книги / Прочность конструкций при малоцикловом нагружении

пускаемого числа циклов по амплитудам напряжений, заданным в эксплуатации, или для расчета допускаемых амплитуд напря­ жений по числу циклов, заданному в эксплуатации, приобре­ тают вид

Уравнения (10.19) (10.20), применимы для расчета резьбовых соединений, изготовленных из низколегированных сталей с сть =

фициент, равный 1,2, во втором члене правой части уравнений (10.19), (10.20) может быть понижен до 1,1—1,15.

Значение величины предельной допустимой амплитуды напря­ жений [<та]* для резьбовых соединений при малоцикловом нагру­ жении определяется по уравнениям (10.13) —(10.20) для стадии образования трещин в основании наиболее нагруженных витков резьбы, не приводящих к снижению статической прочности.

[§ 3. X АРА КТЕРИСТИКИ^ДЕФОРМИРОВАНИ Я

ИРАЗРУШЕНИЯ РЕЗЬБОВЫХ СОЕДИНЕНИЙ ПРИ МАЛОЦИКЛОВОМ НАГРУЖЕНИИ

Для уточненной оценки прочности и долговечности элементов резьбовых соединений необходимо располагать расчетными или экспериментальными данными но изменению усилий, номиналь­ ных напряжений, деформаций и температуры в шпильках и по кривым малоциклового разрушения натурных соединений или их моделей. Кроме того, проводят исследование основных меха­ нических и циклических свойств применяемых материалов с уста­ новлением соответствующих параметров деформирования и раз­ рушения [8, 14]. Ниже приведены результаты экспериментальных исследований сопротивления деформированию и разрушению ста­ лей 25Х1МФ и ХН35ВТ, используемых для изготовления натур­ ных шпилек основного разъема энергетических аппаратов [8]. Испытания проводились при мягком и жестком нагружениях на гладких цилиндрических образцах 0 1 1 мм в условиях комнатной температуры на программной испытательной установке фирмы

201

Рис. 10.3. Сопоставление расчетных и экспериментальных данных по со­ противлению малоцикловому разрушению

1 — мягкое нагружение; 2 — жесткое нагружение

МТС с электрогидравлическим силовозбуждением и предельным усилием до 500 кН.

По данным экспериментов были получены характеристики ста­ тической прочности и пластичности (табл. 10.1), а также данные по прочностным (кривые малоциклового разрушения) и деформа­ ционным свойствам материалов в условиях симметричного жест­ кого и мягкого режимов нагружения.

Анализ диаграмм статического и циклического деформирова­ ния указанных материалов подтвердил возможность построения по параметру числа полуциклов независимо от режима нагруже­ ния обобщенной диаграммы циклического деформирования; при этом сталь 25Х1МФ является циклически разупрочняющейся, а сталь ХН35ВТ — циклически стабилизирующейся.

Полученные данные по малоцикловой усталости исследуемых материалов при жестком и мягком нагружениях и коэффициенте асимметрии г = —1 могут быть описаны на основе расчетных кри­ вых усталости (см. гл. 2) в соответствии с нормами прочности [11]

202

Для стали 25Х1МФ (имеющей сг0,2/сгв = 0,71) верхняя кривая рассчитана по критерию усталостного разрушения при жестком нагружении с использованием уравнений (2.2) или (10.13), ниж­ няя — по критерию разрушения при мягком нагружении с ис­ пользованием уравнений (2.5) или (2.6). При определении ампли­ туды условного упругого напряжения at при мягком нагружении в расчете использовалась осредиеиная ширина петли, определен­ ная при числе циклов, равном 50% долговечности образца.

Для стали ХН35ВТ (имеющей аол/ав = 0,49) расчет прове­ ден по критерию усталостного повреждения; при подсчете а* при мягком нагружении использовалась величина установившей­ ся ширины петли.

С целью уточнения расчетных методов оценки прочности и ре­ сурса шпилечных соединений энергетических аппаратов (см. гл. 2) были проведены исследования сопротивления статическому и циклическому деформированию и разрушению на модельных со­ единениях (образцах) М24 х1 (шпилька основного разъема из стали 25Х1МФ) и М24 хЗ (шпилька фланцевого разъема из стали ХН35ВТ) [8, 14].

На указанных моделях при комнатной температуре исследо­ валась малоцикловая прочность соединений шпилька—гайка, шпилька—корпус при осевом нагружении и коэффициентах асим­ метрии цикла номинальных напряжений гпр = 0 (основной режим нагружения), гпр = + 0,3 и гпр = + 0,6.

Исследование несущей способности резьбовых соединений про­ водилось с учетом особенностей нагружения резьбовых соедине­ ний в реальных конструкциях, средств контроля вытяжки (удли­ нения) шпильки во время статического и циклического нагруже­ ния, а также разборности резьбовых соединений на разных стадиях нагружения. Реальные шпильки М 1 4 0 х 6 основного разъема энер­ гетического аппарата были смоделированы с соблюдением геомет­

гичным образом были смоделированы и другие детали резьбовых соединений — гайка и фланцы.

Во всех испытаниях использовалась гайка сжатия. Все резь­ бовые элементы крепежа изготавливались точением из соответ­ ствующих заготовок материалов. При этом радиус закругления впадин в резьбе шпилек по чертежу задавался не менее стандарт­ ной величины 0,144 от шага резьбы. Ввиду того что основной разъ­ ем аппарата конструктивно выполнен так, что при затяжке шпи­ лек нагрузка, приходящаяся) на фланец корпуса, распределена с некоторым эксцентриситетом относительно оси шпильки, при­ водящим к появлению изгибных напряжений, было предусмотре­ но проведение нескольких контрольных испытаний с имитацией реальных условий нагружения узла шпилька—фланец (так назы­ ваемый захват фланца)по торцу).

Во время испытаний моделей резьбовых соединений проводи­ лась непрерывная запись диаграмм деформирования. Схема иа-

203

Рис. 10.4. Схема нагружения модели резьбового соединения

а — схема нагружения (1 — шпилька, 2 —гайка, 3 — фланец, 4 — нажимное кольцо, В — дефорыометр); 6 —схема трещины в продольном сечении; в — схема трещины в по­ перечном сечении

мерения деформаций (удлинений) шпильки (ее гладкой и резьбо­ вой части) с помощью деформометра и специальной трубчатой кон­ струкции показана на рис. 10.4. Одновременно до и в процессе испытаний проводилось нериодическое измерение шагов резьбы (с разборкой соединения) с целью оценки процессов вытяжки, а также изменения шага за счет циклической наработки. При испы­ таниях оценивалась статическая и циклическая прочность резьбо­ вых соединений, а также проводилась оценка релаксации и пол­ зучести шпилек для определения степени потери затяга во время эксплуатации. С этой целью осуществлялась временная выдержка при различных значениях напряжений с одновременной фиксацией во времени деформаций ползучести.

При статическом нагружении резьбового соединения разруше­ ние происходило в свободной части стержня шпильки с образова­ нием шейки независимо от положения гайки при напряжениях на уровне предела прочности (табл. 10.2).

204

Таблица 10.2

На рис. 10.5 в координатах сила Р — удлинение ДI представ­ лены в качестве примера экспериментальные кривые статического растяжения (начальные участки) и нулевые (исходные) вытяжки при циклическом деформировании моделей шпилек основного разъема 25Х1МФ (различными точками показаны результаты испы­ таний отдельных моделей).

Результаты оценки деформаций и ползучести еп0Лз шпилек, имеющих место во время выдержек т на различных уровнях макси­ мальных номинальных напряжений ап,ах при статическом и цикли­ ческом нагружениях и определяющих уменьшение затяга в шпиль­ ках, представлены на рис. 10.6. Проведенные измерения деформа­ ций шпилек во время выдержек при первоначальном затяге (N = 1) показали наличие ползучести, начиная с уровней напря­ жений примерно О,6о0;2. С увеличением напряжений до —- cr0i2 деформации ползучести возрастают за время выдержки 6 мин в 7—8 раз, а за время выдержки в 100 мин — в 12 раз.

На рис. 10,7, а показана статическая диаграмма сила—удли­ нение, являющаяся кривой кратковременного статического, де­ формирования (твыд = 0), и серия изохронных кривых статической ползучести для различных времен выдержек т при N = 1. На уровне предела текучести a0j2 релаксация напряжений за время 100 мин составляет примерно 6% от напряжений первоначального затяга. Следует указать на существенное различие эксперимен­ тально полученных диаграмм растяжения моделей шпилек и диа­ грамм, полученных расчетом из предположения упругого дефор­ мирования шпильки (о = Ее). Это различие обусловлено деформацией витков резьбы и зон контакта элементов резьбового соединения.

При циклическом нагружении процессы ползучести и релакса­ ции резко замедляются (рис. 10.7, б). Накопленная во время вы­ держек деформация ползучести после N = 100 и N = 1000 цик­ лов нагружения на уровне максимальных напряжений amax j&J a0,2 уменьшилась соответственно в 8 и 15 раз по сравнению с первым циклом.

Результаты обработки петель циклического деформирования шпилек показали, что в течение нескольких десятков полуциклов происходит обмятие всех микронеровностей сопрягаемых деталей и самих витков резьбы, а также упрочнение материала. В течение последующего периода деформирования ширина петли остается практически постоянной вплоть до разрушения; лишь перед самым

205

Рис. 10.5. Начальные участки кривых растяжения моделей шпилек

зано с развитием трещин.

Несколько иной характер изменения имеет величина суммар­ ной накопленной пластической деформации. Для шпилек основ­ ного разъема при исходных уровнях нагружения, приближающих­ ся к пределу текучести <т0;2, величина этой деформации имеет

206

тенденцию к незначительному увеличению, особенно в первых циклах, что обусловлено неупругими деформациями в резьбе. Одностороннее накопление деформаций при нагружении с заданны­ ми амплитудами нагрузок при наличии выдержек означает воз­ можность циклического уменьшения усилий затяга в резьбовых соединениях. Потеря усилий затяга в шпильках резко усиливает­ ся при развитии макротрещан по наиболее нагруженным виткам резьбы. На стадиях статического и циклического нагружения, не связанных с образованием макротрещин, сохраняется достаточная разборность резьбовых соединений.

Процессы малоциклового деформирования и разрушения резь­ бового соединения зависят от характера распределения усилий по виткам резьбы. Распределение усилий по виткам резьбы является неравномерным и зависит от конструктивного исполнения, уровня напряженности и поврежденности витков резьбы на различных стадиях нагружения.

Основные закономерности распределения усилий по виткам резьбы при однократном нагружении в упругой области рассмот­ рены в работах [1, 7, 15]. Появление пластических деформаций в’ наиболее нагруженных витках резьбы существенно влияет на перераспределение интенсивности нагрузки в наиболее нагружен­ ных |витках. Измерение деформаций, выполненное малобазными тензорезисторами в специальных неглубоких пазах на нарезанной части шпилек, показало, что с переходом от упругой стадии дефор­ мирования витков к упругопластической происходит относитель­ ная разгрузка (до 20—30%) в зоне первых наиболее напряженных витков. На характер перераспределения усилий по виткам резьбы, находящихся в сопряжении, влияют протекающие процессы раз­ рушения. В зависимости от конструктивного исполнения усталост­ ные трещины, (зародившиеся в наиболее нагруженных витках резьбы, развиваются в длину (L) и глубины (Z), ослабляя попереч­ ные сечения (см. рис. 10.4, б, в).

При этом повреждаемость поперечных сечений оказывается неодинаковой [14, 16]. Полученные данные свидетельствуют о том, что при любом уровне нагрузок с накоплением числа цик­ лов нагружения происходит рост площадей трещин в резьбе и увеличивается (на 5—10%) интенсивность нагрузки в конце наи­ более нагруженного витка. Это приводит к дополнительному уско­ рению развития трещин.

Данные испытаний для моделей шпилек при малоциклово,_ нагружении до разрушения характеризуются повышенным р бросом долговечностей, что объясняется в основном затруднена , ми в выполнении требований к минимальному радиусу закругле­ ний впадин резьбы. Так, например [8], при номинальных напряже­ ниях, равных 420—830 МПа, и долговечностях порядка 35 400— 1500 циклов уменьшение отношения радиуса закругления впадин резьбы к шагу от стандартного, равного 0,144, до 0,08—0,1 приво­ дит к снижению долговечности в 2,5—3 раза и болез.

Результаты экспериментальных исследований долговечности

208

Ряс. 10.8. Кривые усталости для мо­ делей шпилек М24Х1 из стали 25X1МФ

1 — окончательное раз­ руш ение; 2 — образо­ вание трещин (расчет)

модельных шпилек М24х1 из стали 25Х1МФ при различных уровнях максимальных номинальных приведенных напряжений (<Vax)np и коэффициентов асимметрии гпр для относительных радиу­ сов в корне резьбы, равных 0,144 (пунктирная кривая) и 0,08—0,1 (штрихпунктирная кривая), представлены на рис. 10.8.

При циклическом нагружении разрушение шпилек обычно про­ исходило по первому витку от опорной торцевой поверхности гай­ ки, как по наиболее напряженному (см. рис. 10.2).

При коэффициентах асимметрии цикла напряжений + 0,3 и +0,6 и напряжениях (атах)Пр ниже предела текучести материала долговечность шпилек увеличилась в 3 и 3,5 раза по сравнению с долговечностью при пульсирующем цикле (гпр = 0).

Проведенная оценка способа закрепления фланца (так называе­ мый захват фланца по торцу — см. рис. 10.4) показала снижение долговечности по сравнению с обычным захватом фланца примерно в 2,4 раза.

Проведенные исследования показали, что долговечности на стадии образования трещин по виткам резьбы составляют около 0,3—0,4 от общей долговечности. Сопоставление долговечностей по эксперименту (см. рис. 10.8) и по расчету (сплошные линии на рис. 10.8) в соответствии с уравнениями (10.13) и (10.14) (при па = = пу = 1) показало наличие запасов по числу циклов, равных 2,5 и 17 для асимметрий цикла напряжений соответственно + 0,6 и +0,3. Для асимметрии гпр = 0 эти запасы в зависимости от уров­ ня напряжений составляют 10—16 и 1,6—6 соответственно для стандартных (квадратные точки) и уменьшенных относительных радиусов в корне резьбы (светлые кружки — разрушение, пере­ черкнутые кружки — образование трещины) и увеличиваются по мере увеличения числа циклов от 102 до 3 -104.

Однако если дополнительно учесть влияние на долговечность конструктивного фактора — вида закрепления шпильки во фланце (захват фланца по торцу) для случая необеспеченных радиусов, то

это приводит профиля резьбы к сближению расчетной кривой и экспериментальных результатов (темные точки). Систематические исследования влияния среднего напряжения на величину ампли­ туды нагрузки при различных значениях долговечностей (N = = 103,104 и 10й) показали, что величина приведенного напряжения цикла незначительно влияет на сопротивление усталости, что хо­ рошо согласуется с данными [9, 10] и с расчетом по уравнениям (10.19), (10.20). Зависимость предельной амплитуды приведенных напряжений от среднего напряжения при гпр 0 хорошо описы­ вается линейной функцией. При этом величина коэффициента чув­ ствительности к асимметрии номинальных напряжений уменьшает­ ся от 0,8 до 0,15 при увеличении долговечности от 5-102 до 104.

Исследование влияния механических свойств гайки на сопро­ тивление малоцикловому разрушению резьбового соединения по­ казало [16], что при понижении статических свойств материала гайки долговечность повышается. Так, соединения из стали 25Х1МФ с пределом текучести 750 МПа с гайкой из стали 12Х2МФА с пределом текучести 500 МПа обладают большей дол­ говечностью (на 10—15%) по сравнению с соединениями с гайкой из стали 25Х1МФ. Это связано с более благоприятным распреде­ лением усилий по виткам резьбы сопряжения. Однако при боль­ ших уровнях затяга и амплитуды прикладываемого напряжения снижение механических свойств может привести к циклическому срезу витков гайки (см. рис. 10.2). К повышению сопротивления усталости приводит также увеличение высоты гайки. Так, при из­ менении высоты гайки от Нг = 0,8d до = 1,5 d (d — диаметр шпильки) сопротивление малоцикловой усталости соединений по­ вышается на 10—15%. На сопротивление циклическому разру­ шению влияет и форма опорной поверхности гайки. Для уменьше­ ния эффекта изгиба опорные поверхности делают по сфере (выпук­ лой или вогнутой). Исследования влияния формы опорной поверх­ ности показали, что при осевом нагружении применение вогнутой опорной поверхности повышает, а выпуклой — снижает сопротив­ ление малоцикловой усталости по сравнению с соединением, имею­ щим гайку с плоским опорным торцом. Так как в ряде конструкций сферические опорные поверхности закаливают, то в зону за­ калки попадают и нижние витки, что приводит к снижению мало­ цикловой долговечности таких соединений (до 30—40%). Поэтому в подобных конструкциях гаек необходимо, чтобы резьба форми­ ровалась на 2—3 витка выше опорной поверхности.

Оценка влияния поверхностного пластического деформирова­ ния профиля резьбы витков, проведенная в связи с условиями на­ гружения, показала его большую эффективность при симметрич­ ном цикле нагрузки, когда достигалось увеличение долговеч­ ности в 5—6 раз. Изменение коэффициента асимметрии цикла нагрузки от —1до 0,3 привело к уменьшению роли эффекта пласти­ ческого деформирования, причем при гпр > 0,3 циклическая проч­ ность упрочненных и неупрочненных соединений практически одинакова. Это обстоятельство связано с проявлением свойств

210