CC BY
25
ся суммирование нормальных напряжений изгиба и сжатия ст2=стцзз-ста)(.В шарнирно-зубчатом зацеплении при а=33° возрастает влияние касательных напряжений. В данных условиях расчет на прочность следует проводить по
эквивалентным напряжениям <уэкв = + Зг,,, - М
Для анализа распределения действующих напряжений оэке их величины определялись в 10 слоях зуба по высоте. Расчеты выполнены для различных толщин зуба в диапазоне Э = (0,1-1) О. Для случая контакта неприработанных зубьев полученные данные показаны на рис.4 - соответствующие кривые для приработанных зубъев отличаются незначительно. Зависимость максимального напряжения °"экв= °хср< ответственного за разрушение зуба, от Б* приведена на рис.5 (кривая 1). Там же представлена кривая 2 прочности зуба а при кромочном контакте, а также кривая 3 контактного давления ас"= остах/осср.
О 05 07 Ю 5/0
Рис.5. Максимальное напряжение ответственное за разрушение зуба
Задача выбора оптимальной толщины зуба в идеале сводится к обеспечению равнопрочности по контактным давлениям стс и эквивалентным напряжениям стэке в теле зуба. Для сопоставления данных о прочности зубьев по разрушающим напряжениям нужно учесть различную чувствительность материала к контактным и объемным напряжениям. С этой целью введем систему штрафных коэффициентов. Коэффициент для эквивалентного напряжения при кромочном нагружении К2=[асп1]/ [стст]=1, где [аст] - объемная прочность при статическом нагружении. Поэтому кривая 2 на рис. 5 без изменения. Коэффициент /С, соотношения объемной прочности при пульсирующей нагрузке [сг0] и статической прочности [аст] примем по справочнику [4]. Для различных материалов и термообработок коэффициент К = [аст] I [ст0]=1,29ч-1,40« 1,35. На рис. 5 кривая 4 соответствует произведению ст*э(1в- К4, т.е. характеризует объемную усталостную прочность зуба при "штатном" нагружении. Допускаемые напряжения смятия [стсм]0 при пульсирующем нагружении больше, чем [ост]. Коэффициент К=[осЛоси\ = 0,5 ч-0,8. Такие напряжения смятия никогда не приведут к разрушению стального зуба, поэтому соответствующая кривая на рис. 5 не выносится. Значений контактных напряжений, лимитированных износом зубьев шарнирно-зубчатого зацепления, в литературе, к сожалению, нет. В аналогичных усло-
виях работает цепная передача. Для шарниров цепи при малых скоростях [стн]=25-^40 МПа статическая прочность соответствующей стали [асТ] = 450+500МПа, тогда штрафной коэффициент K=[oCT]/[oJ=11+20. Произведение осм'-К5 отображают кривые 5 и 6 (рис.5). Диаграмма на рис. 5 позволяет сопоставить влияние контактных давлений и внутренних напряжений на работоспособность зуба - лимитируют прочность те критерии, кривые которых расположены выше. При больших толщинах зуба S/D>0,7 ограничение его нагрузочной способности связано с износом зубьев. Кратковременная перегрузка возможна, она ограничивается объемной прочностью зуба при кромочном контакте. При средней величине толщины зуба S/D=0,5+0,6 равновероятен выход зубьев из строя по износу и по объемной прочности при кромочном контакте зубьев. Если кромочный контакт исключен, то превалирует износ, а излом зуба может вызвать только значительная перегрузка. Объемные напряжения оэке в теле зуба при исключенной вероятности кромочного контакта начинают лимитировать нагрузку лишь при S/D<0,2+0,3. На данной стадии изученности вопроса считаем целесообразным придерживаться значений S/D=0,5+0,7.
Список литературы
1. Пронников А. С. Надежность машин.-М.: Машиностроение,1978.-528С.
2. Шульц В. В. Форма естественного износа деталей машин и
инструмента.-Л.Машиностроение. 1990.-208 с.
3. Волков Г. Ю. Исследование червячных передач с фиксированными
шариками.-Дис... .канд.техн.наук.-Курган, 1982.-214с.
4. Биргер А. И., Шор Б. Ф., Шнейдерович Р. М. Расчет на прочность
деталей машин.-М.: Машиностроение, 1966.-617С.
5. Анурьев В. И. Справочник конструктора-машиностроителя:В 3 т.
- 5-е изд . перераб. и доп.-М.: Машиностроение, 1979.-Т. 1,- 728с.
Бубнов В.А., Костенко С.Г.
Курганский государственный университет, г. Курган
Отрадный В.В.
ОАО «Курганхиммаш»
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПРЕДЕЛА ВЫНОСЛИВОСТИ АУСТЕНИТНЫХ СТАЛЕЙ, ПОДВЕРГАЕМЫХ ПЛАСТИЧЕСКОМУ ДЕФОРМИРОВАНИЮ
Пластическая деформация, используемая для изготовления большого числа деталей из сталей аус-тенитного класса, ведёт к активному изменению некоторых их физических и механические свойств. Предел выносливости таких сталей меняется, изменяя ресурс деталей из них. Нами предложен способ определения предела выносливости аустенитных сталей после пластической деформации посредством определения их магнитных свойств.
Многие детали в пищевом, химическом и нефтехимическом машиностроении изготовляются из сталей аус-тенитного класса (12Х18Н10Т, 12Х18Н9Т и др.). В процессе изготовления этих деталей часто находит применение пластическое деформирование [1, 2].
Пластическое деформирование активно влияет на физические и механические свойства металлов. У аустенитных сталей (рис. 1) значительно повышаются прочностные характеристики (<тг <тв, НВ) и мягко, незначительно снижаются показатели пластичности (<5%;
Одной из основных причин потери работоспособности деталей машиностроительных конструкций, работа-
ющих в условиях циклически изменяющихся напряжений, является разрушение их от усталости. Многочисленные исследования показывают, что разрушение от усталости начинается в местах концентрации напряжений, которые могут быть конструктивного происхождения (отверстия, резкое изменение поперечных сечений по длине детали), технологического (неровности поверхности, зависящие от степени шероховатости при механической обработке), металлургического происхождения (различного рода раковины и неметаллические включения и т.д.).
6",:
50 Щ
50 20
500
бг
¥
/
■ 5-
г
¥
10
50
№
О 5 Ю 15 £0,%
Рис. 1. Механические характеристики стали 12Х18Н10Т в зависимости от степени деформации е0 при упрочнении пластическим растяжением
Концентраторы напряжений могут вызывать большие местные напряжения при небольшом среднем напряжении, действующем на деталь. Эти местные напряжения могут привести при первом же нагружении к местной пластической деформации. При циклически меняющихся напряжениях происходят микропластические деформации, которые ведут к дальнейшему накоплению деформаций такого вида, вплоть до полного использования запаса прочности, и последующему началу местного разрушения, т.е. образованию усталостной трещины.
Для обеспечения требуемого ресурса работы конструкции при минимальной материалоемкости и необходимом уровне технологичности деталей нужна исчерпывающая информация об условиях нагружения и характеристике усталостной прочности материала - пределе выносливости ст_г
Известен способ определения предела выносливости по твердости для двух групп сталей - низколегированных сталей перлитного класса и для углеродистых сталей [3]. Способ заключается в том, что проводится испытание на усталость, в результате чего определяется предел выносливости конкретной стали. Определяется твердость этой же стали и затем строится график зависимости между твердостью НВ и пределом выносливости ст-1. Средние линии на графиках могут быть описаны уравнениями: ст^ = 0,1 НВ + 150 (МПа) для низколегированных сталей перлитного класса и ст^ = 0,1 НВ + 100 (МПа) - для углеродистых сталей. Недостатком указанного способа является его малая информативность и недостаточно высокая точность определения ст^ в зависимости от НВ.
Известен способ определения предела выносливости материала при растяжении-сжатии в случае симметричного цикла. Способ заключается в том, что партию стальных образцов подвергают осевым усилиям при симметричном цикле (попеременному растяжению и
сжатию) и доводят до разрушения. Реализуется способ на установке, указанной в источнике [4]. Известен способ определения предела выносливости материала при чистом изгибе в случае симметричного цикла [4].
При испытаниях обеспечиваются в отдельных образцах различные напряжения для выявления закономерности изменения числа циклов до разрушения в зависимости от изменения амплитуды напряжений. Полученная закономерность изображается в форме кривой усталости. Особенностями и недостатками данных способов являются: значительная трудоемкость, долговремен-ность испытаний, необходимость большого числа образцов, большие энергетические затраты.
Нами предложен новый способ определения предела выносливости аустенитных сталей. Для устранения недостатков приведённых выше способов, предел выносливости нержавеющей стали аустенитного класса, подвергаемой пластическому деформированию, находят следующим образом: первоначально определяют магнитную силу отрыва (Рмаг) исследуемого образца после чего определение предела выносливости нержавеющей стали аустенитного класса осуществляют по предварительно построенной тарировочной кривой, устанавливающей зависимость между пределом выносливости и магнитной силой отрыва образца.
Известно, что нержавеющие стали аустенитного класса содержат неустойчивый аустенит (аустенит-раствор углерода в у-железе), у-железо является немагнитным материалом [5, 6]. Пластическая деформация приводит к его частичному преобразованию в от-железо по мартен-ситному механизму (от-железо обладает высокой магнитной восприимчивостью). Пластическая деформация оказывает существенное влияние на значения предела выносливости и магнитной силы отрыва стали.
Нами установлено, что предел выносливости и магнитная сила отрыва стали аустенитного класса увеличивается в зависимости от степени предварительной пластической деформации и весьма значительно. Таким образом, можно прямо связать предел выносливости с магнитной силой отрыва данного типа стали.
На рисунке 2 изображена схема установки для реализации предлагаемого способа.
Рис. 2. Схема установки для реализации способа определения предела выносливости аустенитной стали
Установка (рис. 2) представляет собой аналитические весы, в которых образец-навесок 1 исследуемого материала подвешен на немагнитной нити 2 в тонкостенной чашечке 3 из немагнитного материала. Нить подве-
24
ВЕСТНИК КГУ, 2005. №2.
шивается на конце коромысла 4 со стрелкой 5, шарнир-но закрепленного на вертикальной стойке 6 с установленной на ней шкалой 7. Коромысло имеет специальные регулируемые противовесы 8. Стойка крепится на основании 9. На основании 9 расположен строго под указанной подвеской постоянный магнит 10. На другом конце коромысла также на нити 2 подвешивается чашечка 11, в которой расположен мерный груз (песок) 12.
Способ реализуется следующим образом. Коромысло 4 уравновешивается регулируемыми противовесами 8 после удаления с основания 9 магнита 10. Контроль равновесия осуществляется установкой стрелки 5 в нулевое положение по шкале 7. Затем ставится магнит в указанное выше место и образец-навесок 1 исследуемого материала с предварительной пластической деформацией, помещенный в чашечке 3, приводится в положение касания с магнитом поворотом коромысла 4. После чего осуществляется подсыпание песка в чашечку 11 до момента отрыва образца-навеска 1 с чашечкой 3 от магнита 10. Величина магнитной силы отрыва образца-навеска определяется взвешиванием мерного песка. Затем определяют предел выносливости материала по предварительно построенной тариро-вочной кривой в координатах Рмаг - о--1.
Установление связи между магнитной силой отрыва стали и ее пределом выносливости позволяет уменьшить количество и трудоемкость испытаний, что достигается устранением необходимости проведения большого числа длительных экспериментов по определению предела выносливости и отсутствием необходимости изготовления большого числа точных образцов для испытания на усталость.
Апробация способа проводилась на примере стали 12Х18Н10Т. На первом этапе изготовлялись образцы из указанной стали с различной степенью деформации (0; 2; 5; 10; 20 %), которые испытывались в условиях чистого изгиба при симметричном цикле нагружения на машине для усталостных испытаний МУИ-6000. По результатам испытаний была установлена зависимость предела выносливости аА от степени деформации образцов (рис. 3).
На втором этапе изготовлялись образцы-навески (диаметр образца б =10 мм, высота Л =15 мм) с такой же степенью предварительной деформации (0; 2; 5; 10; 20%), и с помощью установки (рис. 2) определялась величина магнитной силы отрыва Рмаг для каждого образца и строилась зависимость (рис. 4).
Рис. 4. Гоафик изменения магнитной силы отрыва стали аустенитного класса в зависимости от степени предварительной деформации
Рис. 3. Гоафик изменения предела выносливости при симметричном цикле нагружения в условиях чистого изгиба в зависимости от степени деформации
1. &0=0%; 2. &0=2%; 3. е0=5%; 4. &0=10%; 5. &0=20%
Рис. 5. Тарировочная кривая, устанавливающая связь между пределом выносливости и магнитной силой отрыва стали после пластической деформации
На третьем этапе строилась тарировочная кривая в координатах Ршае - в-1 (рис. 5). По построенной тарировоч-ной кривой можно определить в-1 стали 12Х18Н10Т с любой другой (отличной от 2; 5; 10; 20 %) степенью предварительной деформации. Предложенный способ может быть использован для прогнозирования ресурса работы конструкций, испытывающих при эксплуатации циклические напряжения и изготовленных из нержавеющих аустенитного класса сталей (12Х18Н9Т, 12Х18Н10Т и т. п.), содержащих в технологии изготовления пластическое деформирование.
Таким образом, преимущества предлагаемого способа - простота осуществления, отсутствие энергозатрат, малое количество образцов, снижение трудоемкости и сложности проведения испытаний на усталостную прочность деталей, материал которых в ходе изготовления подвергался предварительной пластической деформации.
Список литературы
1. Бубнов В.А. Изменение механических свойств сталей при пластичес-
ком изгибе и последующем пластическом растяжении //Известия вузов. Машиностроение. - 1989.-№ 12.-С. 3-6.
2. Отрадный В.В., Бубнов В.А. Работоспособность стальных деталей,
подвергаемых обьемному упрочнению пластическим деформированием //Известия вузов. Машиностроение.- 2002. -№ 4.- С. 18 -25. 3 Марковец М.П. Определение механических свойств металлов по
твердости.-М.: Машиностроение, 1979.-С.145-146. 4. Сопротивление материалов/Под общ. ред. Г.С.Писаренко.- 4-е изд-е.-
Киев: Вища школа, 1979.-С.594. 5 Физические величины. Справочник/Под ред. И.С. Григорьева,
Е.З. Мейлихова.- М: «Энергоатомиздат», 1991. 6. Гуляев А.П. Металловедение.- 5-е изд.-М.: Машиностроение, 1977.-С.483-487.
