冷擠壓內螺紋力學性能試驗研究

侯紅玲，陳 鑫，常向龍，趙永強

（陜西理工大學機械工程學院，陜西 漢中 723001）

1 引言

螺紋連接作為機械系統中的一種最基本的裝配方式，具有便于拆裝、更換和維護的優點，螺紋的幾何尺寸參數和材料性能是影響其靜態負載、動態負載和熱物理性能的主要因素，甚至在某些特殊應用場合對機械系統的整體功能起到決定性作用［1-3］。據統計，在航空、機械設備和石油鉆井等多個領域，螺紋連接占據連接方式的60%以上，螺紋的連接性能、機械強度是至關重要的［4］。因此，了解螺紋在負載狀態下的應力狀態以及極限負載能力具有重大意義。然而，由于螺紋是多邊形螺旋形狀，螺紋牙上的應力分布復雜，分析螺紋負載時的應力分布具有一定的難度。這種復雜性主要與內螺紋牙與外螺紋牙之間的載荷分布不均勻、螺紋牙上產生的應力集中以及殘余應力的存在引起的應力場畸變有關［5-6］。因此，對螺紋連接的承載能力的研究是非常有必要的。

內螺紋冷擠壓凈成形工藝作為近年來興起的新的內螺紋加工方式，其加工原理是利用擠壓絲錐棱脊上的螺紋廓形對工件底孔周圍的金屬進行多次擠壓，使金屬材料產生塑性變形而形成內螺紋。與傳統切削攻絲相比，內螺紋冷擠壓工藝具有加工精度高、表面質量好、加工效率高、內螺紋強度高和刀具壽命長等優點，但是冷擠壓內螺紋的機械強度與切削螺紋相比有多少提升至今仍是一個模糊的概念［7-8］。文獻［9］建立參數化三維有限元模型，研究了不同螺距、螺紋數和模數比的螺紋力學性能，研究結果表明，螺紋載荷分布與光彈試驗結果吻合，并發現對螺栓連接施加大預緊力，再通過卸載調整夾緊力，螺紋上的載荷分布更加均勻，螺紋根部最大殘余應力降低40%。文獻［10］研究了螺紋接頭根部的應變硬化和殘余應力的形成，并提出了一種螺紋根部殘余應力的測量技術，實驗結果表明，螺紋根部殘余應力集中和應變硬化取決于加工條件，較合適的攻絲速度和低磨損狀態下的刀具可有效降低螺紋的殘余應力。文獻［11-14］建立弾性模型和碰撞模型對沖擊載荷下的螺紋連接進行了研究，根據螺紋的彈性撓度給出了螺紋的軸向載荷分布和螺紋連接的剛度，提出了沖擊時間和沖擊力的計算方法，結果表明，螺栓的應力響應隨著預緊力的變化而變化。文獻［15-16］對切削攻絲和擠壓攻絲的工藝參數進行了對比研究和優化，分析了螺紋長度、刀具涂層、進給量以及底孔直徑等因素對內螺紋成形質量的影響，并對絲錐上的載荷分布及螺紋上的應力分布進行分析，結果表明，螺紋長度越大，攻絲扭矩越大，且刀具涂層可以降低扭矩，提升螺紋表面質量。

內螺紋在正常負載過程中處于彈性狀態，在過載狀態下螺紋牙發生塑性變形甚至斷裂，為了探究不同加工方式對螺紋連接強度的影響，這里建立螺紋負載狀態下的力學模型和有限元模型，對螺紋連接中內螺紋表面上的應力分布進行分析，并以40Cr、45#鋼及Al-6061為例，通過試驗研究了加工方式以及螺紋牙高率對螺紋連接強度的影響。

2 冷擠壓內螺紋的成形機理

內螺紋冷擠壓的工作原理，如圖1（a）所示。擠壓攻絲時，首先在工件上預制合適直徑的底孔，然后以一定的軸向進給速度和旋轉速度將擠壓絲錐導入工件底孔，絲錐上的擠壓棱齒逐漸擠壓底孔內壁，隨著絲錐繼續進給，底孔周圍的金屬沿擠壓棱齒表面流動，逐漸在螺紋槽內堆積，最終形成內螺紋牙形。因擠壓絲錐的截面是一個特殊的曲邊棱形，如圖1（b）所示。所以在擠壓過程中只有一部分的棱齒工作，工件變形區的金屬受周期性的循環壓力，頻率與擠壓絲錐的棱數和擠壓速度成正比。冷擠壓內螺紋時，工件變形區金屬受到擠壓絲錐棱齒的三向壓應力，金屬在壓力作用下產生塑性變形，變形區金屬的晶粒沿擠壓棱齒發生滑移，逐漸形成螺紋形狀。金屬被擠壓后，材料纖維呈流線連續狀態，組織結構緊密，強度和硬度都得到大幅提升。因擠壓絲錐具有良好的導向性，工件底孔擴張量極小，擠壓形成的內螺紋形位誤差較小，螺紋精度高。在擠壓過程中，擠壓絲錐的校正錐對已加工表面進行多次擠光，修復金屬表面瑕疵，使成形后的內螺紋具有極高的表面光潔度。

圖1 內螺紋冷擠壓原理Fig.1 Principle of Internal Thread Cold Extrusion

3 螺紋連接力學分析

3.1 內螺紋強度分析

螺紋在負載狀態下，螺母與螺栓的連接結構沿軸線剖開，如圖2（a）所示。螺紋受單向軸向拉力F時螺栓與螺母上的螺紋牙只有一面接觸，此時將螺母的一圈沿大徑D展開，螺紋牙可視為懸臂梁，為了分析方便，將面載荷簡化為集中載荷，作用在中徑上，如圖2（b）所示。若螺紋旋合n圈，則每一圈螺紋上平均承受的力為F/n。圖中：b—螺紋牙底寬度；h—內螺紋牙高；D、D2、D1—內螺紋的大徑、中徑和小徑。

圖2 螺紋連接與受力Fig.2 Threaded Connection and Force

圖2（b）中F垂直向下作用于螺栓上，螺紋牙上的負載方向與F一致，將螺紋牙等價于懸臂梁后，與作用力垂直的等效受力面積為S1=πD2h，螺紋牙可承受的壓應力σp可按照式（1）計算：

螺母上一圈螺紋的剪切面面積S2=πDb，所以一圈螺紋牙的剪切強度τ由式（2）計算：

剪切強度τ應該小于許用剪切強度［τ］=0.6［σ］，［σ］為材料的許用拉應力，［σ］=σs/k，式中：σs—材料的屈服強度；k—安全系數，一般?。?～5）。

內螺紋一圈展開后，其等價懸臂梁的彎曲力臂L=（D-D2）/2，所以彎矩M和抗彎模量W按照式（3）、式（4）計算：

圖（2）b中A-A為螺紋牙根部的危險截面，其彎曲強度σb應小于許用彎曲應力［σb］，［σb］=1～1.2［σ］，σb按照下式計算：

3.2 內螺紋應力分布

螺紋連接在負載狀態下，由于螺母與螺栓之間的接觸型面復雜，對負載時螺紋牙上應力分布的狀態分析造成較大難度，為了研究螺紋的力學性能，這里將內螺紋與外螺紋分別沿大徑和小徑展開，建立了螺紋連接的簡化模型并進行有限元分析，以獲得螺紋牙的受力變化規律。

首先在SolidWorks 中建立M8×1.25mm 的螺母與螺栓，并設置螺紋配合，如圖3（a）所示。由于螺紋連接為圓周對稱結構，所以一圈螺紋的受力狀態近似相同，為了減少有限元分析的計算量，簡化分析模型取一小部分進行分析［17］，如圖3（b）所示。將簡化后的幾何模型導入ANSYS-Workbench中進行螺紋牙上的應力分析，螺母與螺栓的材料設置為結構鋼，內、外螺紋嚙合之間設定摩擦接觸，采用四面體網格劃分方式對其進行網格劃分，網格尺寸為0.1mm。螺母的上表面設置固定約束，在螺栓右端施加2000N的軸向拉伸載荷，有限元分析結果，如圖4所示。

圖3 螺紋連接幾何模型Fig.3 Geometric Model of Threaded Connections

圖4 有限元分析結果Fig.4 Finite Element Model and Analysis Results

由圖4（b）～圖4（c）可以看出，螺紋連接在負載狀態時，應力集中在螺紋牙根處，即等價懸臂梁的危險截面處，且主要分布在與載荷方向相同的第1個螺紋牙上，在第2、第3個螺紋牙頂處也有較小的應力集中，應力大小隨著螺紋牙與載荷方向遠離逐漸遞減，在最后一個與螺栓接觸的螺紋牙底處也有較大的應力集中。

4 螺紋力學試驗

為了對比相同牙高率下擠壓內螺紋與切削內螺紋的最大負載能力，以及相同材料下牙高率對內螺紋強度的影響，分別采用切削攻絲和冷擠壓兩種加工方式對45#鋼、40Cr和Al-6061三種材料進行試驗研究。通過前期大量試驗研究和計算，可以認為三種材料的預制底孔直徑相同時獲得的螺紋牙高率幾乎一致。因此針對M8×1.25mm的內螺紋，預制底孔直徑的尺寸參數，如表1所示。每種材料8個底孔尺寸，共24組。

表1 不同加工方式所對應的底孔直徑與牙高率Tab.1 Bottom Hole Diameter and Tooth Height Rate Corresponding to Different Processing Methods

4.1 試件制備

分別從直徑為30mm的45#鋼、40Cr和Al-6061棒料上切下8個厚度為10mm的試件毛坯，共24個試件，采用麻花鉆粗鉆和鉸刀精鉸相結合方式，分別在每種材料試件毛坯中心加工出6.7mm、6.75mm、6.8mm、6.85mm 和7.3mm、7.34mm、7.38mm、7.42mm 的預制底孔，如圖5所示。

圖5 預制好底孔其中一組試件Fig.5 One Set of Test Pieces of Prefabricated Bottom Hole

在國產某型數控機床上分別采用切削和擠壓兩種方式進行內螺紋加工，所用的切削和擠壓絲錐，如圖6（a）所示。為了避免加工過程中絲錐折斷，切削攻絲時使用頭錐和二錐分兩次加工；擠壓絲錐強度較高，只需一次擠壓加工。取三種材料其中某個底孔直徑下的螺紋牙形進行對比，如圖6（b）所示，從加工效果看，兩種加工方式均能得到牙形飽滿、齒距均勻的內螺紋。

圖6 絲錐與內螺紋Fig.6 Tap and Internal Thread

4.2 內螺紋力學拉伸試驗

為了進一步對比兩種加工方式所得到的內螺紋試件的力學性能和連接強度，將三種材料的切削螺紋、擠壓螺紋的試件分別與M8×1.25mm的12.9級高強度螺栓連接，在WDW-100微機控制電液伺服復合材料試驗機上進行拉伸試驗。試驗時，下夾頭將內螺紋試件夾緊且位置固定，上夾頭將螺栓夾緊，并以5mm·min-1的移動速度向上移動，直至螺紋牙被拉斷，如圖7（a）所示。螺紋拉伸失效后使用Posittec線切割機床沿試件中軸線切開，在JVC300T全自動視頻測量儀上放大觀察看到內螺紋失效截面，如圖7（b）所示。

圖7 試驗過程與螺紋失效截面Fig.7 Test Process and Thread Failure Cross Section

由圖7（b）可以看出，三種材料的螺紋牙均已離開基體，對于40Cr和45#鋼，擠壓內螺紋的失效斷面較為粗糙，螺紋牙斷裂時將牙根下方金屬連帶著撕裂；而切削內螺紋失效斷面較為規則，螺紋牙斷裂時并未將牙根下方金屬撕裂；原因是由于冷擠壓后金屬內部晶粒產生扭曲，金屬纖維呈流線連續，金屬組織比未加工時更為緊密，與內螺紋牙根下方金屬粘結強度更高，斷裂時出現撕裂。

而切削內螺紋時，金屬纖維被切斷，牙根處金屬強度與未加工前相比幾乎沒有變化，所以螺紋失效斷面規則。Al-T6061塑性較差，金屬組織疏松，擠壓內螺紋與切削內螺紋的失效斷面并無明顯差異。

4.3 試驗結果

4.3.1 螺紋受力分析

為了驗證前述有限元分析的負載狀態下螺紋牙的受力狀態，將螺栓與試件連接后在圖7（a）所示的材料試驗機上拉伸至微小變形，再從拉伸端沿中軸線切開，放大觀察可看到的螺紋變形狀態，如圖8所示。

圖8 內螺紋受力變形Fig.8 Deformation of Internal Thread Under Force

可以看出，螺紋連接在受到負載后發生變形，螺母距離載荷最近的前兩個牙變形較大，與螺栓分離明顯，內螺紋牙根變形嚴重，變形量沿載荷反方向遞減，與有限元分析結果吻合。即螺紋連接中載荷的主要承受區域為靠近載荷方向的第（1～3）個螺紋牙，主要應力集中位置為螺紋牙根處，應力大小沿載荷反方向逐漸遞減。

4.3.2 加工方式對內螺紋失效載荷的影響

在相同牙高率下，對于使用兩種加工方式所獲得的三種材料的內螺紋試件，在電液伺服復合材料試驗機上進行螺紋拉伸試驗，獲得其失效載荷結果，如圖9所示?？梢钥闯鰯D壓內螺紋的失效載荷明顯高于切削內螺紋。Al-6061的擠壓內螺紋的失效載荷相比于切削內螺紋增加了（6.17～8.06）kN，增幅在（37.5～58.6）%之間，45#鋼和40Cr的失效載荷提升了（4.77～7.09）kN，增幅在（18～24）%之間。造成Al-6061擠壓內螺紋失效載荷增幅高于45#鋼和40Cr的原因是，45#鋼和40Cr的密度較大，而Al-6061的密度小，金屬組織疏松，Al-6061經過擠壓加工后，其金屬纖維密度變化遠大于45#鋼和40Cr，使其力學性能提升較大。

圖9 內螺紋的失效載荷Fig.9 Failure Load of Internal Thread

4.3.3 牙高率對內螺紋失效載荷的影響

為了進一步了解影響螺紋失效載荷的因素，取牙高率分別為60%、70%、75%和80%的兩種方式加工得到的內螺紋試件進行拉伸實驗結果，如表2所示。

表2 不同牙高率所對應的失效載荷Tab.2 Failure Loads Corresponding to Different Tooth Height Rates

由表2可以看出，隨著牙高率上升，切削內螺紋和擠壓內螺紋的失效載荷都逐漸提高。當牙高率從65%上升至80%時，Al-6061切削內螺紋的失效載荷上升了6.41kN，增幅為55.45%，擠壓內螺紋的失效載荷上升了7.69kN，增幅為41.93%；45#鋼切削內螺紋的失效載荷上升了10.49kN，增幅為39.16%，擠壓內螺紋的失效載荷上升了12.63kN，增幅為39.79%；40Cr切削內螺紋的失效載荷上升了8.37kN，增幅為28.86%，擠壓內螺紋的失效載荷上升了8.24kN，增幅為22.89%。不論是擠壓內螺紋還是切削內螺紋，隨著牙高率的增大，Al-6061 的強度提升最大，45#鋼其次，40Cr的強度提升最小，這與材料本身的機械性能有關。

5 結論

（1）螺紋連接在負載狀態下，應力主要集中在螺母與螺栓的牙根和第（1～3）個螺紋的牙頂處；螺紋發生塑性變形后，主要變形區域為第（1～3）個螺紋的牙根處，應力大小和變形量沿載荷反方向逐漸遞減。

（2）通過拉伸試驗對比可知，擠壓內螺紋的力學性能明顯高于切削內螺紋，Al-6061鋁合金擠壓內螺紋的失效載荷比切削內螺紋增加了（37.5～58.6）%；45#鋼和40Cr的失效載荷增幅在（18～24）%之間。

（3）隨著牙高率從65%增加至80%，切削內螺紋和擠壓內螺紋的連接強度都逐漸提高，但切削內螺紋的提升空間更大。