книги / Прочность конструкций при малоцикловом нагружении

Глава 10

МАЛОЦИКЛОВАЯ ПРОЧНОСТЬ РЕЗЬБОВЫХ СОЕДИНЕНИЙ

§ 1. КОНСТРУКТИВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ РЕЗЬБОВЫХ СОЕДИНЕНИЙ И УСЛОВИЯ ИХ РАБОТЫ

В современных конструкциях сосудов высокого давления, энер­ гетических установках, летательных аппаратах, судовых испол­ нительных механизмах, строительных конструкциях широко при­ меняются резьбовые соединения, работающие в условиях перемен­ ного механического и теплового воздействия. Из-за ограничений по компоновке, габаритам и весу конструкций дополнительное увеличение размеров этих соединений во многих случаях не пред­ ставляется возможным. Такие конструктивные ограничения, а также условия внешнего нагружения могут в определенных слу­ чаях приводить к упругопластическому циклическому деформи­ рованию резьбовых соединений с последующим их выходом из строя при малом числе циклов нагружения. От несущей способ­ ности таких соединений зависит надежность не только узла, но и установки в целом. В связи с ростом рабочих параметров кон­ струкций увеличились и размеры применяемых в них резьбовых соединений, диаметры которых зачастую теперь достигают значе­ ний 150—200 мм. Разъемные резьбовые соединения (рис. 10.1) можно условно разделить на две группы: крепежные соедине­ ния (шпилечные, болтовые — рис. 10.1, а, б) и резьбовые соедини­ тельные элементы (соединения тяг, штоков и труб — рис. 10.1, в).

Крепежные резьбовые соединения являются разъемными, скрепляющими между собой отдельные детали и узлы машин и установок, обеспечивая надежное их соединение, герметичность и т. д. В процессе сборки такие соединения получают предвари­ тельное монтажное усилие (затяг), обеспечивающее нераскрытие стыка. Дальнейшее циклическое нагружение болта (шпильки) обусловливается режимом работы конструкций и ящсткостью скрепляемой системы. Оптимальные режимы работы таких соеди­ нений осуществляются при больших значениях уровней напря­ жений предварительной затяжки. В связи с этим крепежные соеди­ нения работают в условиях только положительных значений коэффициента асимметрии нагрузки.

Резьбовые соединительные элементы (тяги, штоки, муфты) применяются в конструкциях исполнительных механизмов, пе­ редающих изменяющиеся по величине и знаку усилия. Резьбо­ вые соединительные элементы в отличие от крепежных работают как при симметричном, так и несимметричном цикле нагружения. В подобных условиях нагружения эксплуатируются и резьбовые соединения труб бурильного оборудования. Такой характер на-

191

гружения накладывает свои особенности на протекающие процессы деформирования и разрушения в резьбовых соединительных элементах.

Резьбовые крепежные и соединительные элементы в основном воспринимают осевые нагрузки. Из-за погрешностей изготовле­ ния сопрягаемых деталей резьбовых соединений и скрепляемых ими деталей (перекос резьбы, опорных поверхностей, несоосность деталей сборки) уже в процессе монтажа (технологические пере­ косы) резьбовые элементы, кроме осевых усилий, могут также воспринимать изгибные; доля последних может возрастать в про­ цессе нагружения конструкций из-за поворота опорных плоскос­ тей (эксплуатационные перекосы). Поворот опорных плоскостей происходит из-за упругих деформаций скрепляемых деталей, воз­ никающих при приложении к ним усилий и деформаций элемен­ тов присоединения.

Анализ видов эксплуатационных разрушений резьбовых соеди­ нений показывает [1—3], что приблизительно 50% разрушений происходит вследствие несовершенства их конструкции и методов расчета, 25% — по вине изготовления, 25% — в результате не­ правильной эксплуатации машин и установок. Этот анализ, под­ твержденный лабораторными испытаниями резьбовых соедине­ ний в широком диапазоне условий нагружения и конструктивного исполнения, показал, что в условиях малоциклового нагруже­ ния крепежных и соединительных элементов наиболее распростра-

192

Рис. 10.2. Виды разрушения резьбовых соединений

а — разрушение шпильки по гладкой части; б — разрушение по переходной части; в —- разрушение по первому витку; г — циклический срез резьбы; д — вид разрушенного штока при переходной форме разрушения; е — траектории усталостных трещин под витками при переходной форме разрушения

йены два вида разрушения: разрушение тела резьбового стержня и разрушение резьбы. Усталостное разрушение тела резьбового стержня может произойти в следующих сечениях: в гладкой части шпильки, по проточке (для выхода резца) или переходной части, в свободной от сопряжения части резьбы, в зоне сопряжения витков шпильки и гайки (корпуса).

В проведенных исследованиях реализовывались все виды раз­ рушения (рис. 10.2). Так, по гладкой части разрушались шпильки из стали 10Х11Н23ТЗМР (рис. 10.2, а). Зарождение и даль­ нейшее развитие усталостной трещины в этих шпильках происхо­ дили по месту клеймения (электроискровым карандашом). Раз­ рушение по проточке или переходной части происходило в случае нарушения геометрии сопряжения или радиуса перехода, нару­ шении технологии изготовления (рис. 10.2, 6). В зоне сопряжения резьб для соединений, имеющих крупные шаги (рис. 10.2, в), раз­ рушение происходит от усталостных трещин, развивающихся по поперечному сечению шпильки (чаще всего по первому витку, находящемуся в сопряжении с гайкой, считая от ее опорной поверхности). Разрушение резьбы от циклического среза наблю­ дается у соединений, изготовленных пз материалов, имеющих низкие значения характеристик прочности, а также в связи с уменьшением шага резьбы (рис . 10 2 , г) .

Наблюдаются и переходные формы разрушения (рис. 10.2, д,е), когда срезаются отдельные витки, а окончательное разрушение

193

происходит по поперечному сечению шпильки. Основные причины разрушений по вине изготовления заключаются в несоответствии форм и размеров, нарушении технологии формообразования про­ филя резьбы и термической обработки изделия. В процессе тран­ спортировки могут происходить механические повреждения про­ филя резьбы (сбои, задиры), в процессе хранения — коррозионные.

Впроцессе монтажа повреждения могут вноситься за счет превышения прикладываемого осевого усилия или крутящего мо­ мента над требуемыми по условиям затяги. Анализ разрушений шпилек в тепловой энергетике показал, что разрушения имели место из-за превышения усилий затяга как при посадке шпилек в корпусе, так и при завинчивании гаек [4].

Возможное ослабление затяга в процессе эксплуатации кон­ струкции может привести к разгерметизации конструкции и рас­ крытию стыка. Ослабление усилия затяга приводит к увеличению доли переменной составляющей нагрузки, возникновению ударно­ го нагружения шпильки при раскрытии стыка и ее разрушению.

Взависимости от характера эксплуатационных повреждений

осуществляются различные мероприятия по обеспечению работо­

резьбовых соединений и промежуточных деталей (шайбы) приме­ няют специальные стали, выплавляемые в мартеновских печах, электропечах, а также методами электрошлакового вакуумно-ду­ гового переплава.

Нормативными материалами не допускается использование для элементов резьбовых соединений малоуглеродистых кипящих, полуспокойных сталей. Для изготовления элементов крепежа для нужд энергетики применяют следующие основные стали: каче­ ственные углеродистые и хромистые (45, ЗОХ, 40Х) с пределами текучести ст0 2 от 320 до 700 МПа, пределами прочности аь от 580—780 МПа и максимальными температурами эксплуатации до 450° С, теплоустойчивые (25Х1МФ, 38ХНЗМФА) при о0>2 = 600 н-

ментов резьбовых соединений, виды и объем контроля, перечень сдаточных характеристик, состояние на разных стадиях изготов­ ления.

Вопрос дефектоскопического контроля и регистрации уста­ лостных эксплуатационных повреждений в резьбовых соедиие-

194

ниях является достаточно сложным и трудноразрешимым. Обыч­ но циклическая повреждаемость фиксируется с помощью следую­ щих неразрушающих методов контроля: визуально-оптического, магнитного, цветного и метода вихревых токов [5]. Общим недо­ статком этих методов является их ограниченная применимость при наблюдении за появлением и дальнейшим развитием усталостной трещины непосредственно в процессе эксплуатации. Для резьбо­ вых соединений применение методов неразрушающего контроля значительно усложняется тем, что доступ к трещине в витках бол­ та (шпильки) скрыт охватывающей резьбовой деталью (гайкой, муфтой, корпусом). Наиболее перспективным методом для обнару­ жения поврежденности в соединениях без их демонтажа является метод акустической эмиссии Гб].

В связи с более широким применением гибких световодов в кон­ струкциях эндоскопов возможно их размещение в охватывающей детали для обнаружения трещин в резьбе шпильки. Применение обзорно-поискового волоконно-оптического устройства может по­ зволить осуществить измерение параметров изображения. Однако п практике диагностики резьбовых соединений этот метод еще не волучил широкого применения.

Для обнаружения трещин в резьбовых участках шпилек, болтов, штоков также применяют феррозондовые дефектоскопы, позволяющие контролировать резьбы с шагом резьбы 2—12 мм диаметром резьбы более 25 мм. Наименьшие размеры выявляе­ мых трещин по глубине 1,0 мм, по длине 20 мм [6].

Метод магнитопорошковой дефектоскопии (с использованием порошков Люмагнор) позволяет получать достаточно точные ре­ зультаты по длине трещины даже на резьбах меньше М12 (при применении суспензии с пониженной концентрацией порошка). Достаточно сложная технология контроля при применении маг­ нитно-люминесцентных порошков не позволяет ее использовать для крупных шпилек и резьбовых концов штоков в связи со слож­ ностью их демонтажа [5].

§ 2. МЕТОДЫ РАСЧЕТА ПРОЧНОСТИ РЕЗЬБОВЫХ СОЕДИНЯНИЙ

Выполняя свою основную функцию по обеспечению плотности стыка, его герметичности и жесткости (резьбовые крепежные сое­ динения) и по передаче осевых усилий (резьбовые соединительные элементы), резьбовые соединения должны обеспечивать надежную и безопасную эксплуатацию конструкции в целом. На стадии про­ ектирования на первом этапе проводится расчет соединения на ста­ тическую прочность. Основная задача этого расчета состоит в обоснованном определении расчетных усилий, действующих на соединение. Для резьбовых соединительных элементов исполни­ тельных механизмов расчетное усилие равно величине усилия передаваемого на рабочие органы. Для крепежных резьбовых сое. динений расчетные усилия зависят от взаимодействия усилий пред.

195

варительного затяга и внешних (рабочих) усилий. Рабочие уси­ лия определяются расчетным путем на основании технических данных по условиям работы конструкции (узла), содержащей рас­ считываемые резьбовые соединения, данных о формах и размерах скрепляемых деталей. Расчет рабочих усилий может быть прове­ ден с использованием обычных инженерных методов расчета, а в более сложных случаях применяются специальные расчетные про­ граммы с применением ЭВМ. Вопросы статики резьбовых соеди­ нений, определения усилий, возникающих в одиночном (или груп­ повом) резьбовом соединении, достаточно подробно рассмотрены в работах [1, 7].

При расчете крепежных резьбовых соединений «жесткие флан­

фициент внешней нагрузки, определяемый в зависимости от рас­ пределения жесткостей деталей соединения). Вопросы определения коэффициента внешней нагрузки подробно рассмотрены в [1]. Условия малоциклового деформирования резьбовых соединений не вносят каких-либо специфичных особенностей в методику опре­ деления х, так как упругопластическое деформирование витков резьбы (при упругом деформировании сравнительно длинной глад­ кой части стержня) несущественно влияет на величину податли­ вости шпильки А,ш. В правильно сконструированном соединении в процессе его нагружения, несмотря на ослабление затяга, вы­ зываемого местными пластическими деформациями на сопрягае­ мых поверхностях, явлениями релаксации напряжений, не долж­ но нарушаться условие герметичности узла и не должно происхо­ дить раскрытие стыка.

Определение коэффициента внешней нагрузки х проводят с использованием аналитических зависимостей. Для сложных кон­ структивных форм стягиваемых деталей (уплотняющие и герме­ тизирующие кольца и др.) вместе с аналитическим расчетом проводят определение деформаций элементов системы экспери­ ментальным путем. Величина %также зависит от конструктивного исполнения и технологии изготовления элементов резьбового соеди­ нения, так как смещение места приложения внешней силы может существенно изменить величину коэффициента внешней нагруз­ ки, которая для оптимально сконструированного соединения из­ меняется в диапазоне 0,2—0,3.

где К — коэффициент затяжки, принимаемый для постоянного нагружения 1,25—1,50, для переменного нагружения 1,5—4,0.

196

В случае затяжки резьбового соединения поворотом гайки возникают дополнительные касательные напряжения т1Пах, кото­ рые обычно учитывают при оценке статической прочности с введе­ нии запаса птпо пределу текучести ат:

Возникающие от действия переменных внешних нагрузок цик­ лически изменяющиеся напряжения определяются с учетом ко­ эффициента внешней нагрузки. При этом наибольшее напряжение цикла нагрузки

где азах — напряжение затяжки; овн — напряжение от внешней нагрузки.

Оценка прочности резьбовых соединительных элементов при многоцикловом нагружении может быть проведена по диаграмме предельных напряжений

где сг_! — предел выносливости лабораторного образца материала; Ка — эффективный коэффициент концентрации напряжений.

где q — коэффициент чувствительности материала к концентра­ ции, принимаемый равным 0,5—0,6 для углеродистых сталей, 0,7—0,8 для легированных сталей; — теоретический коэффи­ циент концентрации напряжений, зависящий от отношения шага резьбы к радиусу закругления в профиле впадины резьбы; еа — коэффициент влияния абсолютных размеров сечения; |С — ко­ эффициент конструктивного упрочнения; |Т — коэффициент тех­ нологического упрочнения.

197

Для метрической резьбы при вычислении аа используется следующая зависимость:

в дальнейшем на основании работы [7] предложено уменьшить К х до значения 1,1, что хорошо соответствует данным теоретиче­ ского и экспериментального анализа, проведенного в [8].

В работе [1] показано, что при изменении диаметра резьбы от 6 до 14 мм коэффициент е0 уменьшается от 1 до 0,65. По данным [9], при изменении диаметра от 16 до 80 мм еа меняется от 1 до 0,5. При дальнейшем увеличении диаметра до 200 мм значение еа мо­ жет снизиться до 0,4. Коэффициент конструктивного упрочнения |5а зависит от типа соединения и принимается для соединений шпилька—гайка (гайка нормальной высоты) равным 1,0, а для соединений типа стяжки — 1,5—1,6. Коэффициент технологи­ ческого упрочнения |Т принимается равным 1 для соединений с нарезанной резьбой и 1,2—1,3 для соединений с накатанной резь­ бой.

Рассмотренные выше уравнения (10.7)—(10.9) справедливы в случае назависимости влияния амплитудного напряжения от среднего напряжения цикла и когда напряжение предварительной

где ат — среднее напряжение цикла.

Для соединений, изготавливаемых из новых материалов, пред­ лагается зависимость [7]

( 10. 11)

где o_lg — предел выносливости резьбового соединения при сим­ метричном цикле, равный a^/Ка] — предел выносливости материала шпильки (болта) при том же цикле.

На основе многочисленных данных в работе [10] при долговеч­ ности N )> 104 предлагается зависимость для оценки значения предельной амплитуды цикла

На основании диаграммы предельных напряжений для резьбо­ вых соединений расчет на циклическую прочность может быть про­ веден отдельно по амплитудным па и максимальным nmax значени-

198

ям напряжений цикла [9]. При этом запасы выбираются в преде­

В приведенных выше формулах (10.1)—(10.12) в явном виде не упитываются особенности перераспределения напряжений в свя­ зи с образованием и развитием неупругих деформаций в зонах и вне зон концентрации напряжений.

Методика расчета резьбовых соединений на малоцикловую прочность при долговечностях 10° — 106 регламентируется нор­ мами [И]. В основу принятых в нормах методов расчета положе­ ны принципы оценки прочности по предельным состояниям (см. гл. 2): разрушение, пластическая деформация по всему сечению детали, потеря устойчивости, возникновение остаточных измене­ ний формы и размеров, приводящее к невозможности эксплуата­ ции конструкции, появление макротрещин при циклическом нагружении. При выборе основных размеров резьбовых соедине­ ний, изготовляемых из материалов с отношением предела теку­ чести ст0,2 к пределу прочности оь, не превышающим 0,6, в каче­ стве характеристики предельного напряжения принимается пре­ дел текучести. Запас прочности по пределу текучести щл = 1,5. В случае изготовления соединений из сталей с a0i2/crb > 0,6 в качестве характеристики предельного напряжения принимается предел прочности и запас прочности па = 2,6.

р Расчет на циклическую прочность (11, 12] проводится по ам­ плитудам приведенных условных упругих напряжений цикла а*, равным половине произведения размаха местной деформации на модуль упругости при расчетной температуре.

По расчетной кривой усталости для низколегированных ста­ лей определяются допускаемые числа циклов по заданным в экс­ плуатации амплитудам напряжений или допускаемые амплитуды напряжений для заданного в эксплуатации числа циклов. Если допускаемая амплитуда напряжений или допускаемое число цик­ лов получается меньше числа циклов или амплитуды напряже­ ний, заданных в эксплуатации, а также если расчетные кривые не могут быть применены, то расчет проводится по формулам гл. 2, применяемым в области [Ж] 10е при температуре 20—360° С:

(при уточненном расчете резьбовых соединений принимаются па =

199

где (сга)Пр и (оГтах)пр — амплитуда приведенного напряжения 'и максимальное приведенное напряжение без учета концентрации.

Если аа (сга)пр то амплитуду местных условных упру­ гих напряжений допускается вычислять с учетом коэффициента концентрации условных упругих напряжений

K* = allKa,

где К* — коэффициент концентрации условных упругих напря­ жений для унругопластической области (при упругих деформа­

q устанавливается линейной интерполяцией. Расчет на прочность [11, 12] по уравнениям (10.13)—(10.18) основан на критерии разру­ шения при жестком нагружении. Асимметрия цикла при жестком нагружении учтена вводом в уравнения (10.13), (10.14) поправок на пластическую и упругую составляющие условных напряжений. С учетом изменения предела выносливости при асимметричном цик­ ле снижение упругой составляющей оценено коэффициентом асим­ метрии г* условных упругих напряжений. При этом в указанных уравнениях второй член выведен на основании схематизированной диаграммы предельных напряжений Гудмана.

Лучшая сходимость результатов расчета и испытаний лабора­ торных образцов наблюдается при использовании схематизирован­ ной диаграммы предельных напряжений по способу Серенсена — Кинасошвили [13]. Тогда уточненные уравнения для расчета до-

200