作者：張明遠(yuǎn)，魯連濤，張遠(yuǎn)彬，張繼旺，曾東方（西南交通大學(xué)牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川成都６１００３１）

出處：《西南交通大學(xué)學(xué)報(bào)》2018年6月刊

    螺紋緊固件易拆裝、可反復(fù)使用，且具有較高的聯(lián)接強(qiáng)度，機(jī)械結(jié)構(gòu)中需要反復(fù)拆裝的部位多采用螺紋緊固件進(jìn)行聯(lián)接． 但是，在振動(dòng)載荷作用下，螺紋緊固件易發(fā)生松動(dòng)失效． 研究指出［１-４］，垂直于螺桿方向的橫向載荷可以在螺紋面產(chǎn)生大切向力，打破螺紋面原有的受力平衡，使螺紋面產(chǎn)生相對(duì)滑移，造成螺紋面沿松脫方向轉(zhuǎn)動(dòng)． 在預(yù)緊力的作用下，螺紋面存在較大的法向載荷，滿足磨損產(chǎn)生的條件［５-６］． 文獻(xiàn)［７-９］中發(fā)現(xiàn)，振動(dòng)載荷的持續(xù)作用導(dǎo)致螺紋面磨損的產(chǎn)生，螺紋面的磨損造成螺紋副配合程度的降低，緊固件預(yù)緊力的降低，使緊固件發(fā)生松動(dòng)． 在橫向振動(dòng)條件下，螺紋面磨損與緊固件松動(dòng)的關(guān)系目前尚不明確．

    微粒子噴丸（ｆｉｎｅ ｐａｒｔｉｃｌｅ ｐｅｅｎｉｎｇ，ＦＰＰ）可以

強(qiáng)化材料表面，提高材料對(duì)磨損的抵抗［１０］． 由于該工藝使用的丸粒尺寸?。ㄖ睆剑担?～ １００ μｍ），為普通噴丸丸粒的１０％ 左右，不會(huì)顯著改變構(gòu)件尺寸，從而保證構(gòu)件間正常配合． 本文采用ＦＰＰ 工藝處理了鍍鋅緊固件螺紋面，比較了未噴丸緊固件（ｅｌｅｃｔｒｏ ｚｉｎｃ ｐｌａｔｅ，ＥＺＰ）及噴丸緊固件（ＦＰＰ-ＥＺＰ）的抗松動(dòng)能力，及螺紋面的磨損程度，從試驗(yàn)角度分析了螺紋面磨損對(duì)緊固件松動(dòng)的影響．

    文獻(xiàn)［１１］建立了考慮螺紋面磨損深度變化的螺牙結(jié)構(gòu)剛度模型，該模型僅包含螺牙部分，計(jì)算了隨螺紋面磨損深度的增加，各螺牙受到載荷大小的變化． 在螺牙結(jié)構(gòu)剛度模型基礎(chǔ)上，本文建立了考慮整個(gè)螺栓結(jié)構(gòu)的緊固件剛度模型，計(jì)算了預(yù)緊力隨螺紋面磨損深度增加的變化情況，通過(guò)試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算，闡明螺紋面磨損與緊固件松動(dòng)的關(guān)系．

１　試　驗(yàn)

１． １　試驗(yàn)緊固件種類(lèi)

　　用于本研究的試驗(yàn)緊固件種類(lèi)為：微粒子噴丸未處理及處理的鍍鋅緊固件． 表１ 為兩種試驗(yàn)緊固件的材料力學(xué)性能．

由表１ 可見(jiàn)，經(jīng)微粒子噴丸處理后，鍍鋅緊固件的表面發(fā)生明顯硬化．

    微粒子噴丸處理工藝參數(shù)如表２ 所示，其中，３００＃篩號(hào)對(duì)應(yīng)的丸粒平均直徑為５０ μｍ． 兩種試驗(yàn)緊固件的尺寸規(guī)格均為Ｍ５ ｍｍ ×２５ ｍｍ．

１． ２　試驗(yàn)方法

　　采用圖１ 所示的緊固件橫向振動(dòng)試驗(yàn)裝置進(jìn)行試驗(yàn)． 其中，基座與激振器均通過(guò)螺栓固定在Ｔ型槽中，下鋼板固定在基座上． 力傳感器與上鋼板間、加速度傳感器與上鋼板間均使用兩液混合硬化膠固定． 上、下鋼板材質(zhì)為４５＃ 鋼，厚度均為６． ５ ｍｍ，兩鋼板間夾滾珠減磨．

 將施加的預(yù)緊力用式（１）換算成相應(yīng)的擰緊力矩． 使用數(shù)顯扭力扳手?jǐn)Q緊試驗(yàn)緊固件，夾緊上下鋼板． 試驗(yàn)中，使用型號(hào)為ＨＥＶ-５００ 的激振器進(jìn)行加載，激振力的大小通過(guò)型號(hào)為ＨＥＡ-５００Ｇ 的功率放大器進(jìn)行調(diào)節(jié)． 通過(guò)監(jiān)測(cè)上鋼板的振動(dòng)加速度（垂向加速度），判斷試驗(yàn)緊固件是否發(fā)生松動(dòng)失效．

Ｔ ＝ ＫＦｄ， （１）

式中：Ｔ 為擰緊力矩；Ｋ 為擰緊力矩系數(shù)，?。埃?２［１２］；

Ｆ 為預(yù)緊力；ｄ 為螺紋公稱(chēng)直徑．

    松動(dòng)試驗(yàn)前，首先測(cè)試緊固件預(yù)緊力與上鋼板振動(dòng)加速度的關(guān)系，以便在松動(dòng)試驗(yàn)中通過(guò)監(jiān)測(cè)上鋼板振動(dòng)加速度判斷預(yù)緊力的下降程度． 對(duì)緊固件分別施加不同的預(yù)緊力，在與松動(dòng)試驗(yàn)相同工況條件下，采集上鋼板的振動(dòng)加速度，得到不同預(yù)緊力對(duì)應(yīng)的上鋼板振動(dòng)加速度． 考慮試驗(yàn)結(jié)果的分散性，每組預(yù)緊力測(cè)試５ 根試樣，取均值．

    松動(dòng)試驗(yàn)中，激振器加載幅值均設(shè)為激振器輸出載荷的５０％ ，即２５０ Ｎ． 激振器選取恒流控制模式，以保證激振力在試驗(yàn)中穩(wěn)定在２５０ Ｎ． 緊固件的松動(dòng)不受加載頻率的影響［１］，但過(guò)高的加載頻率會(huì)導(dǎo)致功率放大器的工作功率過(guò)大，不利于設(shè)備正常使用． 因此，將加載頻率設(shè)置在較低的頻率范圍內(nèi)，?。玻?Ｈｚ． 試驗(yàn)以預(yù)緊力降低８０％ 為松動(dòng)準(zhǔn)則［１３］，分別測(cè)試兩種緊固件的松動(dòng)壽命，若５ ×１０的５ 次方不松動(dòng)則認(rèn)為不失效． 每種緊固件在進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)，第１ 根試樣的預(yù)緊力取屈服極限的５０％ ～７０％ ，第２ 根試樣的預(yù)緊力則根據(jù)第１ 根試樣結(jié)果而定． 若試樣松動(dòng)（失效），增加預(yù)緊力；反之（未失效），減小預(yù)緊力，直至得到保證緊固件不松動(dòng)的最小預(yù)緊力值，即預(yù)緊力耐久極限． 然后取一級(jí)較低水平的預(yù)緊力，測(cè)定在相同預(yù)緊力的條件下，兩種緊固件的松動(dòng)壽命． 此外，緊固件擰緊后，需在螺母外表面與上鋼板表面涂標(biāo)記線． 對(duì)發(fā)生松動(dòng)失效的試樣，采用力矩扳手重新將螺母擰緊至與標(biāo)記線重合，記錄力矩值．

１． ３　試驗(yàn)結(jié)果

１． ３． １　緊固件預(yù)緊力與上鋼板振動(dòng)加速度關(guān)系

    圖２ 為緊固件預(yù)緊力與上鋼板振動(dòng)加速度的關(guān)系． 由圖２ 可見(jiàn)，緊固件的預(yù)緊力越高，上鋼板振動(dòng)加速度越小． 振動(dòng)加速度隨著預(yù)緊力呈非線性變化，且兩種緊固件的變化趨勢(shì)基本一致． 將兩組試驗(yàn)數(shù)合并起來(lái)擬合得到關(guān)系式（２）． 根據(jù)本研究的松動(dòng)準(zhǔn)則，將初始預(yù)緊力的８０％ 代入式（２），可得到松動(dòng)失效時(shí)對(duì)應(yīng)的上鋼板振動(dòng)加速度．

１． ３． ２　緊固件預(yù)緊力與松動(dòng)壽命關(guān)系

    圖３ 為未噴丸及噴丸緊固件預(yù)緊力耐久極限測(cè)定曲線． 由圖３ 可見(jiàn)，２． ８、２． ０ ｋＮ 分別為未噴丸和噴丸緊固件松動(dòng)（失效）與不松動(dòng)（不失效）的分界處，即耐久極限值． 預(yù)緊力耐久極限越小，表明緊固件抵抗松動(dòng)的能力越強(qiáng)． 根據(jù)圖３ 的結(jié)果，選?。玻?０ ｋＮ 作為較低水平的預(yù)緊力． 由于噴丸緊固件在該預(yù)緊力水平存在３ 根松動(dòng)試樣，因此，只需再測(cè)定３ 根未噴丸緊固件的松動(dòng)壽命，結(jié)果如圖４ 所示． 由圖４ 可見(jiàn)，在相同預(yù)緊力下，噴丸緊固件松動(dòng)壽命明顯高于未噴丸緊固件． 可見(jiàn)，進(jìn)行微粒子噴丸處理后，提高了鍍鋅緊固件的抗松動(dòng)能力．

１． ３． ３　緊固件螺紋面形貌觀察

    使用掃描電鏡分別觀察圖４ 中６ 根緊固件的螺紋面形貌． 圖５、６ 分別給出了兩種緊固件各１ 根試樣試驗(yàn)前、后螺紋面的觀察結(jié)果． 對(duì)比觀察發(fā)現(xiàn)，雖然未噴丸緊固件的振動(dòng)周次均比噴丸緊固件低，但未噴丸緊固件發(fā)生配合的兩圈螺紋均產(chǎn)生明顯磨損（試驗(yàn)用螺母只有兩個(gè)整圈螺紋），其中，１＃ 螺牙更靠近螺母支撐面，平均磨損深度為１６． ７ μｍ，２＃螺牙平均磨損深度為６． ５ μｍ，如圖５（ｂ）所示．放大觀察發(fā)現(xiàn)未噴丸螺紋面出現(xiàn)明顯的犁溝和較大的剝層，磨損程度嚴(yán)重，如圖５（ｃ）所示． 噴丸螺紋面發(fā)生輕微磨損，磨損面較光滑，有較淺的犁溝存在，無(wú)剝層發(fā)生，如圖６（ｂ）、（ｃ）所示．上述試驗(yàn)結(jié)果表明，噴丸后緊固件抗松動(dòng)能力的提高與螺紋面磨損程度的降低有關(guān)．

２　數(shù)值計(jì)算

２． １　模型的建立

　　圖７ 為螺紋緊固件連接結(jié)構(gòu)變形及剛度模型．

  如圖７（ａ）所示，螺母在擰緊過(guò)程中會(huì)沿螺桿軸向產(chǎn)生位移Ｌ，使被夾持件壓縮，螺桿拉伸，螺牙發(fā)生彎曲變形． 由于螺母的高度明顯小于該結(jié)構(gòu)的其他部分，使得該部分剛度大，因此本研究認(rèn)為螺母沿軸向?yàn)閯傂缘模?/p>

    基于結(jié)構(gòu)的變形，建立了圖７（ｂ）所示的緊固件剛度模型，圖中：ＫＢ 為螺桿光滑部分的剛度；ＫＢ-Ｔ為兩螺牙間的剛度；ＫＣ 為被夾持件的剛度；ＫＴ 為螺牙彎曲變形剛度；Ｘ１、Ｘ２ 分別為螺桿１＃、２＃ 螺牙節(jié)點(diǎn)相對(duì)于螺母螺牙節(jié)點(diǎn)的位移；ＸＢ、ＸＣ 分別為螺桿光滑部分和被夾持件的變形位移；節(jié)點(diǎn)及伸出的直線表示螺牙；結(jié)構(gòu)的拉伸或壓縮變形由圖中的彈簧表示，變形認(rèn)為是彈性的．



２． ２　計(jì)算結(jié)果

  圖８ 為計(jì)算得到的螺紋面磨損深度隨滑移距離的變化曲線． 由圖８ 可見(jiàn)，螺紋面磨損深度逐漸增加，滑移初期增加速度較快，隨后增加速度逐漸降低． １＃螺牙磨損的深度更大，磨損的速度更快． 試驗(yàn)中１＃螺牙的磨損深度為１６． ７ μｍ，該深度在圖８中對(duì)應(yīng)的滑移距離為３． ６７５ ｍ，如Ａ 點(diǎn)所示． 而此時(shí)２＃螺牙對(duì)應(yīng)的磨損深度為５． ４４ μｍ，如Ｂ 點(diǎn)所示． 計(jì)算得到結(jié)果略小于１． ３． ３ 節(jié)中的觀察測(cè)量結(jié)果（平均深度６． ５ μｍ）。

 由于兩螺牙磨損深度的變化趨勢(shì)相似，現(xiàn)取１＃螺牙的磨損深度作為橫坐標(biāo)，繪制圖９ 所示的緊固件預(yù)緊力隨螺紋面磨損深度的變化曲線． 可見(jiàn)，螺紋面的磨損造成了緊固件預(yù)緊力的下降：當(dāng)磨損深度小于２０ μｍ 時(shí)，緊固件預(yù)緊力基本呈線性降低；大于２０ μｍ 時(shí)，隨著磨損深度的增加，預(yù)緊力降低速度逐漸加快． 試驗(yàn)中，將預(yù)緊力為２． ０ ｋＮ 的三根未噴丸緊固件重新擰緊至初始標(biāo)記的緊固位置，并將擰緊力矩值代入式（１），得到了試驗(yàn)中螺紋面發(fā)生磨損后緊固件的殘余預(yù)緊力，并標(biāo)在圖中． 可見(jiàn)，相同磨損深度下，試驗(yàn)測(cè)得的預(yù)緊力均大于仿真計(jì)算結(jié)果． 由于試驗(yàn)中產(chǎn)生磨損并不是均勻分布在整個(gè)螺紋面上，這使得螺紋副間因磨損減少的配合距離小于圖５ 中測(cè)得的磨損深度，測(cè)得結(jié)果偏大． 圖８、９ 的結(jié)果顯示，試驗(yàn)與仿真計(jì)算的偏差較小，驗(yàn)證了該數(shù)值仿真計(jì)算方法的可行性．

    通過(guò)仿真計(jì)算得到了螺紋面磨損深度與預(yù)緊力間的關(guān)系，進(jìn)一步證實(shí)了螺紋面的磨損會(huì)造成預(yù)緊力的損失，且如果磨損持續(xù)發(fā)生，預(yù)緊力存在大幅快速下降的可能． 因此，在考慮通過(guò)微粒子噴丸表面處理抑制該緊固件的松動(dòng)時(shí)，表面硬化層的厚度需要大于２０ μｍ．

    綜合微粒子噴丸未處理及處理的鍍鋅緊固件振動(dòng)試驗(yàn)結(jié)果以及數(shù)值仿真計(jì)算結(jié)果，可知，橫向振動(dòng)條件下，螺紋面的相對(duì)滑移造成螺紋面的磨損，而磨損造成緊固件配合程度的降低，引起緊固件預(yù)緊力的減小，從而降低緊固件抵抗松動(dòng)的能力．

３　結(jié)　論

　　本文使用未噴丸及噴丸鍍鋅緊固件進(jìn)行了緊固件橫向振動(dòng)試驗(yàn)，比較了兩種緊固件抗松能力及試驗(yàn)后螺紋面形貌差異，基于數(shù)值計(jì)算，分析了螺紋面磨損深度改變對(duì)預(yù)緊力的影響，結(jié)論如下：

（１）未噴丸緊固件的抗松動(dòng)能力低于噴丸緊固件，未噴丸緊固件螺紋面發(fā)生嚴(yán)重磨損，而噴丸緊固件螺紋面磨損輕微．

（２）螺紋面磨損深度隨著滑移距離的增大而增加，緊固件預(yù)緊力隨著螺紋面磨損深度的增加先呈線性降低，隨后降低速度逐漸加快．

（３）螺紋面的磨損引起預(yù)緊力下降，降低緊固件抵抗松動(dòng)的能力．