Исследование влияния рабочей температуры на сопротивление усталости накатанных роликами болтов из стали ЭИ696

течение времени τ по вариантам, указанным в табл. 1 до испытаний на усталость.

Экспериментальная часть. Меридиональные ^σ ϕ остаточные напряжения (осевые – в наименьшем сечении) определялись методом удаления половины поверхности впадин резьбы [4] и приведены на рис. 1 по толщине а поверхностного слоя впадин. Из представленных на рис. 1 эпюр остаточных напряжений видно, что с повышением температуры и времени термоэкспозиции происходит более интенсивная релаксация сжимающих остаточных напряжений. Процесс релаксации особенно усиливается с температуры Т = 650°С. При Т = 650°С и времени термоэкспозиции 2000 часов остаточные напряжения практически полностью устраняются (рис. 1, эпюра 4). Проведенными ранее исследованиями [1] установлено, что релаксация остаточных напряжений происходит, в основном, в первые часы температурного воздействия.

Рис. 1. Меридиональные остаточные напряжения ^σ ϕ во впадинах резьбы болтов М6 из стали ЭИ696; номера эпюр соответствуют вариантам табл. 1

По результатам измерения меридиональных ^σ ϕ остаточных напряжений во впадинах резьбы (рис. 1) вычислялся критерий среднеинтегральных остаточных напряжений ^σ ост [5, 6], используемый для прогнозирования предельной амплитуды цикла напряжений ^σ Ra , по формуле

σ ост

2 1 - ( £ ) ^п ' 1-^

dξ

где ^с ф ⁽^) - меридиональные остаточные напряжения в опасном сечении резьбовой детали по толщине поверхностного слоя а ; ξ = a t кр – расстояние от

остаточных напряжений во впадинах резьбы болтов критерий ^σ ост уменьшается. Это уменьшение критерия должно привести к снижению сопротивления усталости болтов [6, 7], что и наблюдалось в дальнейшем при проведении испытаний на многоцикловую усталость.

дна впадины резьбы до текущего слоя, выраженное

в долях t кр ; t кр – критическая глубина нераспро-страняющейся трещины усталости, возникающей при работе резьбовой детали на пределе выносли-

вости.

Вычисленные по формуле (1) значения критерия среднеинтегральных остаточных напряжений ^σ ост представлены в табл. 2, откуда можно видеть,

что с увеличением релаксации  сжимающих

Таблица 1. Варианты термоэкспозиции болтов

Вариант	Т, 0С	τ , час
1	-	-
2	400	1000
3	400	2000
4	650	2000

Таблица 2. Результаты испытаний на усталость

Вариант	σ ост , МПа	σ Ra , МПа	Δ σ Ra , МПа	расч Δ σ Ra , МПа
1	-1090	156	73	74
2	-540	110	27	25
3	-460	93	10	9
4	0	83	0	0

Болты для испытаний на усталость изготавливались одновременно с болтами, в которых исследовались остаточные напряжения, то есть выборка болтов для испытаний на усталость и определения остаточных напряжений производилась из одной серии болтов с накатанной роликами резьбой. Испытания болтов на усталость при растяжении в случае асимметричного цикла проводились при нормальной температуре на вибрационной электродинамической установке ВЭДС-500, база испытаний – 10⁷ циклов нагружения. Предельная амплитуда цикла σ Ra определялась методом ступенчатого изменения нагрузки. Перед началом испытаний каждой партии на двух болтах оценивалось значение σ Ra при их последовательном нагружении до разрушения. Если на заданной базе испытаний и принятой амплитуде болт не разрушался, то амплитуда увеличивалась на 10 МПа, вновь проводились испытания, и так до тех пор, пока не наступало разрушение. Затем с этого уровня амплитуды напряжений начинались испытания зачётной партии болтов. Величина приращения ^Δ σ a принималась равной 4-6 МПа. Статистическая оценка среднего значения и среднеквадратического отклонения предельной амплитуды цикла напряжений σ Ra проводилась по методике М.Н. Степнова [8]. Среднее напряжение цикла σ т =350 МПа принималось для всех партий болтов одинаковым в соответствии с нормами на затяжку резьбовых соединений в авиастроении.

Выстоявшие базу испытаний болты доводились до разрушения при однократном нагружении для оценки размеров нераспространяющейся трещины усталости, необходимой при определении критерия среднеинтегральных остаточных напряжений σ ост . Такие трещины были обнаружены во всех болтах со сжимающими остаточными напряжениями, причём их критическая глубина t кр , т.е.

глубина при напряжениях, равных пределу выносливости, составляла в среднем 0,1 мм, что хорошо согласуется с данными работ [6, 7], в которых установлено, что критическая глубина нераспростра-няющейся трещины усталости зависит только от поперечного размера опасного сечения детали.

Результаты экспериментального определения предельной амплитуды цикла напряжений σ Ra болтов представлены в табл. 2. Можно видеть, что изменения предельной амплитуды σ Ra полностью

соответствуют изменениям уровня и характера распределения остаточных напряжений, которые учитываются критерием среднеинтегральных остаточных напряжений ^σ ост , вычисленным по формуле (1).

Анализ полученных данных . Используя методику прогнозирования предела выносливости детали по критерию среднеинтегральных остаточных напряжений ^σ ост [5, 6], были определены расчётные значения приращения предельной амплитуды Δ σ _R ^р _a ^асч по формуле

расч      ( m )

Ra    ψ σ     ост

,

где

_{ψ σ} ( m )

– коэффициент влияния остаточных на-

пряжений на предельную амплитуду напряжении цикла σ m .

Коэффициент ψ _σ ^{( m )} определялся

при среднем

по зависимо-

сти [1, 6]

_{ψ σ} ( m ) _{= ψ σ -}

°"-1 р (^ - g! )

S k ^{⋅ σ} ост

,

где ψ σ = 0,11 [9] – коэффициент влияния остаточных напряжений на предел выносливости резьбовой детали при симметричном цикле в случае растяжения-сжатия; ^ст - 1 р - предел выносливости материала резьбовой детали при симметричном цикле

в случае растяжения-сжатия; ^ст т - среднее напряжение цикла, при котором проводятся испытания резьбовых деталей на усталость; ст^Т _т - среднее напряжение цикла, при котором начинается локальная текучесть в опасном сечении резьбовой детали; S k – сопротивление разрыву материала резьбовой детали.

Значение среднего напряжения ст ^ определялось по формуле [1, 6]

^Sk I ^CT T

—

ст

•

« ст

ст

T

m

« ст ^{( S}k

•

^{— 1} р   К ст

—

^ст — 1 р )

где ст _т - предел текучести материала резьбовой детали; а и К _ст - соответственно теоретический и эффективный коэффициенты концентрации напряжений болта с гайкой, определённые по данным работы [10].

Вычисленные по формуле (2) значения приращения предельной амплитуды А стр" ⁴ болтов М6 из стали ЭИ696 представлены в табл. 2, из которой следует, что расчётные и опытные значения приращения предельной амплитуды различаются незначительно, поэтому можно применять критерий среднеинтегральных остаточных напряжений ст _ост для оценки влияния остаточных напряжений на предельную амплитуду резьбовых деталей из стали ЭИ696.

Выводы: критерий среднеинтегральных остаточных напряжений ст _ост может быть использован для оценки влияния сжимающих остаточных напряжений во впадинах резьбы на предельную амплитуду цикла напряжений ст _Ка накатанных роликами болтов М6 из стали ЭИ696, как в исходном состоянии, так и после термоэкспозиции.

При прогнозировании приращения предельной амплитуды болтов по зависимости (2) необходимо вычислить критерий ст _ост по формуле (1) и коэффициент влияния i / j m ) по формуле (3) с использованием зависимости (4).

• 1.

• 2.

• 3.

• 4.

• 5.

• 6.

• 7.

• 8.

• 9.