李秀珍 ，鄧華，呂杏梅，李中林，李潤旭

(1. 中南大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，湖南 長沙，410083；2. 南車株洲電力機(jī)車研究所有限公司 風(fēng)電事業(yè)部，湖南 株洲，412001)

高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓是聯(lián)接兆瓦級(jí)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組偏航系統(tǒng)中重要相關(guān)部件的重要元件[1]，其聯(lián)接的可靠性決定著塔筒與偏航齒圈之間的聯(lián)接可靠性。而兆瓦級(jí)風(fēng)力機(jī)偏航振動(dòng)過程中的軸向載荷、轉(zhuǎn)矩以及傾覆力矩[2?3]將直接影響高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓聯(lián)接的可靠性及大型風(fēng)力發(fā)電機(jī)組運(yùn)行的安全性，因此，對(duì)兆瓦級(jí)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組偏航齒圈螺栓聯(lián)接強(qiáng)度進(jìn)行有效分析和處理顯得十分緊迫和重要。傳統(tǒng)螺栓聯(lián)接強(qiáng)度理論[4]往往用來分析螺栓組聯(lián)接受軸向載荷或傾覆力矩的情況，但其結(jié)果卻不太令人滿意。近年來，德國標(biāo)準(zhǔn)VDI2230工程算法[5]、有限元分析方法或這兩者相結(jié)合的方法[6?14]等被廣泛應(yīng)用于螺栓聯(lián)接研究中，Dinger等[8?9]運(yùn)用VDI2230與有限元相結(jié)合分別對(duì)螺栓聯(lián)接的等效剛度與受壓模型進(jìn)行了仿真計(jì)算，結(jié)果比較理想。對(duì)于起聯(lián)接作用的高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓，由于Schmidt-Neuper法主要適用于塔筒連接處螺栓聯(lián)接形式，并不適用于塔頂法蘭與偏航齒圈處高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓聯(lián)接形式。而有限元仿真分析法在解決此類問題時(shí)具有明顯的優(yōu)勢(shì)，可在兆瓦級(jí)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組設(shè)計(jì)初級(jí)階段預(yù)先實(shí)現(xiàn)對(duì)關(guān)鍵零部件進(jìn)行靜強(qiáng)度疲勞分析，并可得到關(guān)鍵零部件如螺栓連接的應(yīng)力及疲勞壽命。關(guān)于兆瓦級(jí)風(fēng)力機(jī)高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓螺紋表面裂紋擴(kuò)展研究目前尚未見相關(guān)文獻(xiàn)報(bào)道，為此，本文作者將有限元仿真分析方法對(duì)兆瓦級(jí)風(fēng)力機(jī)偏航齒圈高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓螺紋表面裂紋擴(kuò)展進(jìn)行仿真分析，這將對(duì)解決風(fēng)力發(fā)電機(jī)中類似的螺栓聯(lián)接結(jié)構(gòu)強(qiáng)度靜力學(xué)性能分析具有一定意義，并可為兆瓦級(jí)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的穩(wěn)定運(yùn)行與可靠性設(shè)計(jì)提供參考。

1 兆瓦級(jí)風(fēng)力機(jī)偏航齒圈高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓螺紋表面裂紋分析仿真模型

1.1 高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓螺紋表面裂紋分析幾何模型

在Pro/E中建立幾何模型。由于整個(gè)兆瓦級(jí)風(fēng)力發(fā)電機(jī)模型結(jié)構(gòu)復(fù)雜，細(xì)小零件繁多，為重點(diǎn)分析偏航齒圈與塔架法蘭連接處的高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓，對(duì)整個(gè)模型進(jìn)行一些合理簡化，如：將偏航齒圈上的齒去掉，以圓環(huán)的形式替代，其他特征保持不變；將偏航齒圈、塔架法蘭、螺栓模型中一些不會(huì)對(duì)整體分析產(chǎn)生影響的倒角修剪特征及螺栓的螺紋予以刪除。Chaib等[15]指出在滾動(dòng)式偏航軸承螺栓連接內(nèi)外圈受載后的變形是相互獨(dú)立的，相對(duì)于滑動(dòng)式只研究偏航齒圈與塔架法蘭處的高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓聯(lián)接，故可將橫向吊桿組件予以刪除等，具體模型如圖1所示。

1.2 高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓螺紋表面裂紋分析有限元模型

由于從整個(gè)系統(tǒng)來分析偏航齒圈與塔架法蘭處的高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓應(yīng)力強(qiáng)度，前處理重復(fù)步驟繁雜，計(jì)算時(shí)間較長，且考慮到整個(gè)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的幾何對(duì)稱性和最大受載高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓及其極限工況，建立單個(gè)高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓聯(lián)接結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的1/88局部模型，模型包括偏航齒圈、塔架法蘭的局部模型及與其連接的單個(gè)高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓。

圖1 偏航齒圈與塔架法蘭高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓連接簡化模型Fig. 1 Simplified model of bolt connection between yaw gear ring and tower flange

對(duì)于預(yù)緊力狀態(tài)下的高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓連接模擬方法主要有：(1) 一維梁單元模擬螺栓，螺紋連接處用MPC連接進(jìn)行模擬；(2) 實(shí)體單元模擬螺栓，螺紋連接處用綁定連接進(jìn)行模擬。在運(yùn)用實(shí)體單元模擬高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓時(shí)，即使不建立詳細(xì)完整的螺紋細(xì)節(jié)，其數(shù)值仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果在螺桿部位差別也不大，故可以只建立螺栓頭、螺栓桿圓柱體、螺紋嚙合部位光桿部分圓柱體來模擬高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓實(shí)體單元。

1.2.1 網(wǎng)格劃分與單元類型的選取

由于運(yùn)用 ABAQUS自帶的網(wǎng)格劃分工具劃分模型的網(wǎng)格質(zhì)量不高，故采用hypermesh來對(duì)零件進(jìn)行六面體單元網(wǎng)格的劃分，并在相應(yīng)部位進(jìn)行網(wǎng)格加密，單元總數(shù)為13 234個(gè)，如圖2所示。將網(wǎng)格文件導(dǎo)入ABAQUS中選用縮減積分單元 C3D8R，該單元具有較強(qiáng)的接觸模擬能力，且相對(duì)于協(xié)調(diào)單元計(jì)算成本較低，同樣能得到較理想的計(jì)算結(jié)果。

圖2 局部模型網(wǎng)格Fig. 2 Grid of local model

1.2.2 材料屬性

塔頂法蘭與偏航齒圈材料分別為 Q345E與42CrMo，均為低合金鋼，故彈性模量與泊松比分別取為2.1×108Pa與0.3，密度均為7.85 mg/mm3，屈服強(qiáng)度分別為345 MPa與940 MPa。

1.2.3 接觸、加載與邊界條件的確定

模型中主要包括 4對(duì)接觸面：(1) 螺栓頭端面與墊圈；(2) 墊圈與法蘭面；(3) 法蘭與偏航齒圈接觸面；(4)螺栓螺紋與偏航齒圈內(nèi)螺紋孔。前3對(duì)接觸面均為面面接觸(surface-to-surface contact)，摩擦因數(shù)設(shè)為0.15。對(duì)于接觸面(4)，為了增加計(jì)算收斂性，將其設(shè)為綁定接觸，控制螺紋接觸區(qū)域的相對(duì)位移。

載荷邊界的施加分3步：首先，用bolt load對(duì)高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓施以預(yù)緊力537 kN；其次，在第2個(gè)分析步中施加極限載荷，如表2所示(其中極限載荷根據(jù)表 1換算所得)；最后，對(duì)局部模型在參考點(diǎn)(與法蘭上端面耦合)上施以如圖3所示的等效力。

模型的約束邊界條件設(shè)置如下：限制塔架法蘭塔筒壁下端面的3個(gè)自由度。由于此模型為單個(gè)高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓聯(lián)接結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的1/88局部模型，為了等效于一個(gè)實(shí)際完整的系統(tǒng)模型，應(yīng)對(duì)此局部模型施以循環(huán)對(duì)稱約束。

1.2.4 有限元計(jì)算方法

本文模型采用的空間單元為八節(jié)點(diǎn)六面體單元。其單元節(jié)點(diǎn)列陣為

在單元中心建立一個(gè)局部坐標(biāo)系(ξ,η,ζ)，其中，ξ，η和ζ軸分別與x,y和z軸平行，則節(jié)點(diǎn)的位移函數(shù)可表示為

表1 整個(gè)模型的極限載荷Table 1 Limit load of whole model

表2 局部模型等效極限載荷Table 2 Equivalent limit load of local model

圖3 極限載荷在參考點(diǎn)RB1的耦合Fig. 3 Coupling of limit load at the reference point RB1

單元位移和節(jié)點(diǎn)位移之間的關(guān)系為

式中：{f}為單元內(nèi)位移函數(shù)列陣；為單元節(jié)點(diǎn)位移列陣；[N]為形函數(shù)矩陣。各形函數(shù)可由形函數(shù)的性質(zhì)確定，最終可表示為

單元?jiǎng)偠染仃嚍?/p>

式中：[B]為單元的幾何矩陣；[D]為單元的彈性模量矩陣。

單元等效節(jié)點(diǎn)力為

式中：右端第1項(xiàng)為節(jié)點(diǎn)上集中力移置的等效節(jié)點(diǎn)力；第2項(xiàng)為單元的分布體力等效節(jié)點(diǎn)荷載；第3項(xiàng)為單元的分布面力移置的等效節(jié)點(diǎn)荷載。

根據(jù)李振強(qiáng)的研究結(jié)果[16]和最大拉應(yīng)力理論，提出以下 2個(gè)假設(shè)：(1) 假設(shè)裂紋是沿最大拉應(yīng)力方向發(fā)生臨界擴(kuò)展；(2) 假設(shè)裂紋擴(kuò)展是由于周向拉應(yīng)力的最大值達(dá)到臨界值時(shí)產(chǎn)生的。裂紋模型示意圖如圖4所示，有

式中：σ為裂紋處最大應(yīng)力；a為裂紋深度；b為裂紋長度；F為關(guān)聯(lián)函數(shù)；D為螺栓直徑；Φ為裂紋上某一點(diǎn)與裂紋深度方向的夾角。

圖4 裂紋模型示意圖Fig. 4 Schematic diagram of crack model

2 高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓螺紋表面裂紋仿真計(jì)算分析

根據(jù)實(shí)際應(yīng)用經(jīng)驗(yàn)，螺紋處表面裂紋擴(kuò)展情況可分為以下2類：(1)螺紋底端表面裂紋；②螺紋頂端表面裂紋。令裂紋深度c分別為1，2和3 mm，裂紋長度d為螺距4 mm。裂紋方向?yàn)榘霃椒较?，且在螺紋第1個(gè)螺紋處、中間第3個(gè)螺紋處及底端倒數(shù)第2個(gè)螺紋處對(duì)高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓螺紋3個(gè)不同位置進(jìn)行裂紋擴(kuò)展分析。

2.1 螺紋底端表面裂紋

2.1.1c=1 mm時(shí)的裂紋擴(kuò)展

當(dāng)裂紋深度c=1 mm時(shí)，裂紋擴(kuò)展有限元分析模型及結(jié)果如圖5所示。從圖5可見：不論初始裂紋設(shè)置在哪個(gè)位置，高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓最大應(yīng)力與無裂紋時(shí)一樣，出現(xiàn)在高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓的第1個(gè)螺紋處。

當(dāng)初始裂紋設(shè)置在第1個(gè)螺紋處時(shí)，經(jīng)裂紋擴(kuò)展后，裂紋處最大單元應(yīng)力即高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓最大應(yīng)力，為833.3 MPa，應(yīng)力安全系數(shù)為SF=940/833.3 =1.13，未超出其材料屈服極限，符合強(qiáng)度要求；

當(dāng)初始裂紋分別設(shè)置在中間第3個(gè)螺紋處底端和倒數(shù)第2個(gè)螺紋處底端時(shí)，經(jīng)裂紋擴(kuò)展后，裂紋處最大單元應(yīng)力分別為494.835 MPa和85.750 MPa，高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓最大應(yīng)力均為765.1 MPa，應(yīng)力安全系數(shù)為SF=940/765.1=1.22，未超出其材料屈服極限，符合強(qiáng)度要求。

2.1.2c=2 mm時(shí)的裂紋擴(kuò)展

當(dāng)裂紋深度c=2 mm時(shí)，裂紋擴(kuò)展有限元分析模型及結(jié)果如圖6所示。從圖6可見：不論初始裂紋設(shè)置在哪個(gè)位置，高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓最大應(yīng)力仍然出現(xiàn)在高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓的第1個(gè)螺紋處。

圖5 c=1 mm時(shí)螺紋底端表面裂紋情況Fig. 5 Surface crack at bottom of thread when c=1 mm

圖6 c=2 mm時(shí)螺紋底端表面裂紋情況Fig. 6 Surface crack at bottom of thread when c=2 mm

當(dāng)初始裂紋設(shè)置在第1個(gè)螺紋處時(shí)，經(jīng)裂紋擴(kuò)展后，裂紋處最大單元應(yīng)力即高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓最大應(yīng)力，為881.1 MPa，應(yīng)力安全系數(shù)為SF=940/881.1=1.07。雖然安全系數(shù)未超出其材料屈服極限，但由于應(yīng)力安全系數(shù)過小，故此類裂紋不能出現(xiàn)，否則，將導(dǎo)致高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓聯(lián)接不可靠，進(jìn)而影響整個(gè)風(fēng)機(jī)的安全運(yùn)轉(zhuǎn)；

當(dāng)初始裂紋分別設(shè)置在中間第3個(gè)螺紋處底端和倒數(shù)第2個(gè)螺紋處時(shí)，經(jīng)裂紋擴(kuò)展后，裂紋處最大單元應(yīng)力分別為508.284 MPa和92.1676 MPa，高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓最大應(yīng)力均為 765.1 MPa，應(yīng)力安全系數(shù)為SF=940/765.1=1.22，未超出其材料屈服極限，符合強(qiáng)度要求。

2.1.3c=3 mm時(shí)的裂紋擴(kuò)展

當(dāng)裂紋深度c=3 mm時(shí)，裂紋擴(kuò)展有限元分析模型及結(jié)果如圖7所示。從圖7可見：不論初始裂紋設(shè)置在哪個(gè)位置，高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓最大應(yīng)力仍然出現(xiàn)在高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓的第1個(gè)螺紋處。

當(dāng)初始裂紋設(shè)置在第1個(gè)螺紋處時(shí)，經(jīng)裂紋擴(kuò)展后，裂紋處最大單元應(yīng)力即高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓最大應(yīng)力，為896.2 MPa，應(yīng)力安全系數(shù)為SF=940/896.2=1.04，雖然未超出其材料屈服極限，但由于應(yīng)力安全系數(shù)過小，故此類裂紋不能出現(xiàn)，否則，將導(dǎo)致高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓聯(lián)接不可靠，進(jìn)而影響整個(gè)風(fēng)機(jī)的安全運(yùn)轉(zhuǎn)。

當(dāng)初始裂紋分別設(shè)置在中間第3個(gè)螺紋和倒數(shù)第2個(gè)螺紋處底端時(shí)，經(jīng)裂紋擴(kuò)展后，裂紋處最大單元應(yīng)力分別為510.063 MPa和93.141 MPa，高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓最大應(yīng)力均為 765.1 MPa，應(yīng)力安全系數(shù)為SF=940/765.1=1.22，未超出其材料屈服極限，符合強(qiáng)度要求。

螺紋底端表面不同裂紋條件下裂紋最大單元應(yīng)力p1與高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓最大應(yīng)力p2的差異的比較如表3所示。

圖7 c=3 mm時(shí)螺紋底端表面裂紋情況Fig. 7 Surface crack at bottom of thread when c=3 mm

綜上所述，高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓最大應(yīng)力位置與裂紋位置無關(guān)，均出現(xiàn)在螺紋連接第1個(gè)螺紋處，且隨著裂紋深度的不斷增加，高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓裂紋處最大單元應(yīng)力也不斷增大，特別是在初始裂紋設(shè)置在第1個(gè)螺紋處時(shí)，由于高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓聯(lián)接結(jié)構(gòu)裂紋處產(chǎn)生應(yīng)力集中、發(fā)生裂紋擴(kuò)展現(xiàn)象，導(dǎo)致高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓應(yīng)力過大。

2.2 螺紋頂端表面裂紋

2.2.1c=1 mm時(shí)的裂紋擴(kuò)展

當(dāng)裂紋深度c=1 mm時(shí)，裂紋擴(kuò)展有限元分析模型及結(jié)果如圖8所示。從圖8可見：與裂紋初始位置在螺紋底端一樣，出現(xiàn)在高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓的第1個(gè)螺紋處。

表3 螺紋底端表面不同裂紋條件下應(yīng)力對(duì)比Table 3 Stress comparison at different conditions of thread bottom surface crack MPa

圖8 c=1 mm時(shí)螺紋頂端表面裂紋情況Fig. 8 Surface crack at top of thread when c=1 mm

當(dāng)初始裂紋設(shè)置在第1個(gè)螺紋處時(shí)，經(jīng)裂紋擴(kuò)展后，螺牙沿裂紋錯(cuò)位開裂，裂紋處最大單元應(yīng)力即高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓最大應(yīng)力，為 908.2 MPa，應(yīng)力安全系數(shù)為SF=940/908.2=1.03，雖然未超出其材料屈服極限，但由于應(yīng)力安全系數(shù)過小，故此類裂紋不能出現(xiàn)，否則，將嚴(yán)重影響整個(gè)風(fēng)機(jī)的聯(lián)接可靠性。

當(dāng)初始裂紋分別設(shè)置在中間第3個(gè)螺紋處和倒數(shù)第2個(gè)螺紋處頂端時(shí)，經(jīng)裂紋擴(kuò)展后，裂紋處最大單元應(yīng)力分別為737.721 MPa和91.591 MPa，高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓最大應(yīng)力均為 765.2 MPa，應(yīng)力安全系數(shù)為SF=940/765.2=1.22，未超出其材料屈服極限，符合強(qiáng)度要求。

2.2.2c=2 mm時(shí)的裂紋擴(kuò)展

當(dāng)裂紋深度c=2 mm時(shí)，裂紋擴(kuò)展有限元分析模型及結(jié)果如圖9所示。從圖9可同見：最大應(yīng)力位置與裂紋初始位置無關(guān)，出現(xiàn)在高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓的第 1個(gè)螺紋處。

當(dāng)初始裂紋設(shè)置在第1個(gè)螺紋處時(shí)，經(jīng)裂紋擴(kuò)展后，螺牙沿裂紋錯(cuò)位開裂，裂紋處最大單元應(yīng)力即高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓最大應(yīng)力，為 763.5 MPa，應(yīng)力安全系數(shù)為SF= 940/763.5=1.22，未超出其材料屈服極限，符合強(qiáng)度要求。

當(dāng)初始裂紋分別設(shè)置在中間第3個(gè)螺紋處和倒數(shù)第2個(gè)螺紋處頂端時(shí)，經(jīng)裂紋擴(kuò)展后，裂紋處最大單元應(yīng)力分別為737.721 MPa和91.591 MPa，高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓最大應(yīng)力均為 765.1 MPa，應(yīng)力安全系數(shù)為SF=940/765.1=1.22，未超出其材料屈服極限，符合強(qiáng)度要求。

圖9 c=2 mm時(shí)螺紋頂端表面裂紋情況Fig. 9 Surface crack at top of thread when c=2 mm

2.2.3c=3 mm時(shí)的裂紋擴(kuò)展

當(dāng)裂紋深度c=3 mm時(shí)，裂紋擴(kuò)展有限元分析結(jié)果如圖10所示。從圖10可見：最大應(yīng)力位置同樣與裂紋初始位置無關(guān)，出現(xiàn)在高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓的第1個(gè)螺紋處。

當(dāng)初始裂紋設(shè)置在第1個(gè)螺紋處時(shí)，經(jīng)裂紋擴(kuò)展后，螺牙沿裂紋錯(cuò)位開裂，裂紋處最大單元應(yīng)力即高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓最大應(yīng)力，為 767.2 MPa，應(yīng)力安全系數(shù)為SF=940/767.2=1.22，未超出其材料屈服極限，符合強(qiáng)度要求。

當(dāng)初始裂紋分別設(shè)置在中間第3個(gè)螺紋處和倒數(shù)第2個(gè)螺紋處頂端時(shí)，經(jīng)裂紋擴(kuò)展后，裂紋處最大單元應(yīng)力分別為538.289 MPa和85.187 MPa，高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓最大應(yīng)力均為 765.1 MPa，應(yīng)力安全系數(shù)為SF=940/765.1=1.22，未超出其材料屈服極限，符合強(qiáng)度要求。

圖10 c=3 mm時(shí)螺紋頂端表面裂紋情況Fig. 10 Surface crack at top of thread when c=3 mm

螺紋頂端表面不同裂紋條件下裂紋最大單元應(yīng)力(p1)與高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓最大應(yīng)力(p2)的差異比較如表 4所示。

綜上所述，高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓最大應(yīng)力位置同樣與裂紋位置無關(guān)，均出現(xiàn)在螺紋連接第1個(gè)螺紋處。

3 結(jié)論

(1) 考慮到整個(gè)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的幾何對(duì)稱性和最大受載螺栓及其極限工況，建立單個(gè)高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓聯(lián)接結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的1/88局部模型；按照不同裂紋深度c和不同裂紋長度對(duì)高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓螺紋底端表面裂紋和螺紋頂端表面裂紋的擴(kuò)展情況進(jìn)行了有限元仿真分析，為存在裂紋缺陷的高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓二次使用提供了理論依據(jù)。

(2) 對(duì)于存在螺紋底端表面裂紋缺陷和螺紋頂端表面裂紋缺陷的高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓，最大應(yīng)力位置與裂紋位置無關(guān)，均出現(xiàn)在螺紋連接的第1個(gè)螺紋處；隨著裂紋深度的不斷增加，高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓裂紋處最大單元應(yīng)力也不斷增大，特別是在初始裂紋設(shè)置在第 1個(gè)螺紋處時(shí)，由于高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓聯(lián)接結(jié)構(gòu)裂紋處產(chǎn)生應(yīng)力集中、發(fā)生裂紋擴(kuò)展現(xiàn)象，導(dǎo)致高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓應(yīng)力過大，嚴(yán)重影響連接可靠性，故應(yīng)特別注意此類裂紋，防止其出現(xiàn)。

(3) 對(duì)于存在螺紋頂端表面裂紋缺陷的高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓，高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓最大應(yīng)力位置同樣與裂紋位置無關(guān)，均出現(xiàn)在螺紋連接第1個(gè)螺紋處，特別是在初始裂紋設(shè)置在第1個(gè)螺紋處時(shí)，由于高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓聯(lián)接結(jié)構(gòu)裂紋處產(chǎn)生應(yīng)力集中、發(fā)生裂紋擴(kuò)展現(xiàn)象，導(dǎo)致高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓應(yīng)力或螺牙應(yīng)變過大，嚴(yán)重影響連接可靠性，故應(yīng)特別注意此類裂紋，防止其出現(xiàn)。

表4 螺紋頂端表面不同裂紋條件下應(yīng)力對(duì)比Table 4 Stress comparison at different conditions of thread top surface crack MPa

[1]趙海川, 黃海江. 風(fēng)電行業(yè)高強(qiáng)螺栓的潤滑問題分析[J]. 風(fēng)能, 2010(4): 64?66.ZHAO Haichuan, HUANG Haijiang. Lubrication analysis for high-strength bolts of wind power industry[J]. Wind Energy,2010(4): 64?66.

[2]陳真. 風(fēng)力發(fā)電機(jī)組高強(qiáng)度聯(lián)接螺栓連接技術(shù)研究[D]. 重慶:重慶大學(xué), 2011: 43?51.CHEN Zhen. Study of high strength bolt jointon wind turbine[D].Chongqing:Chongqing University,2011: 43?51.

[3]G?ncz P, Glode? S. Calculation model for pre-stressed bolted joints of slewing bearings[J]. Advanced Engineering, 2009, 3(2):175?186.

[4]成大先. 機(jī)械設(shè)計(jì)手冊(cè)(單行本)聯(lián)接與緊固[M]. 北京: 化學(xué)工業(yè)出版社, 2004: 9?11.CHENG Daxian. Standard handbook of machine design (booklet)join and fastening[M]. Beijing: Chemical Industry Press, 2004:9?11.

[5]VDI2230 Part 1, Systematic calculation of high duty bolted joints, joints with one cylindrical bolt[S].

[6]HUANG Yonghui. Finite element analysis and experimental study on high strength bolted friction grip connections in steel bridges[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2010, 6(66):803?815.

[7]Lee S H, Kim J H, Choi S M. Structural behavior of tension joint with high-strength bolted split-tee[J]. International Journal of Steel Structures, 2009, 9(2): 93?105.

[8]Dinger G, Friedrich C. Avoiding self-loosening failure of bolted joints with numerical assessment of local contact state[J].Engineering Failure Analysis, 2011, 18(8): 2188?2200.

[9]Naruse T, Shibutani Y. Equivalent stiffness evaluations of clamped plates in bolted joints under loading[J]. Journal of Solid Mechanics and Materials Engineering, 2010, 4(12): 1791?1805.

[10]Chakhari J, Daidié A, et al. Numerical model for two-bolted joints subjected to compressive loading[J]. Finite Elements in Analysis and Design, 2008, 44(4): 162?173.

[11]嚴(yán)曉林, 劉希鳳. 基于ABAQUS的風(fēng)力機(jī)塔筒螺栓連接接觸非線性分析[J]. 科學(xué)技術(shù)與工程, 2011, 11(28): 6842?6845.YAN Xiaolin, LIU Xifeng. Contact nonlinear analysis of wind turbine tower bolted joints with ABAQUS[J]. Science Technology and Engineering, 2011, 11(28): 6842?6845.

[12]陳真, 杜靜, 何玉林, 等. 采用VDI2230的風(fēng)力發(fā)電機(jī)組塔筒法蘭聯(lián)接處螺栓強(qiáng)度分析[J]. 現(xiàn)代制造工程, 2011(5):125?129.CHEN Zhen, DU Jing, HE Yulin, et al. Strength analysis of bolt joint on wind turbine tower flange based on VDI2230[J].Modern Manufacturing Engineering, 2011(5): 125?129.

[13]李曼, 王林, 王廣慶, 等. 風(fēng)力發(fā)電機(jī)組高強(qiáng)度連接螺栓的計(jì)算方法[J]. 機(jī)械制造與自動(dòng)化, 2012, 41(1): 176?177.LI Man, WANG Lin, WANG Guangqing, et al. High-strength bolt calculation of wing turbine[J]. Machine Building ＆ Automation, 2012, 41(1): 176?177.

[14]Croccolo D, de Agostinis M, Vincenzi N. A contribution to the selection and calculation of screws in high duty bolted joints[J].International Journal of Pressure Vessels and Piping, 2012, 96:38?48.

[15]Chaib Z, Daidie A, Leray D. Screw behavior in large diameter slewing bearing assemblies: Numerical and experimental analyses[J]. International Journal on Interactive Design and Manufacturing, 2007, 1(1): 21?31.

[16]李振強(qiáng). 兆瓦級(jí)風(fēng)力發(fā)電機(jī)高強(qiáng)度螺栓聯(lián)接靜力學(xué)性能分析[D]. 長沙: 湖南大學(xué), 2013.LI Zhenqiang. Static analysis of high strength bolt connection on the MW wind turbine generator system[D]. Changsha: Hunan University, 2013.