книги / Усталость крупных деталей машин

(ora = 3,94). Надрез наносили после термообработки. Предел выносливости таких валов, обработанных по серийной техноло­ гии, оказался равным 105 МПа, а аналогичных по геометрии ва­ лов, но охлажденных с температуры отпуска в воде, 205 МПа.

Интересно отметить, что положительный эффект ст остаточ­ ных напряжений, возникающих в результате быстрого охлажде­ ния валов с температур отпуска, проявляется также и в том слу­ чае, когда после быстрого охлаждения опасные зоны валов упроч­ няются наклепом. Об этом свидетельствуют следующие опыты. Испытывали на усталость при изгибе модели эксцентриковых валов горизонтально-ковочных машин. Диаметр в опасном сече­ нии испытанных моделей составлял 160 мм.

Предел выносливости моделей эксцентриковых валов из стали 40 после нормализации оказался равным 120 МПа; после упрочнения галтельных переходов обкаткой роликом предел выносливости увеличился до 170 МПа. Модели эксцентриковых валов после охлаждения в воде с температуры 650 °С и последую­ щего упрочнения обкаткой роликом имели предел выносливости 205 МПа.

Таким образом, охлаждение в воде или масле от температуры 650 °С можно рекомендовать для валов из углеродистых и леги­ рованных сталей взамен термического улучшения для повыше­ ния их сопротивления усталости.

10. УПРОЧНЕНИЕ НАКЛЕПОМ КРУПНЫХ ЛИТЫХ КОЛЕНЧАТЫХ ВАЛОВ

Металлургические дефекты в крупных литых деталях (и особенно дефекты, выходящие на поверхность) являются основным пре­ пятствием для использования литья ответственных силовых дета­ лей. Одним из способов нейтрализации неблагоприятного прояв­ ления металлургических дефектов в крупных литых деталях яв­ ляется применение местных упрочняющих обработок поверхност­ ным пластическим деформированием (ППД).

Японская фирма Кобе-Стил применяет упрочняющий поверх­ ностный наклеп для крупных литых коленчатых валов судовых дизелей 150]. Состав стали и ее механические свойства соответ­ ствуют широко распространенной в производстве крупных валов

Эффективность обкатки проверяли на шести натурных криво­

обкатывали роликами диаметром 190 мм и профильным радиусом г = 37 мм при ступенчатом повышении нагружения после каждых

двух оборотов вала (ступени 70, 150, 220, 290, 360, 450, 500 кН).

Скорость обкатки составляла0,026 м/с, Обкатывающее гидрав­

лическое устройство размещали между щеками кривошипа, дав­ ление в цилиндрах было до 70 МПа при мощности двигателя 35 кВт. После упрочняющей обработки галтели подвергали сгла­ живающей обкатке и последующей чистовой отделке поверхности (для чего оставляли припуск толщиной 0,5—0,8 мм).

В результате обкатки (при максимальной нагрузке на ролик 50 кН) глубина деформированного слоя составляла 26—30 мм, т. е. около 1/30 диаметра вала. Повышение твердости в результате обкатки составило около 50% (с HV 130—140 до HV 210). Оста­ точные сжимающие напряжения в наклепанных зонах галтели

Для испытания кривошипов на усталость был применен резо­ нансный метод, позволяющий изгибать вал в одной плоскости (плоскость колена) с частотой 1810— 1860 об/мин. Возбуждающие силы развивались механическими вибраторами направленного действия (вверх и вниз).

Вибраторы приводятся в действие двигателями постоянного тока и от механических передач с большими маховыми массами для стабилизации режимов работы. Благодаря работе с частотой, близкой к резонансной, удалось ограничиться сравнительно небольшой мощностью приводного двигателя 3,3 кВт.

Были применены соответствующие автоматические устройства для поддержания постоянной заданной амплитуды колебаний вала. При отклонении амплитуды от заданной величины больше чем на 3% установка автоматически останавливалась. Испытания вели на базе 107 циклов. Если образец в пределах этой базы не обнаруживал трещин, то его испытывали вновь при напряжении больше предыдущего на 20 МПа и операцию повторяли до появ­

в начале галтели, где напряжения на изгиб были максимальными. Трещины в обкатанных образцах возникали вне упрочненной зоны.

Г л а в а VI

УСТАЛОСТЬ КРУПНЫХ СБОРНЫХ ДЕТАЛЕЙ МАШИН

С повышением единичных мощностей современных машин размеры их деталей и элементов конструкций в ряде случаев достигают десятков метров, а масса сотен тысяч килограммов. В связи с этим для ряда деталей (например, роторов паровых турбин и генера­ торов мощностью 500, 800 и 1200 мВт, опорных валков крупных прокатных станов) исключается возможность изготовления в цель­ нокованом виде. Поэтому при проектировании и изготовлении таких изделий находят применение принципиально новые кон­ структивные и технологические решения, базирующиеся на сбор­ ном, сварном или сварно-сборном исполнении с использованием поковок меньшей массы.

К указанным решениям конструкторы прибегают также и в других случаях. Так, в газотурбостроении весьма перспектив­ ным является использование композитных роторов из различных материалов с целью снижения расхода дорогостоящих высоколе­ гированных сталей и специальных сплавов на никелевой основе.

Для надежной оценки несущей способности деталей в сборном, сварном и сварно-сборном исполнении важными являются иссле­ дования сопротивления усталости крупных моделей, отображаю­ щих силовые элементы конструкции и технологию изготовления деталей.

1. СБОРНЫЕ КОМПОЗИТНЫЕ РОТОРЫ ГАЗОВЫХ ТУРБИН

Для изготовления роторов газовых турбин, работающих при

С целью экономии дефицитных дорогостоящих материалов рацио­ нальной является конструкция композитного ротора из различ­ ных материалов.

В ЦНИИТМАШе [17 ] были проведены исследования прочности при изгибе по симметричному циклу сборного композитного ро­ тора. Образец диаметром 260 мм, моделирующий конструкцию

сборного ротора со штифтовыми соединениями (рис. 51), состоял

из двух дисков из сплава ХН70ВМ Ю Т (ЭИ765) и двухконцеви-

моделирующих в масштабе 1 : 5 натурные роторы с соблюдением геометрического подобия [19].

Работоспособность сборной конструкции при циклическом нагружении определяется сопротивлением усталости резьбовой стяжки и контактной прочностью стыкового затянутого соеди­ нения.

С целью выбора оптимальных параметров сборки и техноло­ гии изготовления сопряженных поверхностей затянутого резьбо­ вого и стыкового соединений до проведения испытаний крупных моделей сборного ротора были выполнены соответствующие испы­ тания при изгибе (циклически изменяющемся) двух типов спе­ циальных образцов [5, 15].

Сборный трехсекционный образец диаметром 200 мм для испы­ тания на усталость резьбовых стяжек диаметром 80 мм. Работо­ способность сопряженных поверхностей сборных деталей с по­ мощью резьбы при воздействии на них изгибающего момента (во времени) определяется сопротивлением усталости резьбового соединения.

Сопротивление усталости крупного резьбового соединения изучали на сборном образце [15], представленном на рис. 53, а. Концевые части образца из стали 40ХН2МА соединяли свободным свинчиванием гаек на растянутые стяжки из стали 25ХНЗМФА, предварительно завинченные в центральную вставку. Для растя­ жения стяжек использовали гидравлический домкрат, соеди-

Рнс. 53. Сборный образец для испытания на усталость:

а — резьбовых стяжек; б — затянутого стыкового соединения

ненный с насосом высокого давления. Максимальное усилие предварительной затяжки резьбового соединения составляло 1900 кН.

Принятый способ затяжки резьбового соединения позволил собирать образцы с заданным средним напряжением а т в резьбе стяжки и гарантированным номинальным контактным напряже­ нием в стыках схк.

Испытания сборных образцов на усталость выполняли на ма­ шине УП-200 (см. гл. I) при изгибе по симметричному циклу на базе 107 циклов. Амплитудное напряжение изгиба в резьбе стяжки определяли, исходя из особенностей конструкции образца и спо­ соба его нагружения, с учетом совместного действия изгибающего момента и растягивающей силы.

На основании работы 15] номинальное среднее напряжение растяжения в резьбе стяжки было принято а т = 300 МПа. Это значение от соответствует напряжению предварительной затяжки резьбового соединения, не превышающему азат < (0,5-ч—0,6) ат.

Экспериментально установлены [15] предельные амплитуды напряжения od для резьбовых стяжек в связи с влиянием формы резьбы и точности ее изготовления. Показано, что несущая спо­ собность при изгибе (циклически изменяющемся) стяжек с резь­ бой метрической М80хЗ и упорной У д 80х5х45° практически одинакова.

Установлено влияние неточности изготовления резьбы на сопротивление усталости резьбового соединения. Показано, что прогрессивно увеличивающаяся погрешность по шагу упорной резьбы У/*80х5х45° (ГОСТ 13535—68), равная 0,125 мм на длине свинчивания / = d , практически не снизила предельную ампли­ туду напряжений в сравнении с резьбой, выполненной в соответ­ ствии с допусками, регламентированными ГОСТ 13535—68. Увеличение погрешности по шагу резьбы до значения 0,38 мм при­ вело к снижению на 15% предельных амплитуд напряжения.

Упрочнение чеканкой роликом впадин резьбы стяжки, вы­ полненных с погрешностью по шагу, существенно повысило их сопротивление усталости. Уровни напряжений, при которых были прерваны испытания из-за существенного увеличения напряжений изгиба в образце (приведших к потере работоспособности стыка), превышали значения предельной амплитуды неупрочненных стя­ жек более чем на 20%.

Изучено влияние ширины зарезьбовой канавки на сопротив­ ление усталости резьбового соединения с резьбовой стяжкой 2М36Х2 из стали 40ХН. Установлено, что зарезьбовая канавка шириной свыше 0,5dpe3 повысила сопротивление усталости стя­ жек более чем на 45%, что объясняется снижением концентрации напряжений на стяжке перед опорной поверхностью гайки в связи с отсутствием свободной резьбы. Резьба стяжки в этом случае не должна выходить за пределы первого рабочего витка гайки.

Сборная двухсекционная модель диаметром 180 мм, соединец-

ная резьбовой стяжкой диаметром 80 мм для определения сопро­ тивления усталости стыкового затянутого соединения. Сопро­ тивление усталости при изгибе стыкового затянутого соедине­ ния [5] определяли на составных образцах (рис. 53, б) при испы­ тании на машине УП-200 на базе 107 циклов. ДЕе секции образца соединяли резьбовой стяжкой. Секции изготовляли из углеро­ дистой стали 45 и легированных сталей 40ХН2МА и 25ХНЗМФА. Резьбовые стяжки и гайки изготовляли из стали 40ХН. Ширина кольцевой поверхности контакта в зоне стыка изменялась в пре­ делах 10—20 мм, а высота выточки составляла 0,3—0,5 мм. Сопря­ гаемые поверхности выполняли по параметрам шероховатости от Rz = 40ч-20 до Ra = 2,54-1,25 мкм.

Сопротивление усталости стыкового затянутого соединения определяли при контактных напряжениях в стыке сгк, равных 200 и 300 МПа. Выявлена зависимость сопротивления усталости стыкового соединения сборной конструкции от уровня контакт­ ного напряжения, создаваемого предварительной затяжкой. До значения контактного напряжения ак = 200 МПа предельная амплитуда напряжения изгиба определяется по раскрытию стыка, а при ак > 300 МПа как по раскрытию, так и по разрушению поверхностей в плоскости стыка. Предельные амплитуды напря­ жений стыковых затянутых соединений при контактном напряже­ нии ак = 180—200 МПа для сталей 45, 25ХНЗМФА и 40ХНМА составили соответственно 135, 150 и 170 МПа.

При контактном напряжении ак = 300 МПа предельные ам­ плитуды напряжений стыковых соединений из сталей 45, 25ХНЗМФА и 40ХНМА составили соответственно 270, 240 и 220 МПа. Оптимальные величины контактного напряжения в сты­ ковом соединении сборных образцов из сталей 45, 40ХНМА и 25ХНЗМФА находятся на уровне 230—250 МПа. Этот уровень можно повысить нейтрализацией концентрации напряжений в цен­ трирующей выточке и выступе.

С целью изучения влияния неплоскостности сопрягаемых по­ верхностей на несущую способность стыка поверхность контакта секций выполняли с различной положительной (во внутрь стыка)

на работоспособности стыкового соединения и состоянии контакт­ ных поверхностей при переменном изгибе. Большая величина конусности приводит к образованию на поверхности контакта фреттинг-коррозии.

В результате исследований установлены оптимальные пара­ метры сборки и технологии изготовления для сборной конструкции ротора, обеспечивающие их надежную работоспособность: среднее напряжение в резьбовой стяжке а т = 2704330 МПа; контактное напряжение в стыке ак < 0,65а/, амплитудное напряжение в сты­

-г-0,5 мм; общая положительная конусность (во внутрь стыка) поверхностей контакта не более 1 2000; шероховатость поверх­ ностей контакта не менее R a = 2,5 мкм.

Крупные пропорциональные модели сборных роторов. Оконча­ тельное суждение об оптимальном решении сборной конструкции ротора было выработано после проведения комплекса сравни­ тельных испытаний на усталость крупных роторов, моделиру­ ющих в масштабе 1 : 5 ротор четырехполюсного генератора мощ­ ностью 500 мВт (1500 об/мин). Испытания выполняли на машине УП-300. В результате соответствующей модернизации машина была оборудована для проведения испытаний на усталость при изгибе по симметричному циклу моделей роторов диаметром до 400 мм (в бочке), длиной 2,4 м.

При испытании использовали метод последовательного ступен­ чатого увеличения нагружения через каждые 107 циклов до по­ явления усталостной трещины.

Всего было испытано на усталость десять моделей ротора из стали 25ХНЗМФА. Исследованы пятисекционные и трехсек­ ционные модели соответственно с четырьмя и двумя стыками. Секции соединяли резьбовой стяжкой (гладкой и ступенчатой). Использовали различные сочетания диаметров стяжек в централь­ ной посадочной зоне и в рабочей части и различные размеры резь­ бовых головок Уп90 X 5 X 45°, Уп110 X 5 X 45° и Уя130 X •X 5 X 45° (ГОСТ 13535—68).

Сжатие моделей роторов осуществляли после остывания на­ гретых и затянутых гайками стяжек. Нагрев стяжек токами про­ мышленной частоты проводили в специально сконструированном устройстве.

Модель № 1 собирали без установки на стыках штифтовых или шпоночных соединений. В остальных девяти моделях секции по стыку для предотвращения сдвига соединяли шпонками и ра­ диальными цилиндрическими штифтами.

Прочность трехсекционных роторов с радиальными цилиндри­ ческими штифтами исследовали в связи с различным расположе­ нием стыка — на бочке (рис. 54, а) и в зоне кольцевой выточки (рис. 54, б).

Результаты испытаний показали (табл. 56), что наиболее сла­ быми элементами рассмотренных конструкций оказались: стыки между секциями в модели без соединительных шпонок (обнару­ жено проворачивание секций), зоны шпоночных пазов, резьбовой участок стяжки в некоторых моделях с радиальными штифтами. Для сборного ротора предпочтительной является конструкция стыка с радиальными штифтами по сравнению с конструкцией с соединительными шпонками.

Несущая способность при изгибе (переменном) модели № 9 сборного ротора со ступенчатой (диаметром 135/90 мм и резьбой Уя130 х 5 X 45°) стяжкой выше, чем у аналогичных трехсекцион­ ных моделей с радиальными штифтами на стыках, имеющих глад-