книги / Усталость крупных деталей машин

Предел выносливости сварного соединения на гладких механи­ чески обработанных образцах из титанового сплава ниже на 30% предела выносливости основного металла. Образец со сварным швом без упрочнения, который определил предел выносливости, в изломе не имел дефектов.

Прочность сварных соединений в результате обкатки роликом шва и околошовной зоны (Р = 20 кН) значительно повысилась со 105 до 170 МПа, т. е. на 61%.

Разрушение сварных неупрочненных валов происходило по сварному шву (три излома), и один сварной вал разрушился вне сварки, по основному металлу. Излом чистый, без заметных де­ фектов; разрушение с поверхности. В двух валах наблюдались дефекты сварки. Разрушение одного из валов начиналось с ука­ занного дефекта, под слоем на расстоянии 15 мм от поверхности.

Сварной вал с обкаткой роликом всей поверхности вала разру­ шился вне шва в зоне обкатки. Зарождение усталостной трещины началось в подслойной области основного металла. Излом чистый, без заметных дефектов.

Сварной вал с обкаткой и последующим снятием обкатанного слоя (резцом) на 0,2 мм на сторону испытывался при напряжении 150 и 190 МПа. При этих уровнях напряжений сварной вал про­ шел базу испытаний без образования усталостных трещин.

Контактная сварка оплавлением. Одним из ведущих техноло­ гических процессов при изготовлении деталей кольцевой формы из полос сечением до 3500 мм2 титановых сплавов ВТ5 и ВТ20 яв­ ляется стыковая контактная сварка оплавлением с подогревом.

Надежность и работоспособность этих изделий в значительной степени определяется качеством сварных соединений. Отдельные дефекты соединений обнаруживаются при внешнем осмотре (сме­ щение, поверхностные трещины, поджог, непровары) и часть при металлографическом исследовании (перегрев, обезуглерожива­ ние и науглероживание и наличие кислородной ликвации и не­ металлические включения).

Из-за отсутствия эффективных неразрушающих методов кон­ троля таких соединений основным методом контроля качества яв­ ляются выборочные механические испытания на растяжение и ме­ таллографические исследования образцов, вырезанных из готовых колец. Однако надежная оценка качества всего сварного соедине­ ния по результатам испытания на удар стандартных образцов и небольших образцов на растяжение (диаметром 3 мм) затруднена, так как расположение дефектов в стыке носит случайный характер.

Многолетними испытаниями сварных соединений было уста­ новлено значительное рассеяние показателей ударной вязкости на образцах без явных дефектов. В момент осадки, вследствие боль­ шой деформации металла вблизи стыка, наблюдается искривление волокон.

При испытании образцы, как правило, разрушались на рас­ стоянии 0,3—0,7 мм от стыка по зоне мелкого зерна аустенита

с резко выраженной карбидной сеткой по их границам. Такой ха­ рактер разрушения наблюдали даже в образцах с дефектами по стыку. В связи с этим для оценки свойств соединений исследовали сечения натурных образцов на статический изгиб с острым над­ резом по стыку и образцов на усталость как при комнатной, так и при рабочей температуре.

При испытании сварных соединений из титановых сплавов- ВТ5-1 и ВТ20 в изломах были обнаружены различные участки: вязкий, хрупкий и др. Как показали электронно-микроскопиче­ ские исследования, такие изломы не связаны с дефектами в стыках (окислами), а обусловлены незавершением процесса формирова­ ния соединений.

Таким образом, метод испытания натурных образцов с фикса­ цией характера изменения разрушающей нагрузки весьма перспек­ тивен, но требует установления норм оценки качества сварных соединений различных материалов.

Прочность сварных соединений изучали на образцах 0 8 мм в рабочей части при комнатной и рабочей температурах из сплавов. ВТ5-1 и ВТ20.

Механические свойства сварных соединений оценивали в срав­ нении со свойствами основного металла. Нагружение образца при испытаниях осуществляли с заданным напряжением. Температуру измеряли хромель-алюмелевой термопарой, горячий спай которой находился в непосредственной близости от опасного сечения. Эта обеспечивало высокую точность определения температуры об­ разца в течение всего испытания.

При испытаниях определяли предел выносливости по моменту полного разрушения образцов при данном напряжении. По полу­ ченным результатам в полулогарифмических координатах строили кривые усталости.

Образцы сварных соединений и основного металла для испыта­ ния на усталость вырезали из натурных колец (диаметром 600— 900 мм), изготовленных на заводе по принятой технологии. Выре­ занные из колец заготовки образцов подвергали правке.

В связи с тем, что образцы с дефектами в соединении иногда, разрушались при правке, для изучения влияния дефектов на проч­ ность соединений сваривали плоские заготовки с отклонениями параметров режима от оптимальных значений. Образцы 0 8 мм испытывали на машине Я-8М .при изгибе с вращением по симме­ тричному циклу при частоте 2870 циклов в минуту на базе 10 млн. циклов.

Проведенные испытания не выявили разницы в пределах вы­ носливости основного металла и сварных соединений для сплавов ВТ5-1 и ВТ20 (табл. 81).

Излом основного металла и качественного сварного соедине­ ния характеризуется зоной развития усталостной трещины и окончательного долома. Дефекты в соединениях часто не приво­ дили к разрушению образцов.

Ри£. 79. Образцы титанового сплава для испытаний на усталость при кручении: а — гладкие; б — составные с прессовой посадкой

До сих пор при исследовании влияния оксидированного слоя: на циклическую прочность сплавов ограничивались испытаниями: на усталость при изгибе с вращением консольных образцов диа­ метром в рабочей части 6 мм.

Н. М. Лошакова показала, что для гладких оксидированных. образцов диаметром б мм а_г 190 МПа, для гладких образцов без оксидирования о_х = 380 МПа.

Практический интерес представляло получение характеристик, прочности титанового сплава при знакопеременном кручении на крупных образцах. В связи с изложенным целью настоящего ис­ следования было установление влияния оксидирования поверх­ ности деталей из титанового сплава на их предел выносливости при знакопеременном кручении образцов гладких и с неподвижно по­ саженными втулками. Испытания вели на воздухе и в 3%-ном рас­ творе NaCl [4]. Испытывали также образцы диаметром 8 мм на

Образцы для испытаний на усталость вырезали из поковок диа­ метром 400 мм; заготовки отжигали при температуре 880° С с вы­ держкой в течение 3 ч. Часть образцов после изготовления окси­ дировали в графите при температуре 800° С в течение 3 ч.

Испытывали на циклическое кручение гладкие образцы диаме­ тром рабочей части 50 мм (рис. 79, а), поверхность которых была либо шлифованной, либо оксидированной после шлифования. Для определения влияния неподвижных посадок при кручении были испытаны составные образцы (рис. 79, б). Гладкие образцы испытывали на воздухе, оксидированные образцы и образцы с по­ садкой на воздухе и в коррозионной среде (3%-ный раствор NaCl).

При испытании в коррозионной среде образец, обернутый в губчатый пенопластовый материал, смачивали 3%-ным раство­ ром NaCl в воде. Раствор подавали на губку через шланг из верх­ него резервуара. Под образцом устанавливали водосборник.

Испытаниям на малоцикловую усталость подвергали гладкие и надрезанные консольные цилиндрические образцы диаметром рабочей части 8 мм. Глубина концентраторов у надрезанных образ­ цов составляла 1 мм, радиус при вершине 0,5 мм. Для испытаний использовали машину Я8-М конструкции ЦНИИТМАШа, снабжен­

ную специальным редуктором, позволяющим осуществлять изгиб по симметричному циклу с вращением закрепленного одним концом образца, нагружаемого с частотой три цикла в минуту. Исследова­ ния проводили при комнатной температуре. База испытаний соста­ вляла 5-103 циклов нагружений. Образцы испытывали в исходном состоянии после поверхностного оксидирования, а также после оксидирования и ППД. Гладкие образцы упрочняли за один про­ ход с помощью трехроликового приспособления. Нагрузка на ролик составляла 1,8 кН (профильный радиус ролика 5 мм).

Надрезанные образцы упрочняли в четыре прохода однороли­ ковым приспособлением с нагрузкой на ролик 2 кН (профильный радиус ролика 0,45 мм). В обоих случаях частота вращения об­ разца была 12 об/мин, а усадка диаметра образца после обкатки составляла 0,16 мм.

Образцы для испытаний на обычную (многоцикловую) усталость имели те же размеры, что и в случае малоцикловых испытаний.

Испытания проводили на тех же машинах, но с частотой нагру­ жений 3 - 103 циклов в минуту. База испытаний составляла 107 цик­ лов. Испытывали образцы гладкие и надрезанные в тех же со­ стояниях, что и исходные, оксидированные и наклепанные после оксидирования образцы.

Испытания на циклическое кручение выполняли на машине УК-40, позволяющей проводить нагружение переменным круче­ нием по симметричному циклу; принцип работы машины основан на явлении резонанса крутильных колебаний. Частота нагруже­ ний составляла 1360— 1410 циклов в минуту, база испытаний была принята равной 2*107 циклов. Результаты испытаний, приведен­ ные в табл. 82 и на рис. 80, позволяют сделать следующие вы­ воды. Исследованный титановый сплав, имеющий предел выносли­ вости при кручении гладкого образца 0 50 мм равный 145 МПа, как и следовало ожидать, чувствителен к поверхностному оксиди­ рованию.

Наличие оксидированного слоя приводит к снижению предела выносливости с 145 до 125 МПа, т. е. на 14%. Прессовая посадка

0,2 / 0,7\ 24 710N*10S

ОА

Рис. 80. Кривые усталости при кручении гладких (а), гладких оксидированных (ff, в) и составных (г) образцов диаметром 50 мм, испытанных на воздухе (кривые /) и в рас­ творе 3%-ного NaCI в воде (кривые 2)

также приводит к снижению предела выносливости при кручении с 145 до 125 МПа.

При воздействии коррозионной среды происходит дальнейшее снижение сопротивления усталости при кручении: для гладких оксидированных образцов предел выносливости снижается до 115,

адля составных образцов до 105 МПа.

Втом и другом случае усталостные разрушения гладких валов начинались под углом 45° к продольной оси вала, а образцов с напрессовкой — в месте окончания втулки по всей образующей втулки. В другой части образцов усталостные разрушения начи­ нались в месте окончания втулки с последующим развитием уста­ лостной трещины под углом 45° к продольной оси образца. В не­ которых изломах образцов в очаге образования трещины наблю­ даются темные включения.

Гладкие образцы при многоцикловой усталости имели о_г = = 335 МПа. Снижение а_г надрезанных обрацов составляло около 40%. На такую же величину снизился и предел выносливости гладких образцов после поверхностного оксидирования. Для над­ резанных образцов оксидирование приводит к еще большему сни­ жению предела выносливости, который в этом случае составляет величину всего 165 МПа.

Поверхностный наклеп, проведенный после оксидирования, оказался весьма эффективным средством увеличения сопротивле­ ния усталости. Для гладких образцов он привел к повышению предела выносливости более чем на 20%, для надрезанных увели­ чил сопротивление усталости вдвое, нейтрализовав отрицательное влияние как концентратора напряжений, так и хрупкого оксиди­ рованного слоя.

Результаты испытаний на многоцикловую и малоцикловую усталость приведены в табл. 83.

Для испытания на малоцикловую усталость использованы об­ разцы тех же размеров и обработок, что и в испытаниях на обыч­ ную усталость.

Испытания гладких и надрезанных образцов в исходном со­ стоянии показали, что исследуемый материал имеет предел огра­ ниченной малоцикловой выносливости на базе 5 тыс. циклов, рав­ ный 615 МПа, а снижение этого предела при наличии концентра­ тора напряжений составляет 12%.

Оксидирование приводит к уменьшению пределов малоцикло­ вой выносливости как гладких, так и надрезанных образцов на 10%. При этом можно отметить, что чувствительность к концен­ трации напряжений оксидированных образцов такая же как у об­ разцов в исходном состоянии. Однако по отношению к гладкому образцу в исходном состоянии значение предела ограниченной ма­ лоцикловой выносливости надрезанного образца после оксидиро­ вания уменьшается на 20%.

Поверхностное пластическое деформирование оказалось весьма эффективным средством увеличения сопротивления малоцикловой усталости оксидированных образцов. Результаты испытаний на­ клепанных образцов показали увеличение сопротивления мало­ цикловой усталости в результате наклепа для гладких образцов на 20%, а для надрезанных 50%. При этом пределы ограниченной выносливости образцов после оксидирования и наклепа стали на 10% (для гладких образцов) и на 40% (для надрезанных образцов) выше соответствующих пределов, определенных на образцах в ис­ ходном состоянии. Сопротивление малоцикловой усталости над^ резанных образцов стало выше, чем гладких.

Анализ полученных экспериментальных результатов показы­ вает, что воздействие хрупкого оксидированного слоя на сопро­ тивление усталости сплава титана аналогично влиянию концен­ трации напряжений. Как при кручении, так и при изгибе получено примерно одинаковое снижение пределов выносливости как от воздействия концентрации напряжений, так и от воздействия окси­ дирования.

Г л а в а X

УСТАЛОСТЬ ЧУГУННОГО л и т ь я

Влияние абсолютных размеров на усталость чугуна с шаровидным графитом (высокопрочный чугун) определяли для образцов глад­ ких и с концентратором напряжений в виде надреза [11 ].

Были испытаны высокопрочные чугуны трех марок: ферритный (плавка 1), перлито-ферритный (плавка 2) и перлитный (плавка 3). Ферритный и перлито-ферритный чугун (плавки 1 и 2) были по­ лучены и испытаны в литом состоянии (без последующей термо­ обработки). Чугун перлитный (плавка 3) подвергали термообработ­ ке для получения требуемой марки чугуна. Высокопрочный чугун был получен после нормализации: нагрев до температуры 925° С, выдержка 5 ч.

Отливали трефы с сечением лепестка диаметром 80 мм. Трефы заливали из одного ковша одновременно по 3—4 шт. Часть плавок получали в электропечи (плавки 1 и 3), а другую — в вагранке (плавка 2).

Химический состав плавок и их механические свойства (по средним значениям) даны в табл. 84 и 85.

Микроструктуру чугуна каждой плавки (после термообработки) определяли на шлифах, вырезанных из рабочих зон усталост­ ных образцов. Микроструктура плавки 1 состоит из графита шаро­ видной формы, феррита и перлита (около 5%). Микроструктура плавки 2 состоит из графита шаровидной формы, перлита и ферри­ товых окаймлений (до 30%). Микроструктура плавки 3 состоит из графита шаровидной формы, перлита, феррита (около 10%).

Т а б л и ц а 84