книги / Усталость крупных деталей машин

Непосредственные 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

подсчитаны величины потенциальной энергии ударников, потреб­

выми линиями области определены из условия h = 0,2/? =£

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

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

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

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

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

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-

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