ブックタイトル日本ねじ研究協会　2002年10月

概要

日本ねじ研究協会　2002年10月

「r表される。ルミニウム合金ボルトで締付けた場合の締付け試験結果の例であり,締付け回転角θfに対すTf=T8+Tw=KTfdる締付け軸力Ff,締付けトルクTf,ねじ部トルク(10)さらに,式(8)と式(10)からトルク係数Kは次式のように表されるη。T。,および座面トルクTwの関係を示している,ねじ面摩擦係数を緩和するため,ねじ部にはアクリル系潤滑剤を塗布した,ねじ部トルクT、は,締付け回転角θfに対し,κ一諾・侮鋤'+咽ほぼ線形的に増加するが,締付けトルクTfは,座面トルクTwの影響を受けて非線形な増加を示している,また,締付け終了後のボルト座面と被1Pd2,D.=万房+μ痂secα+μ・万(ll)締付け部材の回転接触面にはボルト軸部側に凝着痕が観察され,凝着痕は外周部に向かって減少傾向にあった.鋼製ボルトでも,このような非線形な波形が生じる場合もあるが,多くの場、式(ll)の第2式目における第1項はねじのリードに関する成分,第2項は,ねじ面に関する成分,第3項は座面に関する成分であり,締付けトルクによる仕事の配分を示している.呼び径dが決まり,μ。・μ闘が一定であるとすると第1項と第2項は一意に定まるが,第3項は,座面径Bの取り方で等価直径Dwを変化させることができる,アルミニウムのような限界面圧が比較的低い被締付け部材を締める場合,座面圧の緩和を目的に,合に線形関係が得られる.締付け軸力Ffと締付けトルクTfの関係が非線形であると,式(10)のトルク係数Kが一意に定まらず,締付けによる軸力制御の障害となるので好ましくない.図4は,図1におけるボルトの座面角θ=Odeg.(フラット座面)の場合の各締付け軸力Ffに対するボルト座面と被締付け部材間の接触面圧分布を示している.図中の↑矢印は,接触面の両端の位置を示している.面圧分布は,同図座面径Bの大きいフランジボルトなどが使用されに示すモデルにおいて,2体の接触問題として,るが,等価直径叫の増加は座面トルク叫を増加させ,締めにくくなるが,逆に,回転による緩みを抑制する効果が期待できる.軸対称弾塑性有限要素法により求めた.座面角θ=Odeg,の場合,ボルト軸部側に面圧が集中している.その傾向は軸力が増加しても同様であタASFなど,被締付け部材がアルミニウム合金るが,外周部側への面圧の負担が大きくなる傾の場合,限界面圧が鋼に比べると低いので,座面径Bの大きいフランジボルトが有効である.しかしASFの締結にアルミニウム合金製フランジボルトを使用すると摩擦抵抗が大きくて締まらない場合がある.もともと同種金属の摩擦接触は,向がみられた,このような現象は,ボルト頭部の引張り弾性変形によって引き起こされる.座面トルクの変化は,締付けによって軸力が増加するとともに,接触面圧が徐々に外周方向に推移拡大することで,座面トルク恥が増加したものと推凝着し焼付きが発生しやすい.ステンレスーステンレスボルトなどの組合せも同じである、測される,鋼製ボルトの場合では,図1における座面図3は,図1のねじ締結体において,アルミ角θが鋭角側の場合を正とすると,座面角θ=ニウム合金A7075の平板を,呼び径d=10のア一294一J●」α∫)αnRes'Inst・1bγSc「ewTla「ea(お《隻Fasteners.Vol,33,]No.10(2002)