元模型如圖3所示。選擇雙線性模型來近似模擬材料的塑性特性，具體材料參數：彈性模量為206GPa，泊松比為0.3，屈服極限為350MPa，切線模量為1550MPa，摩擦因數為0.15。楔形螺母連接網格的劃分、單元及材料的定義、接觸對的設置均在Hypermesh中完成；約束、軸向預緊力及橫向周期載荷的施加均在ANSYS中實現。由圖3可知，對螺栓頭部施加x、y、z方向的約束，活動板下側施加y、z方向的約束；采用PRETS179單元來進行軸向預緊力的施加；螺母的作用主要是使螺栓在軸向伸長，因此可直接將螺栓非螺紋部分“切開”，添加PRETS179單元產生軸向預緊力；在活動板的側面施加x方向的橫向周期載荷，振幅取0.1mm。
2.1 有限元模型的建立
楔形螺母連接有限元模型如圖3所示。選擇雙線性模型來近似模擬材料的塑性特性，具體材料參數：彈性模量為206GPa，泊松比為0.3，屈服極限為350MPa，切線模量為1550MPa，摩擦因數為0.15。楔形螺母連接網格的劃分、單元及材料的定義、接觸對的設置均在Hypermesh中完成；約束、軸向預緊力及橫向周期載荷的施加均在ANSYS中實現。由圖3可知，對螺栓頭部施加x、y、z方向的約束，活動板下側施加y、z方向的約束；采用PRETS179單元來進行軸向預緊力的施加；螺母的作用主要是使螺栓在軸向伸長，因此可直接將螺栓非螺紋部分“切開”，添加PRETS179單元產生軸向預緊力；在活動板的側面施加x方向的橫向周期載荷，振幅取0.1mm。
2.2 有限元研究
設定初始軸向預緊力分別為15、20、25kN，振動20個周期后，得到螺栓軸向預緊力在振動過程中的衰減仿真曲線如圖4所示。由圖4可知：初始軸向預緊力為15、20kN的防松效果明顯好于25kN的結果；剩余軸向預緊力在第5個周期后開始穩定衰減；軸向預緊力衰減速率的快慢反映了楔形螺母防松性能的好壞。
初始軸向預緊力對螺紋面接觸應力的影響如圖5所示。提取楔形螺母上每個節距內的楔形面所受平均接觸應力，軸向預緊力對楔形面接觸應力的影響如圖6所示。由圖5、6可知：當初始軸向預緊力為15、20kN時，螺栓螺紋牙緊緊頂在楔形螺母的楔形面上，這種接觸狀態符合楔形螺母設計的初衷，此時軸向預緊力在不同節距上是近似均勻分布的；而當初始軸向預緊力為25kN時，由于存在顯著的變形，螺栓螺紋牙與楔形螺母之間的接觸區域已經不局限于楔形面上，即外螺紋牙頂和內螺紋楔形面的咬合關系被破壞，這種接觸狀態已經不符合楔形螺母設計的初衷，軸向預緊力在不同節距上也不再是均勻分布，此時的接觸狀態與普通六角螺母的螺紋接觸狀態相近，自然也就無法起到相應的防松效果。楔形螺母在與普通螺栓配合使用時，如果初始軸向預緊力過小，無法達到防松所需的軸向預緊力而容易松脫；結合有限元仿真結果可知，如果初始軸向預緊力過大，外螺紋牙頂和內螺紋楔形面的咬合關系被破壞，這種接觸狀態已經不符合楔形螺母設計的初衷，不同節距上的應力也不再是近似均勻分布，自然無法達到相應的防松效果；因此，楔形螺母在使用時不能使用過大的初始軸向預緊力。
設定初始軸向預緊力分別為15、20、25kN，振動20個周期后，得到螺栓軸向預緊力在振動過程中的衰減仿真曲線如圖4所示。由圖4可知：初始軸向預緊力為15、20kN的防松效果明顯好于25kN的結果；剩余軸向預緊力在第5個周期后開始穩定衰減；軸向預緊力衰減速率的快慢反映了楔形螺母防松性能的好壞。
初始軸向預緊力對螺紋面接觸應力的影響如圖5所示。提取楔形螺母上每個節距內的楔形面所受平均接觸應力，軸向預緊力對楔形面接觸應力的影響如圖6所示。由圖5、6可知：當初始軸向預緊力為15、20kN時，螺栓螺紋牙緊緊頂在楔形螺母的楔形面上，這種接觸狀態符合楔形螺母設計的初衷，此時軸向預緊力在不同節距上是近似均勻分布的；而當初始軸向預緊力為25kN時，由于存在顯著的變形，螺栓螺紋牙與楔形螺母之間的接觸區域已經不局限于楔形面上，即外螺紋牙頂和內螺紋楔形面的咬合關系被破壞，這種接觸狀態已經不符合楔形螺母設計的初衷，軸向預緊力在不同節距上也不再是均勻分布，此時的接觸狀態與普通六角螺母的螺紋接觸狀態相近，自然也就無法起到相應的防松效果。楔形螺母在與普通螺栓配合使用時，如果初始軸向預緊力過小，無法達到防松所需的軸向預緊力而容易松脫；結合有限元仿真結果可知，如果初始軸向預緊力過大，外螺紋牙頂和內螺紋楔形面的咬合關系被破壞，這種接觸狀態已經不符合楔形螺母設計的初衷，不同節距上的應力也不再是近似均勻分布，自然無法達到相應的防松效果；因此，楔形螺母在使用時不能使用過大的初始軸向預緊力。
3 結語
初始軸向預緊力控制在螺栓屈服極限35%～55%時，能夠保證楔形螺母與普通螺栓連接結構達到很好的防松效果。進而推廣到一般的楔形螺母，對于規格、材料、熱處理工藝等條件確定的楔形螺母螺栓結構，其屈服極限值是固定的，該種規格楔形螺母的初始軸向預緊力則為其屈服極限值的35%～55%。
參 考 文 獻
[1] 王 榮．汽車螺栓斷裂失效分析 [J]．理化檢驗 - 物理分冊，2005，41(9)：471-474.
[2] 張 力．美國施必牢 Spiralock 防松螺母：獨具特色的螺紋構造無與倫比的防松性能 [J]．城市軌道交通研究，2005(5)：74-75.
[3] 許克楊，陳 利，潘 毅．30°楔形角螺紋在主齒凸緣螺母上應用的研究 [J]．裝備制造技術，2017(4)：129-131.
[4] 朱衍順，宋年秀，黃玉亭．施必牢螺紋在重卡驅動橋殼上的應用研究 [J]．青島理工大學學報，2013，34(5)：92-95.
[5] RONDEN D M S，DAMMANN A，ELZENDOORN B，et al.The remote handling compatibility analysis of the ITER genericupperport plug structure [J]. Fusion Engineering and Design，2014，89(7-8)：1009-1013.
[6] 張 挺，姜招喜，馮 梅，等．緊固件抗振防松性能比較[J]．金屬制品，2012，38(1)：78-80.
[7] 陳 靜．螺紋緊固件防松技術應用研究 [J]．現代制造，2017 (24)：95-96.
[8] T R E M S I N A S，YAU T Y, KOCKELMANN W. N o ndestructive examination of loads in regular and self-locking Spiralock® threads through energy-resolved neutron imaging [J]. Strain，2016，52 (6)：548-558.
[9] JUNKER G H. Criteria for self-loosening of fasteners under vibration [J]. Aircraft Engineering and Aerospace Technology，1969，44(10)：10-16.
初始軸向預緊力控制在螺栓屈服極限35%～55%時，能夠保證楔形螺母與普通螺栓連接結構達到很好的防松效果。進而推廣到一般的楔形螺母，對于規格、材料、熱處理工藝等條件確定的楔形螺母螺栓結構，其屈服極限值是固定的，該種規格楔形螺母的初始軸向預緊力則為其屈服極限值的35%～55%。
參 考 文 獻
[1] 王 榮．汽車螺栓斷裂失效分析 [J]．理化檢驗 - 物理分冊，2005，41(9)：471-474.
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[8] T R E M S I N A S，YAU T Y, KOCKELMANN W. N o ndestructive examination of loads in regular and self-locking Spiralock® threads through energy-resolved neutron imaging [J]. Strain，2016，52 (6)：548-558.
[9] JUNKER G H. Criteria for self-loosening of fasteners under vibration [J]. Aircraft Engineering and Aerospace Technology，1969，44(10)：10-16.
來源：《礦山機械》2018年5期