雙頭螺柱脫扣失效原因分析及裝配工藝優(yōu)化*

付 玄，孫惠斌，劉自成，徐廣慶，童 浩

（1. 中國航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院，綿陽 621000；2. 西北工業(yè)大學(xué)，西安 710072）

在航空發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，為滿足強(qiáng)度、剛度等性能要求，外涵機(jī)匣組件、軸承腔組件等零部件的軸向或徑向尺寸往往較厚，致使相連組件難以使用傳統(tǒng)的螺栓連接方式進(jìn)行固定，而雙頭螺柱因其兩端均有螺紋、對(duì)連接件厚度尺寸無上限要求，因此替代螺栓被廣泛應(yīng)用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)各類連接部位裝配[1]。但同時(shí)，由于雙頭螺柱僅依靠旋入端螺紋與機(jī)體連接,無剛性防松結(jié)構(gòu)，因此機(jī)械裝置在工作過程中，尤其航空發(fā)動(dòng)機(jī)這類高溫高轉(zhuǎn)速裝置運(yùn)行過程中，惡劣的工作環(huán)境將導(dǎo)致雙頭螺柱存在較高的松弛乃至脫扣失效風(fēng)險(xiǎn)，嚴(yán)重影響航空發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)的安全性與穩(wěn)定性。

針對(duì)上述問題，國內(nèi)航空發(fā)動(dòng)機(jī)行業(yè)采取的措施主要有兩種：一種是在螺紋孔部位加裝鋼絲螺套，從而增加內(nèi)螺紋的承載能力，如解放軍第五七一三廠承修的某型發(fā)動(dòng)機(jī),大修分解時(shí)發(fā)現(xiàn)雙速機(jī)匣雙頭螺柱多處脫落，最后排故措施就是全部加裝鋼絲螺套⑵；另一種是將普通雙頭螺柱改為帶齒環(huán)或鎖鍵結(jié)構(gòu),從而實(shí)現(xiàn)螺柱的剛性防松，如中國航發(fā)湖南動(dòng)力機(jī)械研究所研制的某型發(fā)動(dòng)機(jī)，在持久試車過程中出現(xiàn)多處螺柱松動(dòng)及脫落情況,后期改進(jìn)成將原有螺柱結(jié)構(gòu)調(diào)整為鎖鍵結(jié)構(gòu)印。國際上以英美俄為主的航空制造強(qiáng)國，則在發(fā)動(dòng)機(jī)研制過程中一直注重各類性能優(yōu)異螺柱的開發(fā),如美國F-117發(fā)動(dòng)機(jī)大部分采用過盈螺樁與普通螺母加鎖片的方式；英國斯貝發(fā)動(dòng)機(jī)主要采用了齒環(huán)鎖緊螺樁;俄羅斯AN-25航空發(fā)動(dòng)機(jī)則使用過盈螺樁加自鎖螺母作為機(jī)匣緊固連接件回。

而本文所研究的是已經(jīng)進(jìn)入設(shè)計(jì)定型階段的某型航空發(fā)動(dòng)機(jī)中介機(jī)匣雙頭螺柱松動(dòng)脫扣問題，如果再按照傳統(tǒng)排故模式貿(mào)然對(duì)連接結(jié)構(gòu)或材料進(jìn)行更改,不僅會(huì)極大地增加發(fā)動(dòng)機(jī)的研制周期與成本,同時(shí)也可能產(chǎn)生更多不可預(yù)計(jì)及不可控的問題,并且改型發(fā)動(dòng)機(jī)中介機(jī)匣等部件受空間與強(qiáng)度限制，也不允許再做任何結(jié)構(gòu)性更改,因此在不改變發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)的前提下，為有效增加雙頭螺柱的安裝強(qiáng)度及穩(wěn)定性,改進(jìn)雙頭螺柱裝配工藝方法成為避免螺柱松動(dòng)脫扣的唯一途徑。

1 項(xiàng)目背景

目前，某小型渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)在完成相關(guān)試驗(yàn)進(jìn)行分解檢查時(shí),在從中介機(jī)匣單元體上取下進(jìn)口整流器組件過程中,連續(xù)出現(xiàn)拆卸安裝邊自鎖螺母時(shí)將對(duì)應(yīng)的雙頭螺柱一并帶出的情況（最多時(shí)帶出雙頭螺柱超過螺柱總數(shù)的2/3,如圖1所示）。經(jīng)統(tǒng)計(jì)2015—2017年間,在該型發(fā)動(dòng)機(jī)分解過程中，中介機(jī)匣雙頭螺柱的平均脫扣失效故障率達(dá)21.6%（表1）。雙頭螺柱無規(guī)律的松動(dòng)脫扣不僅要浪費(fèi)大量的時(shí)間和生產(chǎn)成本對(duì)螺柱進(jìn)行恢復(fù)固定，嚴(yán)重影響發(fā)動(dòng)機(jī)二次裝配的質(zhì)量和效率,更會(huì)由于其出現(xiàn)的不確定性，直接對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)自身安全造成威脅。

圖1 中介機(jī)匣單元體雙頭螺柱脫扣失效Fig.l Double-end studs stripping failure of the intermediate case

2 故障原因分析

從航空發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中所受的外力和應(yīng)力等方面進(jìn)行分析,造成雙頭螺柱脫扣失效的可能原因主要包括螺柱安裝強(qiáng)度不足、機(jī)匣加工制造缺陷、螺柱外加載荷過大、高溫或振動(dòng)造成的疲勞失效等（圖2）。

圖2 雙頭螺柱脫扣失效故障樹Fig.2 Failure branch chart analysis for double-end studs stripping

2.1 雙頭螺柱強(qiáng)度驗(yàn)算

中介機(jī)匣單元體與雙頭螺柱以緊度螺紋配合形式相連接，雖然裝配前對(duì)雙頭螺柱旋人端涂抹了樂泰620或酚醛樹脂密封膠進(jìn)行粘接，但每個(gè)雙頭螺柱的密封膠涂抹量無法定量控制且栽樁過程易被擠出，因此實(shí)際操作過程中難以起到粘接固定效果。如圖3所示，根據(jù)設(shè)計(jì)要求，雙頭螺柱規(guī)格為M5 x 18,旋入機(jī)體的一端為AG5 x 0.8螺紋，長度約為7 mm,安裝螺母的一端為MJ5 x 0.8螺紋，長度約為6 mm,中介機(jī)匣對(duì)應(yīng)的螺紋孔為AG5×0.8 螺紋。

圖3 雙頭螺柱裝配結(jié)構(gòu)示意圖（mm）Fig.3 Double-end studs assembly structure diagram (mm)

在雙頭螺柱分解過程中，主要須克服螺紋間的摩擦力矩、螺紋副正壓力矩及螺母底面摩擦力矩，雙頭螺柱在分解時(shí)所產(chǎn)生的軸向拉力為

式中，M為擰緊力矩；d1為螺紋外徑；d2為螺紋平均直徑；α為螺紋上升角，tanα=s/（πd2）；β為螺紋摩擦角，tanβ=f；D為螺母外接圓直徑；μ為螺母與支撐面摩擦系數(shù)，計(jì)算得出雙頭螺柱在分解時(shí)所產(chǎn)生的軸向拉力F0為4718 N，小于雙頭螺柱最小拉力載荷及保證載荷[4]，滿足強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。

2.2 螺母分解力矩分析

根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)HB 243—1970 過盈螺紋，M5 雙頭螺柱的安裝力矩為3 ～ 6 N·m；根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)HB 5642—1987 自鎖螺母技術(shù)條件，M5 自鎖螺母分解力矩為5.5 ～ 6 N·m，自鎖力矩為0.25 ～ 1.96 N·m，因此存在自鎖螺母分解力矩大于相配雙頭螺柱安裝力矩的可能，導(dǎo)致分解螺母時(shí)將雙頭螺柱一并帶出[4–5]。同時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)一段時(shí)間后，自鎖螺母與雙頭螺柱的螺桿因鋼與鋼配合而易出現(xiàn)螺紋咬死現(xiàn)象，從而導(dǎo)致自鎖螺母的分解力矩進(jìn)一步增大。

2.3 螺紋孔加工問題檢查

在雙頭螺柱安裝前，對(duì)中介機(jī)匣單元體螺紋孔進(jìn)行檢查，雖然螺紋孔及其周邊未見裂紋、變形等機(jī)械損傷情況，但發(fā)現(xiàn)部分螺紋孔加工后內(nèi)腔未完全清理干凈，孔內(nèi)仍存有少量機(jī)加冷卻液 （主要成分為蓖麻油），如圖4 所示。蓖麻油的存在將對(duì)雙頭螺柱旋合摩擦系數(shù)產(chǎn)生較大影響，在螺紋接觸面間形成不均勻的潤滑油膜，造成雙頭螺柱軸向拉力波動(dòng)[6–7]，從而降低螺柱的安裝固定強(qiáng)度。

圖4 孔間油膜示意圖Fig.4 Diagram of oil film between holes

2.4 流道溫升影響分析

該型發(fā)動(dòng)機(jī)中介機(jī)匣機(jī)體材料為鋁合金 （ZL101A），雙頭螺柱材料為不銹鋼 （1Cr17Ni3），發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)運(yùn)轉(zhuǎn)過程中，中介機(jī)匣進(jìn)口溫度為17～107 ℃，故二者配合尺寸變化量為

式中，d為配合直徑；αL2為中介機(jī)匣螺紋孔線膨脹系數(shù)（20 ～ 100 ℃）；αL1為雙頭螺柱線膨脹系數(shù)（20 ～ 100 ℃）；Δt為溫度變化量。以溫升80 ℃為例，計(jì)算可得二者配合尺寸變化量Δd= 4.56 μm，表示在發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)過程中，隨著中介機(jī)匣進(jìn)口溫度的不斷升高，中介機(jī)匣螺紋孔的膨脹量大于雙頭螺柱的膨脹量，二者的配合緊度呈逐步減小趨勢，且反復(fù)的溫差變化更易造成雙頭螺柱固定端疲勞失效，進(jìn)一步增加螺柱松動(dòng)脫扣的風(fēng)險(xiǎn)。

2.5 機(jī)體振動(dòng)影響分析

在發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)過程中，特別是發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)較大時(shí)，中介機(jī)匣單元體作為壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子的前支撐受力點(diǎn)，將承擔(dān)轉(zhuǎn)子主要的徑向振動(dòng)沖擊 （最大時(shí)超過15g），如圖5 所示，因此中介機(jī)匣單元體上的雙頭螺柱與機(jī)體螺紋孔配合的殘余壓應(yīng)力會(huì)隨著機(jī)匣的振動(dòng)逐漸釋放并減小[8–9]，從而使雙頭螺柱的實(shí)際防松阻力矩逐步減小，降低雙頭螺柱連接的可靠性。

圖5 發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)體振動(dòng)分布示意圖Fig.5 Schematic diagram of aero-engine body vibration distribution

2.6 操作失誤分析

該工步操作為常規(guī)自鎖螺母分解操作，無明顯技術(shù)難點(diǎn)或扳手空間位置受限等異常情況，現(xiàn)場所用工具、工裝均能有效滿足其分解要求，且操作過程中不存在敲擊、撞擊等易產(chǎn)生沖擊載荷的工序。同時(shí)該安裝邊螺母分解均由裝配現(xiàn)場具有操作資質(zhì)的技能人員按照工藝文件負(fù)責(zé)執(zhí)行，累計(jì)分解超過80 臺(tái)次，并由檢驗(yàn)人員從旁監(jiān)督確認(rèn)，整個(gè)分解過程質(zhì)量受控，無明顯違規(guī)及操作失誤情況。

2.7 故障結(jié)論

綜上所述，造成該型發(fā)動(dòng)機(jī)中介機(jī)匣單元體雙頭螺柱脫扣失效的主要原因?yàn)樽枣i螺母分解力矩大于相配雙頭螺柱的安裝力矩，導(dǎo)致分解螺母時(shí)將雙頭螺柱一并帶出，其次工作過程中流道內(nèi)的高溫及機(jī)體振動(dòng)都將進(jìn)一步加劇雙頭螺柱的疲勞失效，導(dǎo)致二者配合緊度呈逐步減小趨勢，最后螺紋孔內(nèi)殘留冷卻液也會(huì)對(duì)雙頭螺柱的旋入固定強(qiáng)度造成一定影響。

3 工藝措施改進(jìn)

為解決上述問題，提高雙頭螺柱裝配質(zhì)量及可控性，保證發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)及飛行過程中的安全性，在不改變發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)的前提下，擬對(duì)現(xiàn)行的雙頭螺柱裝配工藝方法進(jìn)行改進(jìn)，首先根據(jù)溫差裝配原理[10]，對(duì)雙頭螺柱進(jìn)行整體加熱處理，然后在雙頭螺柱擰緊過程中對(duì)螺柱添加軸向高頻振動(dòng)，從而在相同擰緊力矩條件下，大幅增加雙頭螺柱的安裝強(qiáng)度及穩(wěn)定性。

3.1 溫差效果計(jì)算

將雙頭螺柱加熱溫度設(shè)定為 （120±5） ℃，根據(jù)溫差變形公式計(jì)算可得M5 雙頭螺柱軸向總伸長量ΔL= 0.021 mm，單位螺距伸長量ΔP= 0.0009 mm，同時(shí)螺柱公稱直徑也增加了0.005 mm。根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)HB 243—70 過盈螺紋，M5 雙頭螺柱安裝過盈量為0.016 ～ 0.048 mm，因此徑向溫升變形量對(duì)螺柱安裝過盈量影響較小，可以忽略。最終，雙頭螺柱單位螺距的增大能有效減小螺柱擰入機(jī)體所需抵消的螺紋間摩擦力，且在一定程度上避免裝配過程中對(duì)螺紋受力面產(chǎn)生的擠壓變形及劃傷[11–12]，從而保證恢復(fù)常溫后螺紋孔與雙頭螺柱的配合緊度與完整性。

3.2 振動(dòng)效果計(jì)算

將處于加熱狀態(tài)的M5 雙頭螺柱擰入中介機(jī)匣螺紋孔至初始預(yù)緊力矩（4.8±0.5） N·m，此時(shí)雙頭螺柱的螺紋牙與螺紋孔的螺紋牙相互貼合，如果貿(mào)然增大擰緊力矩將造成二者螺紋牙擠壓變形甚至損傷斷裂[13–14]。因此為實(shí)現(xiàn)在不破壞零件質(zhì)量的前提下，進(jìn)一步提高雙頭螺柱安裝強(qiáng)度，擬將軸向高頻振動(dòng)應(yīng)用于雙頭螺柱的裝配操作中，安裝時(shí)通過對(duì)雙頭螺柱上端面施加沿軸向的高頻振動(dòng)激勵(lì)，促使雙頭螺柱整體受迫振動(dòng)并產(chǎn)生軸向微位移，此時(shí)螺柱的螺紋牙與螺紋孔的螺紋牙貼合面將產(chǎn)生分離的趨勢并逐步脫離接觸，從而大幅度減小螺紋間摩擦力 （圖6）；然后再次按初始預(yù)緊力矩進(jìn)行擰緊，此時(shí)雙頭螺柱的旋轉(zhuǎn)角度將進(jìn)一步增加 （以激勵(lì)頻率10000 Hz、激勵(lì)振幅0.02 mm、雙頭螺柱受迫振幅0.01～0.015 mm 為例，相同擰緊力矩條件下M5 雙頭螺柱的旋轉(zhuǎn)角度將增加4.5°～6.75°），以此再次提高雙頭螺柱的實(shí)際安裝預(yù)緊力矩。

圖6 雙頭螺柱振動(dòng)裝配示意圖Fig.6 Diagram of vibration assembly analysis for the double-end studs

3.3 螺紋接觸分析

通過有限元軟件ANSYS 結(jié)構(gòu)模塊對(duì)雙頭螺柱與機(jī)匣螺紋孔配合面進(jìn)行仿真分析，采用接觸對(duì)設(shè)置螺紋特征，仿真邊界條件施加及網(wǎng)格劃分如圖7 所示。

圖7 仿真邊界條件施加及網(wǎng)格劃分示意圖Fig.7 Schematic diagram of simulation boundary condition and meshing

圖8 為室溫狀態(tài)下，常規(guī)裝配的M5 雙頭螺柱與中介機(jī)匣螺紋孔的配合應(yīng)力及變形分布圖。其中，左側(cè)為M5 雙頭螺柱，右側(cè)為中介機(jī)匣螺紋孔，二者最大應(yīng)力出現(xiàn)在M5 雙頭螺柱進(jìn)入中介機(jī)匣螺紋孔第1 扣位置處，約為577.53 MPa，隨后每扣應(yīng)力逐步遞減，至雙頭螺柱末端 （第8 ～ 9 扣）時(shí)降為最小，約為0.20 MPa；最大變形量出現(xiàn)在雙頭螺柱非旋入端頂部位置，變形量約為0.015 mm。

圖8 雙頭螺柱與機(jī)匣螺紋孔配合面應(yīng)力圖和變形圖（室溫）Fig.8 Radial stress diagram/radial strain diagram of the studs and the tapping hole (room temperature)

當(dāng)M5 雙頭螺柱處于加熱狀態(tài)，且軸向向下竄動(dòng)0.01 mm 時(shí)，雙頭螺柱與中介機(jī)匣螺紋孔配合應(yīng)力及變形分布如圖9 所示，二者最大應(yīng)力同樣出現(xiàn)在M5 雙頭螺柱進(jìn)入中介機(jī)匣螺紋孔第1 扣位置處，但數(shù)值降為271.00 MPa，相較常規(guī)裝配減小了53.08%；最小應(yīng)力位于雙頭螺柱末端 （第8～9 扣），約為0.09 MPa。最大變形量約為0.007 mm，出現(xiàn)在雙頭螺柱非旋入端頂部，同樣相較常規(guī)裝配均減小了50%以上。

圖9 雙頭螺柱與機(jī)匣螺紋孔配合面應(yīng)力圖和變形圖（加熱）Fig.9 Radial stress diagram/radial strain diagram of the studs and the tapping hole (heating state)

3.4 操作流程擬定

基于上述溫差及振動(dòng)組合方式的雙頭螺柱裝配工藝為清洗→加溫→預(yù)裝→擰緊，包含4 個(gè)工步[15]，同時(shí)取消原有涂抹密封膠操作工序，主要原因?yàn)槊芊饽z難以起到粘接固定效果且易被擠出而污染安裝配合面，改進(jìn)后的操作流程如表2 所示。

表2 改進(jìn)后的雙頭螺柱裝配工藝操作流程Table 2 Double-end studs assembly process operation flow after improved

4 對(duì)比驗(yàn)證試驗(yàn)

以安裝某小型渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)中介機(jī)匣單元體雙頭螺柱為試驗(yàn)方案輸入，設(shè)計(jì)類似結(jié)構(gòu)的裝配試驗(yàn)件，試驗(yàn)分為A、B 兩組，其中A 組為常規(guī)裝配 （雙頭螺柱不做處理，直接旋入試驗(yàn)件螺紋孔中）；B 組為溫差及振動(dòng)組合裝配，雙頭螺柱裝配到位并恢復(fù)常溫后，再按相同力矩將M5 六角自鎖螺母擰入A、B 兩組全部螺柱上 （圖10）。同時(shí)，為有效模擬發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行過程中的流道溫差變化，以中介機(jī)匣進(jìn)口溫度最大狀態(tài)為輸入，將試驗(yàn)件反復(fù)3 次放入加溫箱 （每次溫度設(shè)定 （100±5） ℃，保溫時(shí)間5 h，待試驗(yàn)件冷卻至常溫后，再次放入），最后一次試驗(yàn)件恢復(fù)常溫后，依次分解A、B 兩組自鎖螺母，檢查雙頭螺柱有無松動(dòng)脫扣或其他異常情況。

圖10 栽樁對(duì)比模擬試驗(yàn)Fig.10 Comparative simulation test of pile planting

分解自鎖螺母時(shí)，A 組有18 件雙頭螺柱被帶出 （圖11，藍(lán)色“×”為雙頭螺柱脫扣位置），失效率72%，最大帶出力矩6.8 N·m，最小帶出力矩5.3 N·m；B 組只有1 件雙頭螺柱出現(xiàn)松動(dòng)脫扣現(xiàn)象，失效率4%，帶出力矩5.9 N·m。更換新的雙頭螺柱及鋁制試驗(yàn)件，重新進(jìn)行上述模擬試驗(yàn)，結(jié)果類似，B 組雙頭螺柱的脫扣失效率遠(yuǎn)低于A 組，甚至無螺柱脫扣情況發(fā)生。

圖11 雙頭螺柱脫扣情況統(tǒng)計(jì)對(duì)比Fig.11 Statistical comparison of double-end studs stripping situation

為驗(yàn)證溫差及振動(dòng)組合裝配工藝方法在其他規(guī)格雙頭螺柱安裝中的緊固效果，根據(jù)航空發(fā)動(dòng)機(jī)常用裝配雙頭螺柱所選規(guī)格，同理設(shè)計(jì)了M6、M8、M10 共3 種試驗(yàn)件進(jìn)行上述裝配模擬對(duì)比試驗(yàn) （含3 次環(huán)境加溫及冷卻回溫過程）。試驗(yàn)結(jié)果如表3 所示，基于溫差及振動(dòng)組合方式裝配的雙頭螺柱安裝質(zhì)量及穩(wěn)定性明顯高于常規(guī)裝配，從而證明了上述雙頭螺柱組合裝配工藝方法的可執(zhí)行性與可推廣性。

表3 雙頭螺柱組合裝配工藝試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Test results of double-end studs assembly process

5 實(shí)際應(yīng)用效果

通過上述驗(yàn)證試驗(yàn)，逐步摸索總結(jié)出了一套全新的雙頭螺柱裝配工藝方法，然后通過規(guī)范化審核，上述工藝方法被應(yīng)用于某小型渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)中介機(jī)匣單元體雙頭螺柱裝配操作，相較以往裝配模式，雙頭螺柱的安裝質(zhì)量及穩(wěn)定性大幅提高，發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)后對(duì)進(jìn)口整流器組件進(jìn)行分解時(shí)，再未出現(xiàn)大面積雙頭螺柱松動(dòng)脫扣現(xiàn)象（圖12），平均失效故障率降低至3.2%（表4），因此極大地節(jié)約了發(fā)動(dòng)機(jī)恢復(fù)裝配的時(shí)間成本及人力成本，有力確保了該小型渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)研制工作的順利進(jìn)行。

表4 采用改進(jìn)裝配方法后中介機(jī)匣雙頭螺柱脫扣失效統(tǒng)計(jì)Table 4 Failure statistics of double-end studs stripping of intermediate casing after adopting improved assembly method

圖12 基于新型工藝裝配的雙頭螺柱實(shí)物圖Fig.12 Double-end studs based on the new process assembly

6 結(jié)論

（1）本文針對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際裝配工藝需求，開展了基于溫差及振動(dòng)組合方式的雙頭螺柱裝配工藝優(yōu)化與試驗(yàn)研究，主要突破了雙頭螺柱振動(dòng)加載、溫差控制等關(guān)鍵技術(shù)，并實(shí)現(xiàn)了在某型渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)裝配過程中的工程應(yīng)用。

（2）通過對(duì)比試驗(yàn)及應(yīng)用驗(yàn)證，證明基于溫差及振動(dòng)組合裝配方式能有效提高雙頭螺柱裝配質(zhì)量，在不破壞螺紋牙配合質(zhì)量的情況下增加雙頭螺柱的安裝強(qiáng)度及穩(wěn)定性，從而有效解決雙頭螺柱易松動(dòng)脫扣難題。

（3）同時(shí)，該雙頭螺柱裝配工藝技術(shù)不僅可用于本行業(yè)各種航空發(fā)動(dòng)機(jī)裝配，也可廣泛應(yīng)用于其他機(jī)械工程領(lǐng)域，解決常規(guī)雙頭螺柱安裝中遇到的一系列問題，實(shí)用性強(qiáng)，軍工、民用領(lǐng)域均有一定應(yīng)用前景。