книги / Усталость крупных деталей машин
..pdfНепосредственные сопоставления величин потенциальной энер гии ударника и энергии удара, определенные по расчетной фор муле, отличаются друг от друга и составляют приближенно =-- = 1,23у, и потенциальная энергия бойка, необходимая для упроч
нения галтелей |
ступенчатых |
валов, |
будет Эгпал = |
1,23уал = |
= 1,2-1,43у = |
1,73у или 5пал = |
0,34 |
H BR3. По этой |
формуле и |
подсчитаны величины потенциальной энергии ударников, потреб
ной |
для |
выдавливания |
галтелей различных радиусов |
(/?х = 1, |
/?2 = |
2, |
/?3 = 3, /?5 = |
5 мм) (рис. 45). Ограниченные |
штрихо |
выми линиями области определены из условия h = 0,2/? =£
0,05/?, т. е. при |
Эу (min) = 0,1 tf£/?3 и |
3 У(тах) = 0,3 ЯВ/?3, |
или ЭгпаСш1„) = 0,17 |
ЯВ/?3 и Эгпа?тях) = 0,51 |
ЯВ/?3. |
Предложенные способы определения силовых параметров при деформационном упрочнении галтельных переходов были исполь зованы при обработке стальных и чугунных валов различных размеров (до d = 160 мм).
7. ОСТАНОВ РАЗВИТИЯ УСТАЛОСТНЫХ ТРЕЩИН
При испытаниях на усталость или при анализе эксплуатационных разрушений деталей машин, работавших при переменных нагру жениях, наблюдаются случаи, когда начавшаяся усталостная тре щина приостанавливается в своем развитии. Это явление легко объяснимо для тех случаев, когда при эксплуатации или испыта ниях меняются условия нагружения детали.
Однако во многих случаях останов развития усталостной тре щины наблюдается и при сохранении для детали заданного ре жима переменных силовых воздействий. Такие явления наблю даются, в частности, в подступичных частях осей, когда изгибаю щий момент передается через напрессованную втулку. Нераспространяющиеся трещины возникают также при наличии острых концентраторов напряжений.
При упрочняющем наклепе останов развития усталостных тре щин при испытаниях на усталость характерен для образцов или деталей с концентраторами напряжений — буртами, надрезами, неподвижными посадками и пр. Для гладких поверхностно-на клепанных и ненаклепанных образцов разница между пределами выносливости по трещинообразованию и по излому отсутствует.
И. А. Одинг, наблюдавший неразвивающиеся усталостные трещины, связывает это явление с тем, что при увеличении остроты надреза (при появлении трещины) объем металла, прилегающий к основанию надреза и испытывающий объемное напряженное состояние, уменьшается.
Одной из причин останова усталостного разрушения может быть также изменение степени асимметрии цикла, вызываемое появлением трещины. Можно считать, что с появлением усталост ной трещины характер фактического циклического нагружения
*>тах |
б В |
в опасной зоне у ее |
вершины будет |
||||||||
приближаться |
к отнулевому |
циклу |
|||||||||
|
|
||||||||||
|
|
сжатия |
независимо |
от |
характера |
||||||
|
|
номинального |
циклического |
нагру |
|||||||
|
|
жения |
на образец. Это |
обстоятель |
|||||||
|
|
ство обусловливается тем, что плотно |
|||||||||
|
|
прилегающие друг к другу боковые |
|||||||||
|
|
поверхности |
|
воспринимают |
|
только |
|||||
|
|
сжимающие |
усилия. Поэтому |
кон |
|||||||
|
|
центрация напряжений в зоне у вер |
|||||||||
|
|
шины трещины будет только в полу- |
|||||||||
|
|
цикле растяжения и |
может не быть |
||||||||
|
|
в полуцикле сжатия. |
|
|
|
|
|
||||
Рис. 46. Схематическое распределе |
На |
рис. |
46 схематически пред |
||||||||
ставлено распределение |
осевых |
на |
|||||||||
ние напряжений в полуциклах рас |
|||||||||||
тяжения и сжатия при изгибе над |
пряжений в полуциклах растяжения |
||||||||||
резанного образца по симметрично |
и сжатия по |
поперечному |
сечению |
||||||||
му циклу: |
|
||||||||||
/ — до появления |
трещины; II — |
надрезанного |
|
образца до появления |
|||||||
после появления трещины |
усталостной |
|
трещины |
и |
после ее |
появления.
Если предельные напряжения, не вызывающие усталостных разрушений, изобразить в виде прямых, ограничивающих об ласть А Б В Г Д (рис. 46), то можно представить некоторый уро вень растягивающих напряжений crJnax, который будет вызывать усталостное разрушение у дна надрезанного образца (симметрич ный цикл) и окажется безопасным для зоны у конца трещины (цикл, близкий к отнулевому).
Можно обратить внимание и на другие обстоятельства, кото рые могут являться дополнительными объяснениями указанного явления, по крайней мере применительно к поверхностно-накле панным деталям. Известно, что в поверхностно-наклепанном слое возникают значительные остаточные сжимающие напряжения. Однако максимальные значения этих сжимающих остаточных напряжений приходятся не на самые поверхностные слои детали, а на слои, находящиеся на некотором расстоянии от поверхности. Такое распределение остаточных напряжений неоднократно наблю далось при дробеструйной обработке, а также при обкатке роли ками. Спад остаточных сжимающих напряжений у поверхности наклепанного слоя обычно связывают с тепловыми явлениями 'или с распределением пластической деформации по глубине слоя.
В некоторых исследованиях были обнаружены даже остаточ ные растягивающие напряжения у самой поверхности наклепан ных дробью образцов. В поверхностных слоях (наклепанных или ненаклепанных) деталей спад остаточных сжимающих напряже ний или наведение растягивающих могут быть вызваны процес сом шлифования (особенно при форсированных режимах), неко торыми режимами поверхностной закалки и другими технологи ческими процессами. Наличие остаточных растягивающих напря
жений в поверхностных слоях детали может явиться причиной возникновения неразвивающихся усталостных трещин. В этом случае легко можно объяснить останов развития усталостных трещин не только для деталей с концентраторами напряжений, но и для гладких деталей.
8. УСТАЛОСТЬ КОЛЕНЧАТЫХ ВАЛОВ
В СВЯЗИ С ГЛУБИНОЙ ПОДНУТРЕНИЯ ПРИ ПЛАСТИЧЕСКОМ ВЫДАВЛИВАНИИ ГАЛТЕЛЕЙ
Повышение усталости коленчатых валов в результате наклепа галтельных переходов от шейки к щеке достаточно широко ис следовано и находит успешное промышленное применение [5]. В предыдущем разделе было показано, что пластическое выдавли вание галтелей позволяет существенно повысить несущую спо собность валов даже в тех случаях, когда радиус выдавливаемого галтельного перехода весьма мал (R d с 0,02-4-0,03). Умень шение радиуса галтельного перехода от шейки к щеке вала имеет существенное практическое значение, так как позволяет уве личить опорную поверхность шейки и повысить долговечность подшипников.
| Представляет интерес установление эффективности упрочняю щего наклепа галтелей валов и для тех случаев, когда валы под вергаются ремонту со снятием некоторого слоя металла по шей кам. Перешлифовывание шеек валов, в результате которого ча стично удаляется наклепанный слой, может вызывать понижение сопротивления усталости вала. Вследствие этого после ремонта потребуется повторный упрочняющий наклеп галтельных пере ходов.
Для сохранения положительного эффекта от первичного уп рочняющего наклепа галтелей при ремонтном перешлифовывании
Рис. 47, Модель коленчатого вала для испытаний на усталость
шеек ЦНИИТМАШем совместно с ЗИЛ были выполнены широ кие экспериментальные работы на моделях коленчатых валов. Испытаниям на усталость подвергали модели коленчатых валов (рис. 47) с шейками d = 95 мм, перекрытием шеек 40 мм, ра диусом кривошипа 55 и толщиной щеки 15 мм. Моделирование было основано на имитации опасной зоны коленчатого вала, включающей поверхности щеки и смежных шеек с галтелями. Так как усталостные изломы при эксплуатации валов проходят через галтели шеек и щеку и учитывая, что усталостная трещина захватывает лишь часть поверхности шейки, на моделях колен чатого вала цилиндрические поверхности шеек были выполнены только частично. Шейки были образованы двумя цилиндриче скими поверхностями диаметром 95 и 70 мм. Такие модели колен чатых валов изготовляли с разным исполнением галтельных переходов (упрочненных и неупрочненных) и испытывали на уста лость при изгибе по симметричному циклу в одной плоскости.
Испытания проводили на машинах УП-50 системы ЦНИИТМАШа на базе 10 млн. циклов по методу «вверх—вниз». При этом разру шившиеся на заданной ступени нагружения модели перегружали на следующую более высокую ступень. Каждая серия состояла из восьми — десяти моделей.
Каждую модель ступенчатым увеличением нагрузки (через каждые 10 млн. циклов) доводили до разрушения.
Выборочное среднее значение предела выносливости а_, и среднее квадратическое отклонение предела выносливости S a
определяли по методике, изложенной в работе [35]. За критерий разрушения принимали полное разрушение модели.
Модели коленчатых валов были изготовлены из нормализо
ванной |
стали |
45 |
(0,48% |
С, 0,58% |
Мп, 0,35% S, 0,02% |
Р; а в = |
|||
= 623, от = 330 МПа, 65 = 26,1%, НВ |
1800 |
Н/мм2. |
|
||||||
Были испытаны модели шести серий |
(табл. |
52). |
|
||||||
Т а б л и ц а |
52 |
|
|
|
|
|
|
|
|
Результаты |
испытаний моделей коленчатых валов из стали 45 |
|
|||||||
|
|
В а л ы |
|
Ч и с л о |
R. г, |
h, мм |
0 _ 1 , |
s cf-t |
|
|
|
|
в а л о в |
мм |
М П а |
||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
М П а |
Неупрочненные |
|
10 |
2 |
0 |
69 |
4,4 |
|||
Упрочненные |
обкаткой |
8 |
1,5 |
0,3 |
149 |
17,2 |
|||
с глубиной |
поднутрения Л, |
8 |
1,5 |
0,6 |
175 |
11 |
|||
мм |
|
|
|
|
|||||
|
|
|
|
8 |
1,5 |
0,9 |
176 |
18,7 |
|
|
|
|
|
|
|||||
|
|
|
|
|
8 |
1,5 |
1,2 |
213 |
16,2 |
То же, |
с последующим |
8 |
1,5 |
1,2 |
209 |
14,6 |
|||
снятием |
слоя |
на |
глубину |
|
|
|
|
|
|
1 мм |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Рис. 48. Результаты испытаний на усталость моделей коленчатых валов с различной глу биной поднутрения (Л мм), образованного пластическим выдавливанием (кружками от мечены модели, не разрушившиеся на данном уровне напряжений; крестиками — раз рушенные)
Последовательность испытаний моделей в каждой серии ука зана на рис. 48.
Модели первой серии (h — 0) имели радиус галтельного пере хода г = 2 мм и не подвергались упрочняющему наклепу. Модели остальных пяти серий имели радиус галтели R — 1,5 мм, который был образован пластическим выдавливанием вибрирующим роли ком на различную глубину (h = 0,3 -г-1,2 мм). Во всех сериях, кроме последней, модели после пластического выдавливания галтелей не подвергались какой-либо дополнительной обработке. Модели последней серии после выдавливания на них галтелей
глубиной h = |
1,2 мм были обтечены на глубину 1 мм (на сторону). |
||||
Модели последней серии |
были изготовлены под |
упрочняющее |
|||
выдавливание |
галтелей с |
припуском |
1 мм (радиус |
шейки |
R = |
= 48,5 мм вместо указанного на рис. |
47 радиуса R = 47,5 |
мм). |
/ — кулачок патрона; 2 — модель вала; 3 |
— резцедержатель; 4 — упрочняющий ролик; |
5 — ось ролика; 6 — вилка; 7 — ударник |
пневмомолотка; 8 — центр |
Упрочняющее выдавливание галтелей у моделей всех серий (кроме первой) выполняли на токарном станке (рис. 49) с помощью пневматического молотка по следующим режимам: пневматический молоток МР-5, энергия удара 12 Дж, число ударов 2200 в минуту, частота вращения б об/мин, давление воздуха в магистрали 0,5 МПа, диаметр упрочняющего ролика 50 мм, профильный ра диус ролика 1,5 мм, угол наклона оси ролика к оси модели 45°.
Различная глубина поднутрения для разных моделей колен чатых валов достигалась изменением времени обработки (числа проходов) и усилия, с которым упрочняющее устройство прижи малось суппортом станка к обрабатываемой модели.
Разрушение моделей коленчатых валов происходило в зоне
малых |
галтелей, однако |
часть |
моделей (кроме |
указанных на |
рис. 48) |
разрушалась вне |
этой |
зоны (см. табл. |
53). |
В связи с наблюдавшимися разрушениями моделей вне зоны |
||||
упрочненных галтелей (серии h |
= 0,6) была произведена упроч |
няющая обработка (наклепом пневматическим молотком со сфе рическим бойком) также и зон больших галтелей (R = 17,5 мм). Однако даже эта мера не исключила полностью поломок моделей вне зон малых галтелей.
Из рассмотрения результатов испытаний можно заключить, что формирование галтелей валов пластическим выдавливанием приводит к весьма сильному повышению их пределов выносли-
Т а б л и ц а |
53 |
|
|
|
|
|
Разрушения валов вне зон малых галтелей |
|
|
|
|||
Глубина |
Напряжение, |
Место |
Число |
|
|
|
циклов |
Примечание |
|||||
поднутрения |
МПа |
разрушения |
до поломки, |
|||
h, мм |
|
|
|
млн |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
0, 6 |
140 |
|
|
7,3 |
Зона |
большой |
|
|
|
|
|
галтели |
не упроч |
0,6 |
140 |
Большая |
гал |
2,3 |
нена |
|
|
|
|
|
|
||
0,9 |
190 |
тель R = |
17,5 |
0,6 |
|
|
|
|
|
|
|||
|
|
|
|
|
Зона |
большой |
1,2 |
210 |
|
|
0,5 |
галтели |
упрочнена |
|
|
|
|
|
наклепом |
|
1 .2 - 1 |
200 |
Гладкая |
часть |
0,6 |
|
|
|
|
шейки |
|
|
|
|
вости даже при относительно малом поднутрении в шейку вала (h = 0,3). С увеличением глубины поднутрения до h = 1,2 мм эффективность упрочнения не только не снижается, но заметно возрастает (рис. 50). Это возрастание наблюдается несмотря на то, что с повышением глубины поднутрения растет и концентра ция напряжений по дну выдавленного профиля. Объяснение на блюденному эффекту можно найти в двух следующих причинах. Во-первых, наряду с увеличивающейся (по мере увеличения глу бины поднутрения) концентрацией рабочих напряжений имеет место и концентрация благоприятных сжимающих остаточных напряжений, создаваемых наклепом. Таким образом, благоприят ное проявление остаточных сжимающих напряжений будет повы шаться по мере роста их концентрации с увеличением глубины поднутрения. Второе обстоятельство связано с глубиной накле панной зоны. Увеличение глубины поверхностно-наклепанного
Рис. 50. Изменение предела выносливости моделей коленчатых валов в зависимости от глубины поднутрения (штриховыми линиями показано среднее квадратическое отклонение)
слоя (до некоторых пределов) приводит к повышению сопротив ления усталости упрочненных наклепом валов. Глубину накле
панного слоя рекомендуется выбирать в пределах 0,Old < а |
< |
< 0,05d. |
а |
Согласно анализу [5] между глубиной наклепанного слоя |
и глубиной пластического вдавливания h установлена ориенти ровочная зависимость а = 4,2 Jf Rh, где R — радиус вдавливае мого сферического пуансона.
Исходя из этой зависимости можно определить глубину на клепанного слоя для исследованных моделей с выбранной макси
мальной глубиной |
поднутрения (Лтах = |
1,2 мм) |
а |
= 4,2 У 1,5*1,2 = 5,6 |
мм, |
что близко к величине, обычно принимаемой за оптимальную для глубины наклепанного слоя (а = 0,05d).
В наклепанных зонах у галтелей валов может появляться пучок мелких трещин при переменных нагрузках ниже предела выносливости. Эти так называемые нераспространяющиеся тре щины не должны являться признаком выхода вала из строя, так как появившись они не получают развития при сохраняющемся без изменения режиме нагружения (см. п. 7 настоящей главы). И более того, проявившиеся при некотором уровне нагружения трещины не получают развития и при значительном повышении вызвавшего их уровня нагружения. Это кажущееся на первый взгляд парадоксальным явление находит объяснение в умень шении амплитуды напряжений в зоне вершины трещины по сравне нию с заданной амплитудой напряжений по дну концентратора (см. рис. 46, гл. V).
Приведенными выше опытными данными подтверждена высо кая эффективность пластического выдавливания галтельных пере ходов для повышения сопротивления усталости коленчатых валов. При этом высокий эффект от выдавливания галтелей сохраняется при удалении слоя металла глубиной 1 мм при перешлифовывании шеек. Таким образом, произведенное при изготовлении вала упрочнение его галтелей не требуется повторять при последующих ремонтах вала.
Наличие разрушений упрочненных валов вне зон малых гал телей, обнаруженное при испытании валов на усталость, свиде тельствует о полной нейтрализации влияния концентрации на пряжений в зоне малых галтелей за счет деформационного упроч нения этих зон.
9. СОЗДАНИЕ БЛАГОПРИЯТНЫХ ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ В ВАЛАХ ТЕПЛОВЫМ МЕТОДОМ (ОХЛАЖДЕНИЕ ОТ ТЕМПЕРАТУР НИЖЕ КРИТИЧЕСКОЙ)
Сопротивление усталости крупных стальных валов, особенно ослабленных концентраторами напряжений, зависит не только от состава стали, микроструктуры, созданной в результате термо-
|
|
|
Осевые |
Глубина |
|
|
Температура |
Охлажда |
залегания |
||
Сталь |
остаточные |
остаточных |
|||
нагрева, |
|||||
ющая среда |
напряжения, |
сжимающих |
|||
|
°С |
||||
|
|
МПа |
напряжений, |
||
|
|
|
|
мм |
|
45 (нормализация) |
650 |
Вода |
190 |
13 |
|
|
650 |
Масло |
90 |
13 |
|
|
450 |
Вода |
ПО |
10 |
|
34Х Н 1М А (з а к а л к а + |
650 |
Вода |
320 |
11 |
|
+ отпуск 650° С) |
650 |
Масло |
120 |
7 |
|
|
450 |
Вода |
150 |
8 |
обработки, но и в значительной степени от величины и характера распределения остаточных напряжений сжатия.
Остаточные напряжения сжатия, созданные в поверхностных слоях, оказывают положительное влияние на сопротивление уста лости деталей машин. Одним из перспективных способов создания остаточных напряжений сжатия является резкое охлаждение стальных деталей от температур ниже критических. Возникающие при этом остаточные напряжения обусловлены неравномерными объемными изменениями, связанными с резким охлаждением. Микроструктура нормализованных и высокоотпущенных сталей в результате такой обработки не изменяется.
Были проведены исследования по созданию остаточных на пряжений тепловым методом и определению их влияния на сопро тивление усталости сталей 1.
Влияние вида термообработки на сопротивление усталости крупных валов наблюдали по полям остаточных напряжений, кото рые определяли на валах диаметром 60 мм из сталей 45 и 34ХН1М, а также по результатам непосредственных испытаний на усталость валов диаметром 160 мм, изготовленных из сталей 25 и 45.
Номинальные остаточные напряжения определяли методом растачивания с последующим построением эпюр напряжений. Деформации измеряли с помощью электротензометрических дат чиков с последующей обработкой экспериментальных данных и расчетом на ЭЦВМ «Проминь». Изучали влияние температуры нагрева и скорости охлаждения на поле остаточных напряжений.1
1 И сследования проводили в ЦНИИТМ АШ е и на НКМ З им. В . И. Ленина под руководством И. В . Кудрявцева, М. Я . Белкина и С. В . Ш рамченко [5 ].
Т а б л и Ца 55 |
|
|
|
|
Результаты испытаний на |
усталость опытных образцов валов 0 |
160 мм |
||
с прессовыми посадками |
в |
зависимости от режимов тепловой обработки |
||
а__! |
(МПа) для |
образцов после нормализации и |
отпуска при |
|
Сталь |
|
|
650 °С с охлаждением |
|
|
|
|
|
|
|
|
печным |
в воде |
в масле |
25 |
|
120 |
135 |
_ |
45 |
|
ПО |
165 |
145 |
В качестве охлаждающей среды применяли воду и масло. Охлаж дение производили от температур 450 и 650 °С. Перед такой обра боткой валы из стали 45 подвергали нормализации, а из стали 34ХН1М термическому улучшению (закалке и отпуску с 650 °С). Результаты определения осевых остаточных напряжений при ведены в табл. 54.
Характер распределения тангенциальных остаточных напря жений в валах аналогичен описанному; различие состоит только в несколько меньшей величине тангенциальных напряжений по сравнению с осевыми.
Охлаждение в воде от температуры 650 °С вызывает наиболее высокие остаточные напряжения сжатия в поверхностных слоях и на наибольшую глубину, причем в валах из легированной стали уровень остаточных напряжений сжатия выше, чем из углеро дистой, после обработки по одинаковому режиму. Глубина рас пространения остаточных напряжений сжатия в валах из угле родистой стали несколько больше, чем из легированной стали.
Такое распределение остаточных напряжений, возникающих в результате резкого охлаждения с температур ниже критических, определяет и существенное влияние на сопротивление усталости валов, ослабленных концентраторами напряжений.
В ЦНИИТМАШе были испытаны на изгиб по симметричному циклу на машине УП-200 валы из сталей 25 и 45 диаметром 160 мм с прессовыми посадками. Валы были подвергнуты различным теп ловым обработкам, не вызывающим и вызывающим сжимающие остаточные напряжения в поверхностных слоях. Результаты испы таний валов (табл. 55) показывают существенное положительное влияние остаточных напряжений, созданных в валах в результате быстрого охлаждения их с температуры отпуска.
Об эффективности операции быстрого охлаждения с темпера тур ниже критических по сравнению с общепринятыми техноло гиями окончательной термообработки можно судить также и по результатам испытаний на усталость крупных валов с другим концентратором напряжений. Испытывали на изгиб по симметрич ному циклу валы из стали 40ХНМ диаметром 160 мм с надрезом