前 言
由于联接可靠、结构简单以及装拆便捷等优点， 螺纹联接广泛应用于各类机械结构中，是最常用的紧 固方式之一。
螺纹联接的主要功能是保证被联接结 构之间可靠地传递力或运动。螺纹联接松动作为最 主要的失效形式，其失效标志是螺栓张紧力的降低， 螺纹联接失效轻则产生异响，重则导致重大安全事故。
因此，研究螺纹联接的松动机理以及防松机理具 有重要的工程应用价值及理论价值。
01
螺纹联接防松机理
1.1螺纹联接松动机理
螺纹紧固件装配后，由于螺纹副之间的摩擦力和螺栓头、螺母支承面与被联接件之间的摩擦力作用， 产生相应的摩擦扭矩，使外部载荷作用下的螺纹副滑 动趋势得到阻止。
在单次大载荷或者循环载荷作用 下，螺纹紧固件及其被联接件均会发生塑性变形，造 成轴向力的缓慢下降，此阶段内螺栓与螺母之间的螺 纹副接触以及支承面接触均未产生相对滑动或者相 对滑动很小;
当螺栓的轴向力下降到某一临界值时， 螺纹联接进入结构松动期，各接触面之间出现相对滑 动，包括螺纹副的相对滑动以及支承面与被联接件表 面的相对滑动，最终导致螺纹联接松动失效甚至断裂失效。
1.2螺纹联接防松机理
螺纹联接的基本原理是通过施加初始预紧力，使被联接件的接触面之间不产生相对滑动。目前拧紧过程中大多采用扭矩控制法来进行预紧力的控制，拧紧扭矩与初始预紧力的关系为:
T = KFD ( 1)
式中: T 为拧紧扭矩，N ·m;K 为扭矩系数;D 为公称直径，mm; F 为初始预紧力，N。
拧紧扭矩也可表示为:
1. 2.1螺纹联接拧紧时受力分析
螺纹联接中，将螺母简化为滑块，并假想在螺纹 中径处展开，可得螺纹联接拧紧时受力图如图1 所示。螺纹拧紧扭矩的力学关系可由图 1 分析。
图 1 螺纹联接拧紧时受力图
图 1 中: v 代表螺母拧紧方向; F 为初始预紧力，N; Ft 为旋转螺母的水平推力，N; FN 为支反力，N; uth为螺纹摩擦因数;
uth FN 为螺母旋转时的滑动摩擦力，N; FＲ 为支反力 FN 与滑动摩擦力 uth FN 的合力，N;
为螺纹升角，
; ρ 为摩擦角，ρ =
;
d 2为螺纹中径，mm; P h为螺母旋转 360°的升程，mm; P 为螺距，mm。图 1 中，当滑块上升时，F 与 FＲ 的夹角为
，由螺母螺纹在螺栓螺纹斜面上的受力平衡可得:
式中: d 为螺栓公称直径，mm; ub 为支承面摩擦因数; rb 为支承面摩擦扭矩的等效半径，mm; dw 为接触的支承面外径，mm; dh 为接触的支承面内径，mm。
1.2.2螺纹联接拧松时受力分析
螺纹联接中，将螺母简化为滑块，并假想在螺纹 中径处展开，可得螺纹联接拧松时受力图如图2 所示。螺纹拧松扭矩的力学关系可由图 2 分析。
图 2 螺纹联接拧松时受力图
图 2 中，当滑块下滑时，F 与 FＲ 的夹角为
，由螺母螺纹在螺栓螺纹斜面上的受力平衡可得:
利用以上计算模型，分别计算了 M10 × 1.5–8.8和 M10 × 1. 25- 8. 8，即粗牙螺纹和细牙螺纹的拧紧扭矩和拧松扭矩，摩擦因数取 0.2，初始预紧力按 GB / T3098.1—2010 中细牙螺纹保证载荷的 75 % 计算。
此处将初始预紧力选定为 26 625 N。对应的其他螺纹紧固件参数按对应标准选择。粗牙螺纹和细牙螺纹拧紧扭矩和拧松扭矩对比分析如表 1 所示。
由表1 分析可知，细牙螺纹的拧松扭矩更大，防松效果更好。
1.2.3有效力矩型锁紧螺母计算模型修正
有效力矩型( Prevailing Torque) 锁紧螺母的防松，本质是在联接副中增加一个不随外力变化的摩擦力矩，摩擦力矩主要加在螺母上。
目前主要有 4 种常见的全金属有效力矩型锁紧螺母: 锥形自锁、金属嵌片、非金属嵌件以及带颈收口螺母。
由于摩擦力矩的存 在，有效力矩型锁紧螺母的拧紧扭矩和拧松扭矩与普通螺母的计算模型存在差异，因此，需对普通螺母的计算模型进行修正。
1) 拧紧扭矩。有效力矩型锁紧螺母在拧紧时，由于存在一个摩擦力矩，因此，会产生一个阻止螺母旋转的水平阻力 Fpt ，方向与图 1 中 Ft 相反，因此，有如下等式:
由上述计算过程可知，与普通螺母相比，有效力矩型锁紧螺母拧紧时相当于增加了一个扭矩
，即摩擦力矩 Tpt 。综合可得拧紧扭矩为:
不同规格的有效力矩型锁紧螺母的摩擦力矩 Tpt值已在 GB / T 3098． 9—1993 中给出。
2) 拧松扭矩。由以上拧紧扭矩计算过程并结合图 2 可知，有效力矩型锁紧螺母的拧松扭矩为:
3) 修正模型的试验验证。
( 1) 理论计算。利用有效力矩型锁紧螺母的修正模型计算 M10 × 1. 25-8.8非金属嵌件六角锁紧螺母的拧紧扭矩和拧松扭矩。查询标准可知有效力矩 Tpt 为 10.5 N·m，结合表 1 中M10 × 1.25-8. 8 细牙螺纹的拧紧扭矩和拧松扭矩可得非金属嵌件六角锁紧螺母的拧紧扭矩和拧松扭矩分别为:
( 2) 试验验证。
利用德国 Schatz 制造的 Schatz@ – Analyse 卧式多功能螺纹紧固件分析系统，根据GB / T 16823.3《螺纹紧固件拧紧试验方法》进行非金属嵌件六角锁紧螺母的拧紧扭矩和拧松扭矩检测。Schatz @ -Analyse 卧式多功能螺纹紧固件分析系统如图 3所示。
试验中轴向力切断值设置为 26.625 kN，进行 10组试验，非金属嵌件六角锁紧螺母的拧紧扭矩和拧松扭矩试验结果如表 2 所示。
拧紧扭矩试验结果平均值与理论值误差 δT，拧松扭矩试验结果平均值与理论值误差 δT’ 分别为:
由试验结果可知，修正模型可有效计算非金属嵌件六角锁紧螺母的拧紧扭矩和拧松扭矩，其误差均在允许范围内，因此，修正模型合理有效。
图 3 Schatz@ -Analyse 卧式多功能螺纹紧固件分析系统
表 2 非金属嵌件六角锁紧螺母的拧
02
螺纹联接松动影响因素分析
从以上拧松扭矩计算模型中可以看出，初始预紧力、摩擦因数、螺纹结构尺寸以及支承面摩擦扭矩的等效半径等因素均会对螺纹联接结构的拧松扭矩产生影响。
2. 1 初始预紧力
初始预紧力的作用是保证被联接件不产生相对滑动。过小的初始预紧力会使螺纹联接直接进入结构松动期;
而过大的初始预紧力会造成支承面的压溃，导致轴向力衰减，随即出现联接松动，过大的初始预紧力甚至会造成螺栓的屈服断裂。
在合理范围内， 增大初始预紧力可以增加螺纹接触面的正压力，从而 增大螺纹副间的摩擦力，可有效提升螺纹联接的防松 性能，因此，选择合适的初始预紧力对螺纹联接的防 松至关重要。
2.2摩擦因数
由螺纹联接拧紧扭矩计算模型可知，螺纹摩擦因数以及支承面摩擦因数分别对拧紧扭矩的两个组成部分有重要影响。
摩擦因数越大，产生的支承面扭矩以及螺纹扭矩也越大，螺纹联接的防松性能［2.8］越好;然而，过大的摩擦因数会导致扭矩系数 K 偏大，造成初始预紧力不足，无法满足拧紧要求，导致螺纹联接松脱失效，因此，需合理选择摩擦因数。
2.3 螺纹旋合长度
螺纹联接中，螺栓所受的轴向力主要由螺栓螺母的旋合部分承担，且不均匀分配至各圈啮合螺纹，最大承载位置为第一扣螺纹牙。
有文献表明，承载螺纹圈数增多，摩擦面增加，会对改善防松性能产生积极的影响。螺栓螺纹旋合长度越短，啮合螺纹越少，使得螺纹牙的承载不均匀性越大，导致螺纹联接更易出现松动。
对于标准螺母，在施加初始预紧力后，各圈螺纹都会承受一定比例的载荷，不均匀性有所改善，防松能力得到提高。由于末端各扣螺纹不承载，故盲目增加啮合螺纹圈数( 旋合长度) 对螺纹联接的预紧和防松是没有意义的。
2. 4 防松方式
防松方式指的是各种防松方法以及新型螺纹。不同的防松方式对螺纹联接防松性能的提升能力是 不同的。在工程实际中常使用的防松形式可以大致 分为 4 类: 摩擦防松、机械防松、破坏螺纹副防松以及变齿形防松。
03
防松性能影响因素试验研究
本次横向振动试验分别研究了初始预紧力、摩擦因数、螺纹旋合长度以及防松方式对螺纹紧固件防松性能的影响，试验在安布内科横向振动试验机上进行，横向振动试验机如图 4 所示。
装配不同要求的紧固件在横向振动试验机上，而后在 12． 5 Hz 振动频率、± 1 mm 振幅的振动环境下，记录不同时刻螺栓残余轴向力的大小。试验按照GB / T 10431—2008《紧固件横向振动试验方法》执行。
图 4 横向振动试验机
3. 1初始预紧力对防松性能的影响
本试验主要分析初始预紧力的大小对螺纹紧固件防松性能的影响，试验样件为 M10 × 1． 25 × 70-8． 8普通六角头螺栓与 M10 × 1． 25-8． 8 普通六角螺母，螺母与螺栓采用 6H /6h 配合，螺栓螺母摩擦因数控制为0.21 ～ 0. 27。
试验前利用 Schatz@ -Analyse 卧式多功能螺纹紧固件分析系统对样件进行拧紧试验，得到螺 栓的屈服轴力约为 40 kN。对试验样件分别拧紧至12、20、25、28、36 和 42 kN( 初始预紧力) ，在横向振动试验机上进行横向振动试验，实时测量残余轴向力， 统计试验数据，经计算，得出初始预紧力对防松性能 的影响曲线如图 5 所示。
图 5 初始预紧力对防松性能的影响
由图5 分析可知，在屈服轴力范围内，初始预紧力越大，防松性能越好。当初始预紧力为屈服轴力的90 % ( 即 36 kN) 时，振动 120 s 后，残余轴向力为初始预紧力的92 % 。
当初始预紧力过低时，如图5 所示初始预紧力为 12 kN 时，振动 120 s 后残余轴向力为初始预紧力的 56. 7 % 。
当初始预紧力( 42 kN) 超过螺栓屈服轴力时，振动 120 s 后残余轴向力为初始预紧的 37.6 % ，由上述理论分析可知，此时由于材料塑性变形导致螺纹联接开始松动，因此，在拧紧时切勿使初始预紧力超过屈服轴力。
试验结果表明，过高或者过低的初始预紧力都会导致螺纹联接松动，当初始预紧力达到屈服轴力的50 % 及以上时，能有效提高螺纹联接的防松性能。
3.2 摩擦因数对防松性能的影响
该组试验主要分析摩擦因数对螺纹紧固件防松性能的影响，试验样件为 M10 × 1．25 × 70-8．8 普通六角头螺栓与 M10 × 1.25-8 8 普通六角螺母，通过不同的表面处理方式将一组试验样件摩擦因数控制在010 ～ 016，将另一组试验样件摩擦因数控制在0．21 ～ 0. 27。
初始预紧力统一定为 20 kN，在横向振动试验机上进行横向振动试验，实时测量残余轴向力，统计试验数据，经计算，得出摩擦因数对防松性能的影响曲线如图 6 所示。
图 6 摩擦因数对防松性能的影响
由图 6 可知，摩擦因数为 0．10 ～ 0.16 时，拧紧至 20 kN，横向振动 30 s 时，轴向力已经出现较大的衰减，120 s 后残余轴向力为初始预紧力的 51 % 。
而摩擦因数为 0 21 ～ 0．27 的螺栓螺母配合时，拧紧至 20 kN，振动 120 s 后残余轴向力仍为初始预紧力的86 % ，防松性能得到显著提升。
因此，摩擦因数不宜过低，同时也不宜过高，因为过高的摩擦因数会导致扭矩系数 K 过大，相同扭矩下初始预紧力减小，导致初始预紧力不足而产生联接松动。
3.3 螺纹旋合长度对防松性能的影响
该组试验主要对比分析螺纹旋合长度对防松性能的影响。试验螺栓与上述一致，试验螺母新增M10 × 1． 25-8． 8 普通六角薄螺母。
啮合时普通六角薄螺母旋合的螺纹圈数为 3 圈，而普通六角螺母旋合圈数为 6 圈。
分别拧紧至 20 kN 后，在横向振动试验机上进行横向振动试验，实时测量残余轴向力，统计试验数据，经计算，得出螺纹旋合长度对防松性能的影响曲线如图 7 所示。
由图 7 所示可知，拧紧至 20 kN 并进行横向振动试验后，六角薄螺母与螺栓配合的螺纹联接防松性能较差，振动 120 s 后残余轴向力仅为初始预紧力的27 % ，主要原因是薄螺母的啮合螺纹圈数过少，各圈螺纹承载应力差较大［7］，导致防松性能减弱。
图 7 螺纹旋合长度对防松性能的影响
3.4 防松方式对防松性能的影响
该组试验主要针对不同类型的防松紧固件进行试验研究，包括六角法兰面螺母、普通螺母 + 平垫圈、I 型六角尼龙嵌件锁紧螺母、I 型全金属自锁螺母、六角法兰尼龙锁紧螺母、六角法兰全金属自锁螺母、施必牢六角法兰螺母以及六角头涂胶螺栓，匹配的螺母或螺栓均与上述试验一致。
拧紧至 20 kN 后，分别在横向振动试验机上进行横向振动试验，实时测量残余轴向力，统计试验数据，经计算，得出防松方式对防松性能的影响曲线如图 8 所示。
图 8 防松方式对防松性能的影响
由图 8 可知，振动 120 s 后，防松性能优劣排序依次是 I 型六角尼龙嵌件锁紧螺母 ＞ 六角法兰尼龙锁紧螺母 ＞ 六角头涂胶螺栓 ＞ 施必牢六角法兰螺母 ＞ I 型全金属自锁螺母 ＞ 六角法兰全金属自锁螺母 ＞ 普通螺母 + 平垫圈 ＞ 六角法兰面螺母。
以上所述防松紧固件相比普通螺纹紧固件，防松性能均有很大提升。振动 120 s 后残余轴向力所占初始预紧力的比值均在 93 % 以上，其中有效力矩型锁紧螺母( I 型六角尼龙嵌件锁紧螺母，六角法兰尼龙锁紧螺母) 、六角头涂胶螺栓以及施必牢六角法兰螺母都表现出了良好的防松性能。
普通螺母 + 平垫圈以及六角法兰面螺母通过增大支承面摩擦扭矩的等效半径也提高了自身的防松性能。
04
结 论
试验结果表明:
声明：本站部分文章内容及图片转载于互联网、内容不代表本站观点，如有内容涉及侵权，请您立即联系本站删除。