殷 瑱， 聞 泉， 王雨時(shí)， 張志彪

(南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 南京 210094)

螺距對(duì)引信內(nèi)腔封口螺紋連接強(qiáng)度的影響

殷 瑱， 聞 泉， 王雨時(shí)， 張志彪

(南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 南京 210094)

針對(duì)引信內(nèi)腔封口連接螺紋強(qiáng)度設(shè)計(jì)特別是螺距優(yōu)選問(wèn)題，對(duì)機(jī)械設(shè)計(jì)理論中螺紋應(yīng)力的計(jì)算公式進(jìn)行推導(dǎo)，提出了考慮到引信連接螺紋端頭倒角、允許崩落長(zhǎng)度和允許止量規(guī)適當(dāng)進(jìn)入等情形時(shí)引信內(nèi)腔封口螺紋連接強(qiáng)度的計(jì)算方法。該方法在分析螺紋牙所受應(yīng)力時(shí)僅需考慮與螺紋直徑、螺距和連接長(zhǎng)度相關(guān)的應(yīng)力系數(shù)，使得計(jì)算過(guò)程簡(jiǎn)潔方便，計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確可靠。結(jié)果表明：螺距對(duì)螺紋強(qiáng)度影響較為敏感，在不考慮螺紋制造誤差和連接長(zhǎng)度一定且有限的情況下，盡可能選用較小螺距有助于提高強(qiáng)度。螺紋強(qiáng)度校核時(shí)僅需考慮彎曲強(qiáng)度和剪切強(qiáng)度而不必校核擠壓強(qiáng)度。就螺紋牙所受應(yīng)力而言，螺紋牙所受剪切應(yīng)力接近彎曲應(yīng)力的一半。由于傳統(tǒng)引信螺紋零件強(qiáng)度校核時(shí)未考慮彎曲強(qiáng)度，也未考慮螺紋牙受力不均、引信通用制造規(guī)范允許有螺紋牙崩落和止量規(guī)適當(dāng)旋入等情形，致使螺紋連接強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果過(guò)于冒進(jìn)。

引信；螺紋；螺距；應(yīng)力分析；連接強(qiáng)度

0 引言

螺紋作為零部件連接和緊固的主要方式，在產(chǎn)品設(shè)計(jì)中應(yīng)用廣泛。螺紋零件使用時(shí)由螺紋牙作為主要的承載部位，其承載能力直接關(guān)系到產(chǎn)品結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定和可靠。在實(shí)際應(yīng)用中，螺紋常因彎曲、擠壓和剪切等作用出現(xiàn)失效。為解決螺紋連接失效的問(wèn)題，曲萍[1]結(jié)合小口徑閥體和閥蓋的螺紋連接強(qiáng)度問(wèn)題，利用螺紋強(qiáng)度計(jì)算公式和實(shí)例數(shù)據(jù)分析了影響螺紋強(qiáng)度的因素，發(fā)現(xiàn)螺距和螺紋誤差對(duì)螺紋強(qiáng)度影響顯著。段巍等[2]對(duì)大跨度建筑物中的鋼拉桿螺紋連接強(qiáng)度問(wèn)題進(jìn)行了研究，通過(guò)理論分析、試驗(yàn)驗(yàn)證和有限元模擬的方法，確定了鋼拉桿破裂載荷及正常連接所需的最小旋合扣數(shù)，計(jì)算了螺紋牙應(yīng)力分布、應(yīng)力狀態(tài)以及各螺紋牙接觸面間的壓力和滑移變形規(guī)律。安曉衛(wèi)等[3]應(yīng)用有限元仿真軟件分析得到了彈底與彈體連接螺紋的應(yīng)力分布。倪慶杰等[4]對(duì)戰(zhàn)斗部與火箭增程發(fā)動(dòng)機(jī)殼體連接螺紋失效問(wèn)題進(jìn)行了研究。盡管理論分析和軟件仿真在解決螺紋強(qiáng)度失效問(wèn)題上均有應(yīng)用，但是對(duì)于工程實(shí)踐而言，理論分析和計(jì)算的方法應(yīng)用更為普遍。

螺距是螺紋設(shè)計(jì)中的重要參數(shù)之一，但目前未見(jiàn)有人從理論上分析引信零件螺紋螺距對(duì)連接強(qiáng)度的影響。引信較大零、部件連接的主要方式是螺紋，引信內(nèi)腔封口多由本體與傳爆管之間的螺紋實(shí)現(xiàn)。在引信特別是在彈頭隔爆型引信的發(fā)射、跌落和隔爆過(guò)程中，引信內(nèi)腔封口連接螺紋(一般均為普通螺紋)要承受較大的、一次性的沖擊過(guò)載。為保證引信工作的安全性和可靠性，螺紋零件必須滿足發(fā)射(跌落)時(shí)的隔爆強(qiáng)度[5-6]，即要承受發(fā)射(跌落)時(shí)的慣性沖擊與隔爆狀態(tài)下的爆炸沖擊的疊加。由于在總體設(shè)計(jì)時(shí)引信的整體尺寸已基本確定，所以事實(shí)上是限制了引信螺紋零件的連接長(zhǎng)度。引信內(nèi)腔封口連接螺紋在現(xiàn)代隔爆型引信中的強(qiáng)度設(shè)計(jì)，特別是在特M12×0.75、特M15×0.75、特M18×0.75等較小尺寸規(guī)格下，矛盾比較突出。在螺紋連接長(zhǎng)度一定的情況下，增大螺紋螺距，單圈螺紋強(qiáng)度會(huì)增大，但工作圈數(shù)卻減小了。因此，為了探討螺距對(duì)引信內(nèi)螺紋強(qiáng)度的影響，本文通過(guò)對(duì)機(jī)械設(shè)計(jì)理論中螺紋應(yīng)力的計(jì)算公式進(jìn)行推導(dǎo)，提出了考慮到引信連接螺紋端頭倒角、允許崩落長(zhǎng)度和允許止量規(guī)適當(dāng)進(jìn)入等情形時(shí)引信內(nèi)腔封口螺紋連接強(qiáng)度的計(jì)算方法。

1 機(jī)械設(shè)計(jì)理論中的螺紋應(yīng)力計(jì)算

內(nèi)、外螺紋配合時(shí)，內(nèi)螺紋應(yīng)力要大于外螺紋應(yīng)力。因此，以外螺紋為例來(lái)分析螺紋牙受力情況。將其單圈螺紋牙沿螺紋小徑d1處展開(kāi)后可看作是寬度為πd1的懸臂梁，如圖1所示[7-8]。

假設(shè)每圈螺紋承受的平均壓力為：

(1)

式(1)中，Q為螺紋承受的軸向載荷，N；z為螺紋連接圈數(shù)，z=l/P，其中l(wèi)為已包括兩端倒角部分的內(nèi)、外螺紋有效連接長(zhǎng)度，mm；P為螺距，mm。圖1中b為螺紋牙底寬度，h為螺紋牙工作高度。

對(duì)于普通螺紋的基本牙型：d1=d-2h；H=0.866P；h=5H/8=0.541P；b=0.870P。

在軸向力Q的作用下，普通螺紋螺紋牙根部或表面受到的剪切應(yīng)力τ、擠壓應(yīng)力σ和彎曲應(yīng)力σw分別為：

(2)

(3)

(4)

式中，d為外螺紋大徑，mm；M為螺紋牙底所受彎矩，N·mm；W為單圈外螺紋展開(kāi)后的螺紋牙底截面的抗彎模量，mm3；kz為螺紋牙載荷不均系數(shù)，表示在不同圈數(shù)處螺紋牙受到軸向載荷作用的程度，常見(jiàn)內(nèi)、外螺紋材料配對(duì)時(shí)螺紋牙的載荷不均系數(shù)如表1所列[7-8]。

表1 螺紋牙載荷不均系數(shù)[7-8]

由于P?d，故由式(2)和(3)知，σ/τ≈1.848/1.149=1.608。已知[τ]≈0.25[σ][8],即[σ]≈4[τ]，故一般情況下，剪切應(yīng)力比擠壓應(yīng)力危險(xiǎn)，即只要剪切應(yīng)力滿足要求，擠壓應(yīng)力也會(huì)滿足要求。

易證：恒有σw>σ且σw≈1.16σ。另已知[σw]≈0.5[σ][8]，故彎曲應(yīng)力總是比擠壓應(yīng)力危險(xiǎn)。

綜上所述，普通螺紋強(qiáng)度只考慮剪切應(yīng)力和彎曲應(yīng)力即可。即只要剪切強(qiáng)度和彎曲強(qiáng)度滿足要求，擠壓強(qiáng)度即可滿足要求。

由式(2)—式(4)可知，在l一定時(shí)，加大P則σw、σ和τ均加大。因此，在不考慮螺紋倒角、螺紋牙崩落、無(wú)效長(zhǎng)度(允許止規(guī)適當(dāng)進(jìn)入所形成)和配合間隙影響的情況下，螺紋螺距越大，螺紋牙應(yīng)力也越大，即對(duì)強(qiáng)度越不利。

文獻(xiàn)[9]給出了MJ螺紋剪切應(yīng)力工程計(jì)算公式：

(5)

式中，d2為螺紋中徑，e為效率系數(shù)。對(duì)于鋼，e=0.33。式(5)可進(jìn)一步寫成：

(6)

2 引信內(nèi)腔封口連接螺紋應(yīng)力分析

作為引信輸出端的零件，傳爆管殼通常以外螺紋與引信體內(nèi)螺紋相連，實(shí)現(xiàn)引信內(nèi)腔封口。該螺紋的連接強(qiáng)度直接影響引信發(fā)射(跌落)和隔爆時(shí)的安全性。文獻(xiàn)[10]和[11]給出了引信傳爆管殼外螺紋在軸向力Q作用下受到的剪切應(yīng)力和擠壓應(yīng)力計(jì)算公式為：

(7)

(8)

式中，軸向力Q包括慣性力如后坐力和跌落沖擊力，也包括隔爆狀態(tài)下的壓力。

文獻(xiàn)[10]和[11]并未給出引信傳爆管殼外螺紋的彎曲應(yīng)力計(jì)算公式，也未指出要進(jìn)行彎曲強(qiáng)度校核。與式(2)、式(3)和式(5)相比，式(7)和式(8)中分母上均少了小于1的螺紋牙載荷不均系數(shù)kz或效率系數(shù)e，且又以螺距P在剪切應(yīng)力表達(dá)式分母上代替b=0.870P，事實(shí)上會(huì)使所得應(yīng)力系統(tǒng)地偏小，即按此計(jì)算得到的引信螺紋強(qiáng)度結(jié)論將是過(guò)于冒進(jìn)的，此時(shí)如果安全系數(shù)(裕度)設(shè)計(jì)不足，將會(huì)有強(qiáng)度失效的可能。

文獻(xiàn)[5]及其有關(guān)參考文獻(xiàn)、文獻(xiàn)[12](俄文原版的出版時(shí)間是1944年)給出的引信內(nèi)腔封口連接螺紋應(yīng)力計(jì)算公式均與式(7)和式(8)相同。可見(jiàn)引信行業(yè)長(zhǎng)期以來(lái)一直沿用前蘇聯(lián)的理論，未能考慮比擠壓應(yīng)力更危險(xiǎn)的彎曲應(yīng)力，并且基于剛體假設(shè)和形狀、位置均正確假設(shè)，未能考慮螺紋牙載荷不均問(wèn)題。

下面以式(2)—式(4)為基礎(chǔ)分析引信內(nèi)腔封口連接螺紋的強(qiáng)度問(wèn)題。

一般來(lái)說(shuō)，螺紋加工時(shí)螺紋始末兩端應(yīng)有倒角和收尾[13]。始端端面的倒角一般為45°，也可以采用60°或30°倒角；倒角深度應(yīng)大于或等于螺紋牙型高度。從工藝角度分析，對(duì)于搓絲、滾壓或扳牙加工的外螺紋，其始端因倒角所形成的不完整螺紋的軸向長(zhǎng)度不會(huì)大于2P。但引信螺紋零件加工時(shí)一般為兩端倒角，沒(méi)有收尾。本文中假設(shè)倒角角度45°，倒角深度等于螺紋牙型高度h，則外螺紋兩端不完整螺紋的軸向長(zhǎng)度x1=2h=1.082P。

引信螺紋零、部件生產(chǎn)時(shí)，螺紋牙“絲尖”會(huì)因切削而產(chǎn)生崩落缺陷，其深度不應(yīng)超出螺紋的中徑(起閉氣作用的螺紋，崩落深度應(yīng)不大于螺紋高度的1/3)，崩落總長(zhǎng)允許值如表2所列[14-15]。一般設(shè)計(jì)中，引信零、部件螺紋有效圈數(shù)都會(huì)大于2，故有效螺紋崩落總長(zhǎng)有可能到2/3或1圈?？紤]到內(nèi)、外螺紋均有可能有允許的1圈之內(nèi)的崩落，并且內(nèi)、外螺紋各自崩落的部分未必會(huì)完全對(duì)應(yīng)在一起，但崩落部分仍會(huì)有一定的連接強(qiáng)度，因此本文在計(jì)算螺紋強(qiáng)度時(shí)假設(shè)因崩落會(huì)有1圈即一個(gè)螺距的長(zhǎng)度連接強(qiáng)度失效(不起作用)。

表2 引信允許有效螺紋崩落總長(zhǎng)[14-15]

據(jù)文獻(xiàn)[14]和[15]，引信螺紋零件在檢驗(yàn)時(shí)，“止”螺紋量規(guī)不應(yīng)旋入，或者能夠旋入但旋入量不大于四扣且不大于螺紋長(zhǎng)度的50%。用止光滑量規(guī)檢驗(yàn)內(nèi)螺紋小徑時(shí)，允許進(jìn)入螺紋總長(zhǎng)的1/3。而在用止光滑量規(guī)檢驗(yàn)外螺紋大徑時(shí)，允許螺紋兩端的大徑局部縮小，其縮小量為大徑公差的1/2。但每端縮小長(zhǎng)不應(yīng)大于螺紋總長(zhǎng)的1/3，而兩端縮小部分總長(zhǎng)不得大于螺紋總長(zhǎng)的1/2。從引信內(nèi)、外螺紋零件加工工藝看，即使兩端止規(guī)進(jìn)入，進(jìn)入部分的螺紋尺寸也不會(huì)偏離最小實(shí)體狀態(tài)很多，并且內(nèi)、外螺紋兩端偏離最小實(shí)體狀態(tài)的部分在旋合后基本上是對(duì)應(yīng)在一起的，因此可以假設(shè)螺紋有效長(zhǎng)度為螺紋總長(zhǎng)的2/3。

引信常用連接螺紋一般為中等旋合長(zhǎng)度，如表3第1、2、3列所列。綜合螺紋倒角、崩落和檢驗(yàn)時(shí)對(duì)引信螺紋的要求，可得考慮了上述工藝因素影響后的引信螺紋各種有效長(zhǎng)度如表3第4、5、6列所列。

(9)

(10)

(11)

系數(shù)kτ、kσ和kσw即反映了螺紋應(yīng)力與螺紋直徑d、螺距P、連接長(zhǎng)度l的關(guān)系。

表3第7、8列分別為按表1確定的螺紋牙載荷不均系數(shù)kz，第9、10、11列分別為系數(shù)kτ、kσ和kσw的值。表中+∞代表極限情況下有效螺紋長(zhǎng)度為負(fù)值，不能滿足強(qiáng)度要求。

表3 第一系列的公稱直徑和螺距組合時(shí)螺紋剪切應(yīng)力、擠壓應(yīng)力和彎曲應(yīng)力的系數(shù)

續(xù)表

螺紋旋合長(zhǎng)度l0/mm螺紋公稱直徑d/mm螺距P/mm螺紋去倒角后螺紋有效長(zhǎng)度l1/mm螺紋去除倒角和崩落后的有效長(zhǎng)度l2/mm螺紋除去倒角、崩落和1/3無(wú)效長(zhǎng)度后的有效長(zhǎng)度l/mm內(nèi)、外螺紋材料均為鋼時(shí)kz內(nèi)螺紋材料為鋁合金、外螺紋材料為鋼時(shí)kz剪切應(yīng)力系數(shù)kτ擠壓應(yīng)力系數(shù)kσ彎曲應(yīng)力系數(shù)kσw7．58101216202430360．757．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．01470．02250．02761．007．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．01800．02700．03380．757．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．01140．01780．02161．007．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．01400．02130．02621．257．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．6250．7500．01750．02630．0329特0．757．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．00940．01470．01771．007．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．01130．01750．02141．257．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．01420．02160．0267特0．757．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．00680．01090．01311．007．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．00830．01300．01561．507．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．01340．02060．0253特0．757．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．00550．00870．01031．007．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．00650．01030．01231．507．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．01050．01630．01982．007．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．02440．03720．0458特0．757．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．00440．00720．00851．007．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．00540．00850．01021．507．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．00860．01350．01622．007．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．01990．03070．0374特0．757．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．00350．00570．00681．007．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．00420．00680．00801．507．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．00670．01070．01282．007．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．01560．02430．0293特0．757．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．00290．00480．0056特1．007．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．00140．00220．00261．507．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．00560．00890．01052．007．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．7500．01280．02010．02413．007．5-1．082P7．5-2．082P5-2．082P0．5600．750+∞+∞+∞

由表3可知，當(dāng)螺紋旋合長(zhǎng)度為5 mm和7.5 mm時(shí)，螺紋除去倒角、崩落和1/3無(wú)效長(zhǎng)度后有效長(zhǎng)度的極限范圍分別為0.207～1.769 mm和0.836～2.439 mm，此時(shí)對(duì)應(yīng)工作時(shí)的有效扣數(shù)范圍分別為0.138～2.358和0.418～4.585。

3 結(jié)論和建議

本文提出了考慮到引信連接螺紋端頭倒角、允許崩落長(zhǎng)度和允許止量規(guī)適當(dāng)進(jìn)入等情形時(shí)引信內(nèi)腔封口螺紋連接強(qiáng)度的計(jì)算方法。該方法在分析螺紋牙所受應(yīng)力時(shí)僅需考慮與螺紋直徑、螺距和連接長(zhǎng)度相關(guān)的應(yīng)力系數(shù)，使得計(jì)算過(guò)程簡(jiǎn)潔方便，計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確可靠。結(jié)果表明：

1)螺距對(duì)螺紋強(qiáng)度影響較為敏感。在圈數(shù)足夠多時(shí)，一般對(duì)于螺紋連接，當(dāng)連接長(zhǎng)度達(dá)到一定條件時(shí)，受沖擊時(shí)實(shí)際有效扣數(shù)不會(huì)隨嚙合長(zhǎng)度線性增長(zhǎng)，此時(shí)采用大螺距或許更有利于提高強(qiáng)度。但是，一般情況下引信螺紋連接可以實(shí)現(xiàn)的有效扣數(shù)很少，在此情況下不考慮螺紋制造誤差，連接長(zhǎng)度一定且有限的情況下，盡可能選用較小螺距有利于提高強(qiáng)度。因此設(shè)計(jì)時(shí)在保證不發(fā)生“咬死”的前提下和旋合長(zhǎng)度為中等旋合長(zhǎng)度時(shí)應(yīng)盡可能選用細(xì)牙螺紋甚至是比標(biāo)準(zhǔn)細(xì)牙還要小的特殊螺距如0.75。

2)在具體型號(hào)產(chǎn)品設(shè)計(jì)時(shí)，如果引信內(nèi)腔封口連接螺紋強(qiáng)度受尺寸和材料限定難以滿足發(fā)射(跌落)和隔爆安全性要求，則在設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)盡可能減小內(nèi)、外螺紋端頭倒角、在技術(shù)要求中盡可能限制崩落長(zhǎng)度以及止螺紋環(huán)規(guī)和止光滑量規(guī)的進(jìn)入量。

3)《引信設(shè)計(jì)手冊(cè)》和GJB/Z 135—2002《引信工程設(shè)計(jì)手冊(cè)》給出的校核引信連接螺紋強(qiáng)度規(guī)范沿用了前蘇聯(lián)約70年前基于剛體力學(xué)假設(shè)的設(shè)計(jì)體系，僅針對(duì)剪切應(yīng)力和擠壓應(yīng)力，既未考慮比擠壓應(yīng)力約大16%的彎曲應(yīng)力，也未考慮到螺紋牙受力不均的情況，還未考慮通用制造規(guī)范允許的崩落和止規(guī)適當(dāng)進(jìn)入的放寬檢驗(yàn)情形，因而計(jì)算結(jié)果是過(guò)于冒進(jìn)的，相當(dāng)于應(yīng)力只考慮了不到50%。在此情況下之所以尚未大面積發(fā)現(xiàn)有引信內(nèi)腔封口連接螺紋強(qiáng)度不足導(dǎo)致的失效現(xiàn)象，很可能與大多數(shù)引信內(nèi)腔封口連接螺紋直徑較大、連接螺紋長(zhǎng)度與傳爆管高度相關(guān)故強(qiáng)度設(shè)計(jì)的安全系數(shù)較大以及引信體和傳爆管殼(或其他引信內(nèi)腔封口連接螺紋本體零件)材料在一次性沖擊載荷作用下的強(qiáng)度可能會(huì)有所提高有關(guān)。

4)螺紋牙所受彎曲應(yīng)力恒大于擠壓應(yīng)力，且擠壓許用應(yīng)力恒大于彎曲許用應(yīng)力，因此在進(jìn)行強(qiáng)度校核時(shí)僅需校核彎曲強(qiáng)度和剪切強(qiáng)度即可。

5)剪切應(yīng)力接近彎曲應(yīng)力的二分之一(46.6%)，此規(guī)律可作為螺紋連接強(qiáng)度設(shè)計(jì)計(jì)算結(jié)果校驗(yàn)參考。

很少見(jiàn)有文獻(xiàn)給出螺紋牙的材料許用應(yīng)力和安全系數(shù)選取指南。從數(shù)種型號(hào)引信設(shè)計(jì)實(shí)踐看，文獻(xiàn)[7]和[8]給出的螺紋材料許用應(yīng)力范圍可能偏于保守，并不適應(yīng)一次性沖擊加載而內(nèi)部空間限制又非常嚴(yán)格的引信，有必要根據(jù)制式型號(hào)產(chǎn)品通過(guò)反求工程學(xué)等方法進(jìn)行系統(tǒng)、深入研究。

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本 刊 聲 明

本刊編輯部

Influence of Screw Pitch to Joint Strength of Fuze Inner Cavity Sealing Thread

YIN Zhen, WEN Quan, WANG Yushi, ZHANG Zhibiao

(School of Mechanical Engineering, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094, China)

In the view of the strength design and especially pitch optimization of fuze inner cavity sealing connection thread, the stress calculation formulas of thread that appeared in the mechanical design theory was derived. Considered the end chamfering, allowed caving length and check gauge appropriate to enter, a new computing method was proposed. The stress counting process could much convenient and the more reliable results would achieved than before by using this method. Results showed that the strength of thread are greatly affected by pitch, when screw manufacturing error was ignored and connect length was limited, it is helpful to increase the thread strength by choosing little pitch as far as possible. It is unnecessary to check compression strength when strength checking, just bending strength and shear strength should be considered, it was found that the shear strength is close to half of the bending strength for crew tooth. Due to the bending strength, uneven loading factor of screw tooth, allowed caving length and check gauge appropriate to enter that stated in the general manufacturing specifications for fuze was not considered, the calculation results was too aggressive.

fuze; thread; screw pitch; stress analysis; joint strength

2016-09-11

殷瑱(1990—)，男，湖北廣水人，碩士研究生，研究方向：特種機(jī)械技術(shù)。E-mail：yznjust@163.com。

TJ43

A

1008-1194(2017)01-0036-06

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