頂推螺栓預(yù)緊連接數(shù)值模擬及結(jié)構(gòu)參數(shù)影響分析①

李占山，程 可，陸曉峰

(南京工業(yè)大學(xué)機械與動力工程學(xué)院，南京 211816)

頂推螺栓預(yù)緊連接數(shù)值模擬及結(jié)構(gòu)參數(shù)影響分析①

李占山，程 可，陸曉峰

(南京工業(yè)大學(xué)機械與動力工程學(xué)院，南京 211816)

針對大規(guī)格螺栓預(yù)緊力難以控制、螺紋根部應(yīng)力集中嚴(yán)重，極易形成裂紋而造成連接失效的現(xiàn)狀，頂推螺栓預(yù)緊連接方式逐漸被引入高負(fù)荷的大型關(guān)鍵設(shè)備中。該文利用有限元軟件ABAQUS對一頂推螺栓預(yù)緊連接進(jìn)行了三維數(shù)值模擬，研究了各連接元件的應(yīng)力分布并和普通螺栓預(yù)緊連接進(jìn)行了對比，分析了頂推螺栓中心圓直徑及其螺距對連接結(jié)構(gòu)應(yīng)力的影響。結(jié)果表明，此預(yù)緊連接使主螺栓第1道螺紋根部應(yīng)力下降超過50%，而螺母整體應(yīng)力增大，但其螺紋根部應(yīng)力沿軸向不均勻性降低了30%，極大地改善了應(yīng)力集中現(xiàn)象;減小頂推螺栓的中心圓直徑可降低主螺栓螺紋根部應(yīng)力，但會導(dǎo)致螺母應(yīng)力上升，而對頂推螺栓應(yīng)力沒有明顯影響;增加頂推螺栓螺距可略降低螺母螺紋根部應(yīng)力，主螺栓螺紋根部最大應(yīng)力也有小幅增加，當(dāng)螺距為1.5 mm細(xì)牙時，頂推螺栓螺紋自身應(yīng)力最小。

頂推螺栓;預(yù)緊連接;螺紋應(yīng)力;結(jié)構(gòu)參數(shù);數(shù)值模擬

0 引言

目前，螺栓連接仍然是大型化、高參數(shù)關(guān)鍵裝備如航空器、固體火箭、深海潛水器等常用的可拆卸式連接形式，但大規(guī)格螺栓預(yù)緊方式復(fù)雜、預(yù)緊力難以精確控制，同時由于預(yù)緊空間的限制，大型輔助設(shè)備很難起作用，嚴(yán)重影響了一些重要結(jié)構(gòu)件和承壓設(shè)備的服役壽命。對于預(yù)緊精度的控制，劉鎮(zhèn)清［1］利用超聲波技術(shù)測量螺栓力，為航天緊固件工作可靠性提供了保障;Ben Walters［2］提出了一種螺栓緊固在線監(jiān)視裝置，依靠傳感器控制預(yù)緊力，但這種方法成本耗費大，工作效率不高。另外，螺栓由于螺紋的存在，相當(dāng)于形成缺口效應(yīng)，它在螺紋牙與牙根處發(fā)生截面突變，形成應(yīng)力階差，再加上螺紋牙根部圓角較小，在螺紋根部就會造成應(yīng)力集中現(xiàn)象［3］。而且螺紋根部的應(yīng)力集中是普遍難以解決的問題，Shoji［4］對螺栓螺紋根部的應(yīng)力進(jìn)行了研究，Sriman Venkatesan［5］采用軸對稱有限元模型研究了影響螺紋應(yīng)力集中的因素，José María Mínguez［6］用有限元方法對螺紋聯(lián)接中的力學(xué)性能進(jìn)行了分析，Niels Leergaard Pedersen［7］以應(yīng)力集中系數(shù)為參數(shù)對螺紋根部進(jìn)行優(yōu)化，但都沒有提出改善螺紋應(yīng)力的有效方法。胡小山［8］提出微錐內(nèi)螺紋同標(biāo)準(zhǔn)外螺紋配合的螺紋連接方案，改善了各圈螺紋牙間分布不均、應(yīng)力集中嚴(yán)重的現(xiàn)象，但此螺紋加工難度較大。

針對大型螺栓螺紋根部應(yīng)力集中和預(yù)緊力難以控制的問題，引入了一種頂推螺栓預(yù)緊結(jié)構(gòu)［9］。運用ABAQUS有限元軟件對頂推螺栓預(yù)緊結(jié)構(gòu)進(jìn)行模擬，研究了該結(jié)構(gòu)螺紋處的應(yīng)力分布，并著重分析了結(jié)構(gòu)參數(shù)對應(yīng)力分布的影響，為結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供參考。

1 頂推螺栓預(yù)緊連接結(jié)構(gòu)及參數(shù)

以M48×3圓螺母及 M12×1.25頂推螺栓為例，螺紋牙型符合GB/T 192《普通螺紋基本牙型》的規(guī)定。如圖1所示，頂推螺栓預(yù)緊結(jié)構(gòu)由一個帶多個頂推螺栓的圓螺母及超硬墊片組成。相比傳統(tǒng)螺栓緊固方法，該結(jié)構(gòu)通過將預(yù)緊力分散在多個頂推螺栓上起到緊固作用，而且頂推螺栓直徑較小，預(yù)緊力易控制，只要較小的扳手力矩即可。

圖1 頂推預(yù)緊結(jié)構(gòu)Fig.1 Pushing preload structure

載荷有效質(zhì)量是進(jìn)行航天器方案可行性論證和總體方案設(shè)計時必須考慮的質(zhì)量特性。根據(jù)GB/T6170，M48標(biāo)準(zhǔn)六角螺母的質(zhì)量約0.96 kg，配GB/T95的平墊圈約0.28 kg，共約重 1.24 kg;而此頂推預(yù)緊結(jié)構(gòu)標(biāo)準(zhǔn)質(zhì)量為 1.30 kg，與標(biāo)準(zhǔn)螺母相比僅增加0.06 kg，故在固體火箭應(yīng)用中，可直接替代標(biāo)準(zhǔn)螺母。

2 預(yù)緊力和扭矩計算

對于一般聯(lián)接用合金鋼螺栓，其預(yù)緊力:

σs為材料的屈服極限，MPa;As為危險截面面積，mm2。

主螺栓材料為 35CrMoA，其屈服極限 σs=835 MPa，故其預(yù)緊力為 Q0=0.5σsAs=669 136 N。螺栓裝配時，產(chǎn)生的預(yù)緊力是通過扳手?jǐn)Q緊螺栓實現(xiàn)的，擰緊力矩T為螺紋副摩擦力矩和螺母或螺釘頭支撐面上的摩擦力矩之和。即

式中 d2為外螺紋中徑，mm;λ為螺紋升角;ρv為螺旋副的當(dāng)量摩擦角;μ為摩擦系數(shù);D0、d0分別為螺母或螺釘環(huán)形支撐面的外徑和內(nèi)徑，mm;Q0為預(yù)緊力，N。

擰緊M48×3的普通螺母所需力矩為

每個頂推螺栓的預(yù)緊力為P0=Q0/8，螺旋副的當(dāng)量摩擦角 ρv=ρv′=9.8°，摩擦系數(shù) μ=0.15 ，螺旋升角 λ=λ′=9.8°，直徑 D0=74 mm，d0=50 mm，D0′=10.4 mm，d0′=0。

由Ta/Tb=6 145/141=43.6可明顯看出，此結(jié)構(gòu)大大降低了緊固時的擰緊力矩，能夠?qū)崿F(xiàn)大規(guī)格螺栓的精確預(yù)緊控制。

3 數(shù)值模擬

3.1 模型建立

由于模型結(jié)構(gòu)具有軸對稱性，故采用1/2模型，如圖2所示。

螺栓的三維有限元分析表明［10］，螺紋的螺旋升角小于4°時載荷沿螺紋齒的分布幾乎不受螺旋升角的影響，因而在軸向載荷的作用下，螺栓可簡化成軸對稱問題。故本文建立螺栓的三維軸對稱模型，采用接觸分析法對螺紋連接進(jìn)行有限元計算。

圖2 頂推預(yù)緊連接有限元模型Fig.2 Finite element model of the pushing bolt preload connection

3.2 材料定義

對螺栓的螺紋區(qū)域進(jìn)行應(yīng)力分析時，螺紋的變形往往會超出彈性變形范圍，必須同時考慮彈性和塑性變形，彈性區(qū)采用Hook定律，塑性區(qū)采用Parandti-Resus方程和 Mises屈服準(zhǔn)則［11］。

此預(yù)緊結(jié)構(gòu)材料為含CrNiMo等成分的特殊材料，材料性能見表1，由于墊片為超硬墊片，為了簡化計算，可將其設(shè)為剛體。

表1 材料參數(shù)Table 1 Material parameters

3.3 載荷與邊界條件

由于螺栓力為669 136 N，共有8個頂推螺栓，故在每個頂推螺栓上施加83 642 N的螺栓力。在所有分析步中施加對稱邊界條件(Y=0)，在被夾持件下端面施加固支邊界條件(U1=U2=U3=UR1=UR2=UR3=0)。

3.4 接觸屬性及網(wǎng)格劃分

在模型網(wǎng)格劃分中，各部件均采用C3D8R六面體網(wǎng)格單元，并在螺紋副接觸部位進(jìn)行網(wǎng)格局部細(xì)化，如圖3所示。在接觸屬性中，選用小滑移，摩擦系數(shù)為0.15。

4 結(jié)果與討論

4.1 頂推預(yù)緊連接結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布

圖4為頂推預(yù)緊連接結(jié)構(gòu)施加預(yù)緊力后的應(yīng)力分布圖。從圖4可看出，主螺栓第1圈旋合螺紋處沒有產(chǎn)生明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，而且旋合螺紋各處應(yīng)力比較均勻，螺母的整體載荷比較大，而最大應(yīng)力產(chǎn)生在頂推螺栓與螺母的第1道旋合螺紋處。

圖3 螺栓緊固結(jié)構(gòu)有限元網(wǎng)格Fig.3 Mesh of the bolt fastening structure

圖4 頂推螺栓預(yù)緊連接結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布Fig.4 Stress distribution of the pushing bolt preload connection structure

4.1.1 主螺栓應(yīng)力分布

圓螺母相比普通標(biāo)準(zhǔn)螺母高度小，因此與主螺栓的旋合螺紋數(shù)量減少。圖5為主螺栓螺紋根部Mises應(yīng)力沿軸向的分布，z表示由主螺栓與螺母連接旋合的第1道螺紋處開始沿軸向的距離。

圖5 主螺栓螺紋根部應(yīng)力分布Fig.5 Main bolt thread root stress

圖5表明，普通預(yù)緊連接螺栓螺紋根部的應(yīng)力分布極不均勻，第1道旋合螺紋根部最大應(yīng)力為688 MPa，隨后沿軸向迅速衰減至最后1道螺紋的224 MPa，下降了 464 MPa，最大應(yīng)力為最小應(yīng)力的3.07倍，因此很容易在第1道螺紋根部萌生裂紋，導(dǎo)致連接失效;而頂推螺栓預(yù)緊連接結(jié)構(gòu)的主螺栓第1道旋合螺紋根部應(yīng)力為最小值340 MPa，最大應(yīng)力發(fā)生在距第1道螺紋18 mm處，為430 MPa，變化幅度為為90 MPa，最大應(yīng)力僅是最小應(yīng)力的1.26倍;相比于普通預(yù)緊連接，頂推預(yù)緊連接的主螺栓第1道螺紋應(yīng)力下降超過50%，最大應(yīng)力下降了37.5%，螺紋根部應(yīng)力變化幅度明顯降低，極大改善了螺紋根部的應(yīng)力，降低了螺紋根部萌生裂紋的風(fēng)險。

4.1.2 圓螺母應(yīng)力分布

在普通螺栓螺母預(yù)緊連接情況下，螺栓受拉伸載荷，外螺紋的螺距增大，而螺母受壓縮載荷，內(nèi)螺紋螺距減小。而此處圓螺母由于無支撐面，不僅受到主螺栓向下的拉伸作用，還受到頂推螺栓向上的拉伸作用，這兩個方向相反的拉伸載荷形成了作用在圓螺母圓周上的彎矩，其促使圓螺母底部直徑增大，上部直徑縮小，故主螺栓前幾道螺紋根部的應(yīng)力沿螺紋得到均勻地釋放，降低了螺紋根部的應(yīng)力集中，大大提高了負(fù)載能力及抗疲勞強度。圖6為普通預(yù)緊連接和頂推預(yù)緊連接時螺母螺紋根部的應(yīng)力分布。

圖6 螺母螺紋根部應(yīng)力分布Fig.6 Nut thread root stress

從圖6可看出，普通預(yù)緊連接螺母螺紋根部應(yīng)力變化趨勢與其主螺栓類似，從第1道旋合螺紋根部的630 MPa沿軸向衰減至最后1道螺紋的163 MPa，應(yīng)力分布極不均勻，降低幅度達(dá)到74%;而由于圓螺母上頂推螺紋孔對其整體強度有削弱作用，尤其在頂推螺紋孔內(nèi)側(cè)削弱作用最大。因此，頂推預(yù)緊連接中圓螺母螺紋根部應(yīng)力都比較大。從圖6可看出應(yīng)力分布類似波形變化:第1道螺紋螺紋應(yīng)力為630 MPa，應(yīng)力波谷593 MPa出現(xiàn)在螺母第 5道螺紋根部，最大應(yīng)力729 MPa出現(xiàn)在第8道螺紋根部，比普通預(yù)緊連接中螺母螺紋的最大應(yīng)力上升了15%，且已略超過材料屈服極限725 MPa，這種小范圍的局部屈服現(xiàn)象是允許存在的［12］;最小應(yīng)力409 MPa在最后1道螺紋根部，最大降幅為44%;與普通螺母螺紋應(yīng)力相比，應(yīng)力不均勻性下降了30%;應(yīng)力波谷的出現(xiàn)是由于該道螺紋外側(cè)為頂推螺栓與螺母旋合的第1道螺紋處，應(yīng)力比較大，導(dǎo)致此處螺紋與主螺栓的旋合間隙增大，螺紋牙受力減少的原故。

4.1.3 頂推螺栓的應(yīng)力分布

頂推螺栓預(yù)緊連接在工作過程中，主螺栓載荷由8個頂推螺栓共同提供，其螺紋根部應(yīng)力分布如圖7所示。從圖7可看出，頂推螺栓前3道螺紋根部應(yīng)力都超過了1 000 MPa，尤其第1道螺紋根部的應(yīng)力到達(dá)了1 131 MPa，故對其材料強度要求很高;其他螺紋應(yīng)力沿軸向迅速遞減，最后1道旋合螺紋應(yīng)力為357 MPa;后3道螺紋由于沒有與螺母旋合，螺紋應(yīng)力迅速衰減至很小值。

圖7 頂推螺栓應(yīng)力Fig.7 Pushing bolt thread root stress

而對于同規(guī)格、同材料的普通預(yù)緊連接螺栓，其第1道螺紋最大應(yīng)力為964 MPa，其他螺紋應(yīng)力也在依次遞減，而且比頂推螺栓螺紋應(yīng)力也都要小，頂推螺栓最大應(yīng)力比普通預(yù)緊連接螺栓大了17.3%，原因是頂推螺栓預(yù)緊連接中螺栓受到了彎矩的作用。

4.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)影響分析

4.2.1 頂推螺栓中心圓直徑的影響

(1)主螺栓螺紋應(yīng)力

圖8表明，隨著頂推螺栓中心圓直徑的增加，與之配合的主螺栓螺紋應(yīng)力呈增大趨勢。若中心圓直徑由63.5 mm增加到68 mm，第1道旋合螺紋的應(yīng)力從356 MPa增加到385 MPa，增幅為 8.1%;距第 1道螺紋18 mm處的最大應(yīng)力也從430 MPa到436 MPa出現(xiàn)了小幅增長;螺栓最后1道旋合螺紋的應(yīng)力從387 MPa增至445 MPa，增幅最大，達(dá)15%。這是因為在主螺栓載荷不變的情況下，頂推螺栓中心圓直徑的增大使得圓螺母受到的彎矩增大，螺母傳遞到主螺栓螺紋牙上的彎矩也變大，由此引起主螺栓螺紋牙根處峰值應(yīng)力增加。此外，從圖8還可看出，從主螺栓第5道螺紋牙至第7道螺紋牙應(yīng)力出現(xiàn)了突變，這是因為主螺栓第5道螺紋旋合高度與頂推螺栓的第1道螺紋牙高度平齊，此螺紋下部受螺母下部直徑增大變形的影響，旋合螺紋間隙增加，主螺栓螺紋受力較小;而第5～7道螺紋受頂推螺栓最大應(yīng)力的影響，受力較大，出現(xiàn)應(yīng)力突增;第7道以后螺紋受螺母上部直徑變形減小的影響，旋合間隙減小，應(yīng)力有所上升，而且隨著中心圓直徑的增加，彎矩使螺母整體變形趨勢增大，至中心圓直徑為68 mm時，主螺栓最大應(yīng)力已從第7螺紋牙轉(zhuǎn)移至最后1道螺紋牙，為445 MPa。

圖8 頂推螺栓中心圓直徑對主螺栓螺紋應(yīng)力的影響Fig.8 Influence of pushing bolt circle diameter on the main bolt thread stress

(2)圓螺母螺紋應(yīng)力

圖9為螺母螺紋牙底的應(yīng)力分布。由圖9可見，隨著中心圓直徑的增加，螺紋牙底應(yīng)力在減小，這是因為中心圓直徑增大使螺母主螺紋與頂推螺栓孔之間的壁厚增加，其抗壓及抗彎曲能力增強的結(jié)果。當(dāng)中心圓直徑為63.5 mm和65 mm時，最大應(yīng)力值出現(xiàn)在第8道螺紋根部，分別為762 MPa和728 MPa;而當(dāng)中心圓直徑為66.5 mm和68 mm時，最大應(yīng)力值出現(xiàn)在第2道螺紋根部，分別為652 MPa和646 MPa，已降至屈服強度以下，且最大應(yīng)力值降低了15.2%，避免了螺紋根部產(chǎn)生塑性變形。而波谷應(yīng)力也由原來的第5道螺紋向上轉(zhuǎn)移到了第6道螺紋。這是由于隨著中心圓直徑的增加，螺母的抗彎能力增加，彎矩使螺母上窄下寬變形的趨勢減小，應(yīng)力向上部螺紋轉(zhuǎn)移的趨勢受阻，導(dǎo)致了下部螺紋分擔(dān)的載荷增多，故上部螺紋應(yīng)力有所下降。

(3)頂推螺栓應(yīng)力

頂推螺栓預(yù)緊方式屬于純張力緊固，在改善了主螺栓螺紋牙受力狀況的同時，也使得頂推螺栓的應(yīng)力明顯升高。改變中心圓直徑后頂推螺栓根部應(yīng)力如圖10所示。可見，隨著頂推螺栓中心圓直徑的變化，前3道螺紋應(yīng)力依然很大，第1道螺紋應(yīng)力都在1 130 MPa左右，其他螺紋根部的應(yīng)力變化趨勢也很接近，故對其螺紋牙根部應(yīng)力影響效果不明顯。原因是頂推螺栓與圓螺母旋合仍屬于普通預(yù)緊連接，中心圓直徑變化導(dǎo)致的圓螺母彎矩改變對頂推螺栓旋合間隙影響很小，因而對頂推螺栓自身應(yīng)力無顯著影響。

圖9 頂推螺栓中心圓直徑對螺母螺紋應(yīng)力的影響Fig.9 Influence of pushing bolt circle diameter on the nut thread stress

圖10 頂推螺栓中心圓直徑對自身應(yīng)力的影響Fig.10 Influence of pushing bolt circle diameter on the pushing bolt thread stress

4.2.2 頂推螺栓螺距的影響

一般來講，粗牙螺紋的螺紋牙具有足夠的強度，而其螺桿強度會相應(yīng)削弱;細(xì)牙螺紋的小徑較大，螺桿強度高，而且自鎖性更好，但螺紋牙自身強度不如粗牙。因此，在中心圓直徑為65 mm時，取頂推螺栓螺距為1.25、1.5、1.75 mm，來研究螺距改變對此預(yù)緊結(jié)構(gòu)應(yīng)力的影響，見圖11、圖12和圖13。

(1)主螺栓螺紋應(yīng)力

從圖11可看出，隨著頂推螺栓螺距的增加，主螺栓旋合的前3道螺紋根部的應(yīng)力沒有明顯變化，而后面的螺紋應(yīng)力有增大的趨勢，尤其是最大應(yīng)力，分別為430、445、448 MPa，而最后 1 道螺紋的應(yīng)力也由 405、413 MPa增長到418 MPa。這是因為隨著頂推螺栓螺距的增加，使得與之配合的螺母頂推螺栓孔的螺紋小徑減小，而且在相同的長度上，螺紋數(shù)量減少，則對圓螺母主螺紋與頂推螺栓孔之間壁厚的削弱作用減小，螺母的抗彎能力增強，增加了與主螺栓螺紋旋合面積，在軸向力不變的情況下，主螺栓螺紋受到的剪切應(yīng)力增大，導(dǎo)致螺紋底部應(yīng)力增大。

圖11 頂推螺栓螺距對主螺栓螺紋應(yīng)力的影響Fig.11 Influence of pushing bolt pitch on the main bolt thread stress

(2)圓螺母螺紋應(yīng)力

從圖12可得出，隨著頂推螺栓螺距的增加，螺母螺紋牙底的應(yīng)力在減小，但變化不是特別明顯:第1道螺紋和最后1道螺紋沒有明顯變化，都在631 MPa和406 MPa 左右;波谷應(yīng)力分別為 593、582、582 MPa，第8道螺紋處的最大應(yīng)力分別為728、725、717 MPa，也均變化不大，且隨著頂推螺栓螺距的增加，圓螺母螺紋最大應(yīng)力的位置沒有變化。因為在增加頂推螺栓螺距的同時，頂推螺栓孔螺紋牙的螺距也在增加，就相當(dāng)于減少了螺母主螺紋與頂推螺栓孔之間的缺口面積，而且螺紋孔螺紋小徑的增加就相當(dāng)于增加了壁厚，故使得螺母抗壓和抗彎能力增強，另外螺距增加的同時，螺紋牙根部也在加厚，這就增強了螺紋牙的抗變形能力，因此螺紋根部應(yīng)力開始減小。但由于改變頂推螺栓的螺距對螺母所受彎矩沒有大的影響，故螺紋根部的應(yīng)力變化不是很大。

圖12 頂推螺栓螺距對螺母螺紋應(yīng)力的影響Fig.12 Influence of pushing bolt pitch on the nut thread stress

(3)頂推螺栓螺紋應(yīng)力

從圖13可看出，當(dāng)頂推螺栓螺距為 1.25、1.5 mm細(xì)牙時，其第 1道螺紋根部應(yīng)力分別為 1 131、1 113 MPa，兩者對比變化很小，而螺距為1.75 mm粗牙時，第1道螺紋根部應(yīng)力為1 257 MPa，接近屈服狀態(tài)，相比于1.5 mm的細(xì)牙，最大應(yīng)力增加了144 MPa，增幅近13%;同時，粗牙頂推螺栓最后1道螺紋根部應(yīng)力比細(xì)牙分別增加170 MPa和100 MPa，最大增幅為47%和23%;而3種螺距的頂推螺栓中，螺距為1.5 mm細(xì)牙時，螺紋根部沿軸向的應(yīng)力分布最小。上述說明雖然增加螺距能使螺紋牙厚度增加，提高了螺紋牙的承載能力，但粗牙螺紋由于螺紋桿橫截面減小過多，螺紋牙高增大，導(dǎo)致螺紋根部應(yīng)力增長幅度較大，對螺桿的承載能力很不利，而且自鎖性能不好，故頂推螺栓不推薦粗牙螺紋。

圖13 頂推螺栓螺距對自身螺紋應(yīng)力的影響Fig.13 Influence of pushing bolt pitch on the pushing bolt thread stress

5 結(jié)論

(1)頂推螺栓預(yù)緊連接采用圓螺母和頂推螺栓的精確配合可直接替代標(biāo)準(zhǔn)六角螺母，在主螺栓上產(chǎn)生同樣大小的預(yù)緊力，頂推螺栓上所需施加的預(yù)緊扭矩僅為標(biāo)準(zhǔn)螺母上施加扭矩的1/40還少，有利于大直徑螺栓預(yù)緊力的精確控制。

(2)相比于普通預(yù)緊連接，頂推螺栓預(yù)緊連接中，主螺栓第1道螺紋應(yīng)力下降幅度超過50%，最大應(yīng)力降低了37.5%，螺紋根部應(yīng)力分布的不均勻性(最大應(yīng)力與最小應(yīng)力之比)也從3.07降為1.26，極大地改善了主螺栓螺紋根部的應(yīng)力集中，降低了主螺栓工作時的疲勞斷裂風(fēng)險。

(3)圓螺母由于同時受到主螺栓和頂推螺栓的作用，其最大應(yīng)力較標(biāo)準(zhǔn)螺母增大了15%，但其螺紋根部應(yīng)力沿軸向分布的不均勻性由普通預(yù)緊連接中的74%下降至44%，降低了30%。

(4)頂推螺栓的螺紋應(yīng)力分布趨勢與同規(guī)格同材料的普通預(yù)緊連接螺栓一致，但螺紋最大應(yīng)力比普通預(yù)緊連接上升了17.3%。

(5)隨著頂推螺栓中心圓直徑的增大，圓螺母的抗彎能力增強，變形減小，圓螺母的最大應(yīng)力從第8道螺紋轉(zhuǎn)移至第2道螺紋，且最大應(yīng)力值降低了15.2%;而與之配合的主螺栓的第1道螺紋應(yīng)力則增大8.1%，最后1道螺紋應(yīng)力增大15.0%;但頂推螺栓自身螺紋應(yīng)力沒有明顯變化。故在考慮頂推螺栓螺紋孔壁強度以及螺母螺紋應(yīng)力的前提下，可以適當(dāng)減小中心圓直徑。

(6)增加頂推螺栓螺距可略降低螺母螺紋根部應(yīng)力，但主螺栓螺紋根部最大應(yīng)力也有小幅增加。當(dāng)頂推螺栓螺距為1.5 mm細(xì)牙時，其自身螺紋應(yīng)力最小;螺距為1.75 mm粗牙時，應(yīng)力增幅最大，故考慮其承載能力和自鎖效果，不推薦采用粗牙頂推螺栓。

［1］劉鎮(zhèn)清.螺栓軸向緊固力的超聲測量［J］.固體火箭技術(shù)，1996，19(1):75-78.

［2］Ben Walters.A new approach to tightening bolts［J］.Sealing Technology，2005，10:6-8.

［3］雷宏剛，裴艷，劉麗君.高強度螺栓疲勞缺口系數(shù)的有限元分析［J］.工程力學(xué)，2008，25:49-54.

［4］Shoji，Yasumasa Stress.Concentration at the root of bolt thread［C］//ASME 2010 Pressure Vessels and Piping Division/K-PVP Conference，United States，2010.

［5］Sriman Venkatesan.Reduction of stress concentration in boltnut connectors［J］.Journal of Mechanical Design，2005，128(6):1337-1342.

［6］José María Mínguez，Jeffrey Vogwell.Theoretical analysis of preloaded bolted joints subjected to cyclic loading［J］.International Journal of Mechanical Engineering Education，2005，33(4):349-357.

［7］Niels Leergaard Pedersen .Optimization of bolt thread stress concentrations［J］.Archive of Applied Mechanics，2013，83:1-14.

［8］胡小山.新型等強度螺紋聯(lián)接結(jié)構(gòu)研究及有限元分析［J］.大連交通大學(xué)學(xué)報，2011，32(4):37-39.

［9］Steinbock Rolf H.Apparatus to mechanically stress a bolt-type fastener:US，RE33490 ［P］.1988-12-16.

［10］ZHAO Hua.Analysis of the load distribution in a bolt-nut connector［J］.Computer and Structures，1994，53:1465-1472.

［11］段志東，劉克溫.彈塑性變形對螺栓應(yīng)力和軸力分布的影響［J］.機械設(shè)計與制造，2009，4:231-232.

［12］Xiao H，Bruhns O T.Elastoplasticity beyond small deformations［J］.Acta.Mechanica，2006，182:31-111.

(編輯:薛永利)

Numerical simulation and structural parameter
analysis of pushing bolt preload connection

LI Zhan-shan，CHENG Ke，LU Xiao-feng
(College of Mechanical and Power Engineering，Nanjing University of Technology，Nanjing 211816，China)

Aiming at the situation that the preload of large-sized bolt is difficult to control and the stress concentration at the bottom of the thread is serious，which may cause crack and connection failure，the pushing bolt preload connection was introduced into the large-scale and high-load critical devices.In this paper，three-dimensional numerical simulation of a pushing bolt preload connection was conducted by means of finite element software ABAQUS，the stress distribution of each connecting component was studied and also compared with the common bolt connection，and the influences of the pushing bolt circle diameter and pitch on the connection structural stress were analyzed.The result shows that the pre-tightening connection makes the maximum stress decrease by 50%at the bottom of the first thread in main bolt，and with the increase of overall stress of the round nut，the inhomogeneity of thread bottom stress along the axial is reduced by 30%，the stress concentration is greatly improved;the main bolt thread root stress will be reduced by decreasing the concentric circle diameter of the pushing bolt，but it will cause nut stress increase，while the effect on pushing bolt stress is not significant;the nut stress will be decreased slightly with the increment of the pushing bolt pitch，the maximum stress at the bottom of main bolt thread also increase slightly，when the pushing bolt pitch is 1.5 mm，the thread stress is the minimum.

Pushing bolt;Preload connection;Thread stress;Structural parameters;Numerical simulation

V431

A

1006-2793(2014)04-0556-07

10.7673/j.issn.1006-2793.2014.04.024

2013-07-22;

2013-12-05。

李占山(1987—)，男，碩士生，研究方向為新型密封技術(shù)。E-mail:815879115@qq.com

陸曉峰(1966—)，男，教授，研究方向為過程裝備密封技術(shù)及流體機械的結(jié)構(gòu)與強度。E-mail:xflu@njut.edu.cn.