Хладостойкость и износ деталей машин и сварных соединений - Ларионов В.П., Ковальчук В.А.

Автор: Ларионов В.П. Ковальчук В.А.

Теги: технология обработки без снятия стружки в целом: процессы, инструмент, оборудование и приспособления машиностроение материаловедение

Год: 1976

Похожие

Расчет сварных соединений и конструкций. Примеры и задачи

Усталость сварных конструкций

Расчет сварных соединений с учетом концентрации напряжений

Сварные соединения титановых сплавов

Текст

АКАДЕМИЯНАУКСССР .
СИБИРСКОЕ ОТДЕЛЕНИЕ |\
ЯКУТСКИЙ ФИЛИАЛ
ИНСТИТУТ ФИЗИКО-ТЕХНИЧЕСКИХ ПРОБЛЕМ СЕВЕРА
в. п. ЛАРИОНОВ, В. А. КОВАЛЬЧУК
ХЛАДОСТОЙКОСТЬ
и износ
ДЕТАЛЕЙ МАШИН
И СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
Ответственный редактор
чл.-кор. АН СССР Н. В. Черский
ИЗД, АТЕЛЬСТВО «НАУКА»
СИБИРСКОЕ ОТДЕЛЕНИЕ
Новосибирск -1976

УДК 621.791.02.175: 620.462.178 : 539.319.375
В книге изложены методические вопросы исследования работо-
способности машин и конструкций в условиях Севера. Дано обобще-
ние методов представительной оценки хладостойкости и абразивного
изнашивания деталей машин и сварных соединений при естественных
низких температурах. Рассмотрено влияние различных факторов на
хрупкое разрушение и износостойкость металлов и сплавов. Даются
сведения о мероприятиях, направленных на повышение прочности, на-
дежности и долговечности машин и конструкций в условиях низких
температур.
Монография предназначена для инженерно-технических и науч-
ных работников, занимающихся вопросами надежности машин при
низких температурах, создания и эксплуатации техники для Севера.
31301—867
Л 055(02)—76
708—76
© Издательство «Наука», 1976.
ОТ РЕДАКТОРА
Проблема низкотемпературной работоспособности машин
и металлоконструкций привлекает все большее внимание
в связи с интенсификацией промышленного освоения природ-
ных ресурсов Сибири, Севера и Северо-Востока страны. Два
ее аспекта — хрупкое разрушение и абразивное изнашивание
металлов — определяют общую работоспособность строитель-
ных, горных, транспортно-дорожных и других типов машин.
Авторы монографии — достаточно известные специалисты
в области исследования работоспособности машин, механиз-
мов и конструкций в условиях низких температур. Их первые
работы были опубликованы в 1963 г. С тех пор авторы усо-
вершенствовали методы сбора, обработки и анализа инфор-
мации по аварийности машин и механизмов, выполнили ряд
оригинальных исследований, связанных с хрупким разруше-
нием и абразивным изнашиванием металлов, и начали раз-
вивать основы физической теории низкотемпературной на-
дежности технических устройств.
Двучленная оценка вероятности возникновения отказов
в машинах отражает физическую суть происходящих явле-
ний более полно, чем подход к работоспособности только
с позиций математической теории надежности. Развитие тео-
рии низкотемпературной надежности машин и механизмов,
вполне естественно, требует дальнейших исследований.
Исследования прочности и надежности сварных конструк-
ций в условиях низких температур проводятся в Институте фи-
зико-технических проблем Севера ЯФ СО АН СССР. Новые
методические подходы к выявлению вклада различных фак-
торов, определяющих наступление хладноломкости конструк-
ций, позволяют разрабатывать конструктивные и технологи-
ческие меры повышения хладостойкости сварных конструк-
ций. Для практики важное значение имеют технологические
особенности сварки распространенных конструкционных ста-
лей в условиях низких температур до —50°С, установленные
В П. Ларионовым с сотрудниками.
3
Весьма перспективными представляются исследования, вы-
полненные В. А. Ковальчуком в Красноярском Промстрой-
НИИпроекте и посвященные абразивной износостойкости
металлов при низких температурах. Созданный метод иссле-
дования и полученные результаты положили начало изуче-
нию сложных вопросов изнашивания сталей при контакте
с мерзлым грунтом.
Книга, написанная сотрудниками двух институтов, орга-
нически едина по своей структуре и направленности. В ней
содержится глубокий анализ явлений хрупкого разрушения
и изнашивания металлов и рассматриваются практические
аспекты работоспособности деталей и конструкций машин,
что позволяет рекомендовать ее широкому кругу научных
работников и специалистов производства.
Чл.-кор. АН СССР Н. В. Черский
ВВЕДЕНИЕ
Проблема освоения северных районов страны — это всегда
проблема замены живого труда машинным. От качества при-
меняемых на Севере машин, механизмов и оборудования
в значительной мере зависят затраты на создание конечного
продукта. Чтобы эти затраты были минимальными, необхо-
димо иметь надежную и долговечную технику.
Сегодня эффективность серийных машин при пониженной
температуре эксплуатации весьма низкая. Так, анализ струк-
туры годового фонда рабочего времени тракторов, работаю-
щих на предприятиях Норильского ГМК им. А. П. Завеняги-
на, показывает, что коэффициент их использования в зимнее
время не превышает 0,38-н0,49 [1]. Остальное время затра-
чивается на профилактические работы и ремонт.
Преждевременный выход деталей машин из строя обус-
ловливает создание специальных ремонтных предприятий,
увеличение выпуска запчастей, рост транспортных расходов
по доставке машин к пунктам ремонта, дополнительные про-
стои машин, сокращение объемов выполняемых работ и мно-
гие другие, совершенно непроизводительные затраты. Так,
стоимость всех видов ремонта бульдозера Д-271 в Красно-
ярске в течение года равна стоимости новой машины
(4000 руб.), а в Норильске этот же показатель в 1,8—2,2 ра-
за выше.
Все это связано с тем, что работоспособность машин и
конструкций в условиях, низких температур и теоретически,
и практически изучена недостаточно. Для оценки работоспо-
собности большинства машин, применяемых на Севере, общие
принципы математической теории надежности оказываются
малопригодными, а физические аспекты этой теории — не-
изученными. До сих пэр нет единых основ подхода к созда-
нию техники, учитывающей специфические особенности
Севера.
Основой такого подхода может служить идея проф.
Н. Г. Домбровского о том, что современные машины, приме-
няемые в любых природно-климатических районах, должны
отвечать следующим основным требованиям: технологиче-
ским, производственным, экономическим, социальным [2].
5
Технологические требования в общем виде сводятся к вы-
полнению машиной своего функционального назначения
с высоким качеством работ при минимуме совокупных трудо-
вых и материальных затрат на производство данного вида
работ в конкретном диапазоне грунтовых и природно-клима-
тических условий.
Производственные требования сводятся к тому, чтобы на
всех стадиях создания и изготовления машин была обеспече-
на прогрессивная технология производства, гарантиру-
ющая необходимые эксплуатационные параметры созданной
машины.
Экономические требования сводятся к обеспечению мини-
мума совокупных трудовых и материальных затрат, отнесен-
ных к единице продукции машины, в течение экономически
оправданного оптимального срока ее службы. При формули-
ровке экономических требований к машинам следует учиты-
вать суммарный народнохозяйственный эффект, а не эффек-
тивность мероприятий только на стадии их изготовления или
эксплуатации.
Социальные требования заключаются в обеспечении не-
обходимой безопасности труда и создании максимума удобств
для обслуживающего персонала. Особое значение приобрета-
ют рассматриваемые требования в связи с расширением гра-
ниц природно-климатических районов эксплуатации машин.
С указанных позиций в настоящей работе авторы попы-
тались обобщить современные представления о низкотемпе-
ратурной работоспособности машин и оборудования. Основ-
ное внимание при этом уделялось анализу хрупкого разру-
шения и абразивного изнашивания деталей машин.
Авторы пользуются случаем, чтобы выразить искреннюю
благодарность своим коллегам по работе, без помощи кото-
рых многие исследования по рассматриваемым вопросам не
были бы выполнены,— Яковлеву П. Г., Гуляеву В. П., Стеба-
кову И. М., Тулохонову К. Н. (Институт физико-технических
проблем Севера ЯФ СО АН СССР), Гурьяновой В. И., Ор-
ловой Г. Л., Коробейниковой Г. И., Шумскому Г. В. (Крас-
ноярский ПромстройНИИпроект).
Особенную благодарность авторы приносят члену-коррес-
понденту АН СССР Н. В. Черскому, по инициативе и при
активной поддержке которого в Якутском филиале СО АН
СССР были начаты систематические исследования, направ-
ленные на повышение хладостойкости техники и металло-
конструкций. Ценные советы, деловые замечания Н. В. Чер-
ского на различных этапах работы оказались весьма необ-
ходимыми.
Считаем приятным долгом выразить благодарность рецен-
зентам книги, кандидатам технических наук Р. С. Григорьеву
и В. Е. Конашу.
6
ЧАСТЬ I
ХРУПКОЕ РАЗРУШЕНИЕ ДЕТАЛЕЙ
И СВАРНЫХ КОНСТРУКЦИЙ МАШИН
Глава 1
МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЯ РАБОТОСПОСОБНОСТИ МАШИН
Понятия и принципы оценки
работоспособности машин
Под работоспособностью по ГОСТу 13377-67 понимается
«состояние изделия, при котором оно способно выполнять за-
данные функции с параметрами, установленными требования-
ми технической документации». При этом работоспособность
машин разного функционального назначения должна оцени-
ваться по-разному. Но для всех машин в этом случае условия
эксплуатации должны учитываться в технической документа-
ции на изделие. Тот же ГОСТ под надежностью рекомендует
понимать «свойство изделия выполнять заданные функции,
сохраняя свои эксплуатационные показатели в заданных пре-
делах в течение требуемого промежутка времени или требу-
емой выработки».
За последние 20 лет значительное развитие получили ма-
тематические теории и модели надежности. Рассматривая
надежность как один из показателей работоспособности,
нельзя полностью согласиться с предлагаемой в этих теори-
ях трактовкой данного вопроса. В математической теории
надежности основным ее критерием является вероятность без-
отказной работы, которую можно определить из выражения
т
— f >.(Т)<Й
р=е ° , (I)
где —интенсивность возникновения отказов.
По этой формуле максимально возможная вероятность
безотказной работы нерезервируемой системы (а таковыми
является большая часть рассматриваемых машин) не может
быть более 0,37, т. е. теряется физический смысл работоспо-
собности машины (детали, узла).
Обычно, рассматривая вопросы работоспособности машин
при низких температурах, отмечают только повышенную зим-
нюю аварийность. Это неверно, так как при использовании
хладостойких материалов вероятность безотказной работы
машин соответствующим образом улучшается по экспоненте.
7
В то же время естественный износ деталей (даже повышен-
ной долговечности) характеризуется нормальным законом
распределения этих величин. Даже полностью ликвидировав
аварийные поломки деталей машин, невозможно достигнуть
стопроцентных показателей их работоспособности.
Поскольку сроки службы деталей машин в реальных ус-
ловиях эксплуатации колеблются в значительных пределах,
т. е. это величина случайная, то вероятность Р(Т) нормаль-
ной работы машины (детали) в течение некоторого срока
службы Т можно выразить плотностью распределения этой
функции f(T) и определить из выражения [3]
оо
= $ (2)
т «
В связи с тем, что внезапные выходы машины (детали)
из строя описываются экспоненциальным, а постепенные (из-
носные)— нормальным законом распределения, вероятность
нормальной работы машины (детали) должна быть некото-
рой суммарной функцией и может быть определена из выра-
жения
Р (Т) = ct е~т/тср + c2-F[(T- Tcv)!a]: [F (Tcp/a)], (3)
где Т — длительность требуемого периода работы машины
(детали), маш-ч; 7%— средняя длительность работы ма-
шины до выхода машины (детали) из строя, маш-ч; а —
среднее квадратичное отклонение величины Tcv; с: и с2 —
коэффициенты, зависящие от соотношения частот внезапных
и постепенных отказов.
Выражение (3) показывает, что при отсутствии аварий-
ных поломок (первый член уравнения равен 0) вероятность
Р(Т) будет близка к единице при условии' 107% = Т. При
одинаковой доле внезапных и постепенных отказов (q = с2 =
= 0,5) и Р(Т) в пределах 0,8—0,9 величина TDV должна быть
в 5—8 раз больше Т. В случае, когда постепенных отказов не
наблюдается (второй член уравнения равен 0), вероятность
безотказной работы машины будет полностью определяться
аварийными поломками деталей. При этом, как показано ра-
нее [4], если Tev = T\ то Р(7) =0,37, что, естественно, не обес-
печивает необходимой работоспособности машины.
Зависимость вероятности нормальной работы машины (3)
указывает на двойственную природу работоспособности ма-
шин в условиях эксплуатации, т. е. ни прочность, ни износо-
стойкость не могут однозначно определять работоспособность
техники. Если прочностные характеристики деталей в насто-
ящее время в какой-то мере можно рассчитать, то износ
многих деталей на стадии создания машин определить не
удается. Это приводит к тому, что машина уже с момента
8
ее создания не является полностью работоспособной. Пред-
ложенное Б. Н. Боголюбовым [3] понимание надежности от-
ражает общую работоспособность машины (детали) и физи-
ческий смысл происходящих процессов.
Любая машина работает в какой-то системе, т. е. ее рабо-
тоспособность определяется суммой факторов, воздействую-
щих как непосредственно, так и косвенно на прочностные и
износные характеристики деталей. Эта система может быть
представлена в первом приближении цепочкой человек —
машина — среда. С понижением температуры эксплуатации
в этой системе происходят следующие изменения:
ухудшаются условия работы обслуживающего персонала
(воздействие климатических факторов, громоздкая одежда
и пр.);
усложняются технологические условия работы машины
(снегозаносимость, наледи, появление скрытых негабаритов
и пр.);
увеличиваются рабочие нагрузки в механизмах машины
(замерзание и загустевание смазки, изменение посадок в со-
пряженных парах и пр.);
видоизменяются напряженное состояние и служебные
свойства машиностроительных материалов.
Эффективно учитывать первые два изменения при разра-
ботке машин, как правило, не удается. Два других изменения
обязательно должны быть учтены при создании машины,
поскольку учет этих изменений позволяет существенно улуч-
шать ее работоспособность в условиях эксплуатации.
Сбор и систематизация исходной информации
Сбор любой исходной информации в эксплуатационных
условиях представляет определенные трудности. Между тем,
только достоверная информация, полученная в достаточном
объеме, может характеризовать эксплуатационную надеж-
ность и работоспособность любой машины.
М. А. Елизаветин [5] предлагает весь объем информации
рассматривать по четырем основным группам: адресная;
о времени обнаружения дефекта; об условиях, в которых воз-
ник отказ; о влиянии профилактических и ремонтных работ
на надежность машин, узла, детали.
К первой группе информации он относит сведения о номе-
ре изделия, заводе-изготовителе, месте, где используется ма-
шина, о типе и номере узла и т. д. Во вторую группу вклю-
чаются сведения о дате и времени возникновения неисправ-
ности, наработке машины (узла, детали), количестве
нагружений и числе циклов и т. п. В третьей группе — све-
дения об условиях, в которых произошла неисправность.
К четвертой группе автор относит данные, показывающие
9
влияние профилактических и ремонтных работ на надежность
и долговечность машин. В этом случае рекомендуется полу-
чать информацию о количестве и характере профилактических
работ, замене деталей, их регулировке и наладке и т. д.
Предложенная группировка в целом охватывает все ос-
новные сведения, необходимые для оценки эксплуатационной
надежности детали или машины. Однако в условиях Севера
появляются некоторые дополнительные особенности работы
машин, которые определяются специфическими природно-
климатическими факторами. Выявление этих особенностей
и правильный их учет при сборе и обработке информации —
главные отличительные признаки предлагаемой методики.
Сбор исходной информации должен осуществляться по
основным типам серийно выпускаемых машин, а также по
опытным образцам и партиям машин, которые намечены
к производству в ближайшие годы. Данные по серийным
машинам дают возможность оценки их усредненной работо-
способности для определенного природно-климатического
района. Информ-ация по опытным образцам машин хотя и
единична, но тем не менее позволяет оценить основные кон-
структивные и технологические недостатки испытываемой
техники.
Существующие методы сбора исходной информации мож-
но разделить на два основных вида: пассивные и активные.
К пассивным относится получение исходных данных по от-
четной документации экспулуатационных хозяйств, которая
даже при совершенной системе ведения не гарантирует
полного наличия требуемого материала. В этом случае всегда
необходимо заранее оценивать достоверность получаемой ин-
формации. Источниками пассивной информации могут быть
следующие материалы: журналы работы машин; оперативная
диспетчерская отчетность; акты аварий крупных деталей;
сводные ведомости использования машин; технологические
карты ремонта машин; ежесменные рапорты машинистов.
К источникам пассивной информации можно отнести сис-
тематизированные данные различных научно-исследователь-
ских организаций и опубликованные работы, а также клима-
тологические сведения по данному району эксплуатации ма-
шин, обычно получаемые на метеостанциях.
Наиболее полными сведениями о работоспособности при-
меняемых машин обладают предприятия горнорудной про-
мышленности, учет и отчетность которых вполне приемлемы
для выполнения статистических исследований. Отчетность
эксплуатационных хозяйств строительных организаций не
всегда гарантирует достоверность результатов исследований
в допустимых пределах их точности. В таких случаях необхо-
димо чаще использовать активные приемы сбора исходной ин-
формации, к которым относятся: хронометражные наблюде-
10
ния, инструментальные исследования, осмотр разрушившихся
деталей и отбор проб для металлографических исследований.
Перечисленные активные приемы сбора исходной инфор-
мации употребляются на практике значительно реже, чем
получение данных по отчетной документации. Обычно они
используются для выборочного подтверждения результатов,
полученных при анализе пассивной информации. В этом слу-
чае количество выполняемых хронометражных наблюдений,
инструментальных исследований, проб материалов также
должно быть тщательно обосновано в соответствии с требо-
ваниями их достоверности на основе методов математической
статистики.
Методику проведения хронометражных наблюдений целе-
сообразно разрабатывать для каждого конкретного типа ис-
следуемой машины, а также и для инструментальных ис-
следований. При этом особое внимание необходимо уде-
лять выяснению реальных нагрузок, скоростей, циклов
нагружения и пр.
Пробы материалов для лабораторных исследований отби-
раются таким образом, чтобы не нарушать структурного сос-
тояния металла, т. е. при помощи механических и анодноме-
ханических способов резки материалов. Когда применяется
газопламенная резка или электросварка, сечение реза должно
находиться на расстоянии не менее 250 мм от сечения раз-
рушения, причем последнее не должно подвергаться каким-
либо дополнительным воздействиям.
Рассматриваемая методика легко применима к так назы-
ваемым «фиксируемым» поломкам, т. е. ведущим к остановке
машин и механизмов. Гораздо сложнее выявить те поломки,
которые не ведут к остановке машины, а заменяются или вос-
станавливаются при проведении технического обслуживания
и ремонта техники. Такие разрушения иногда бывают мас-
совыми (зубья ковшей экскаваторов, башмаки и отвалы
бульдозеров и т. п.). Особенно трудно в этих случаях уста-
новить время возникновения трещин, которые в конечном ито-
ге приводят к разрушению.
Сбор материалов по данным систематических или выбо-
рочных осмотров машин является разновидностью активного
способа получения информации. Сочетая определенным
образом пассивные и ’ активные способы получения ис-
ходной информации, можно добиться повышения ее досто-
верности.
Для организации систематизированного сбора исходной
информации необходимо внедрять в эксплуатационных орга-
низациях «Журнал отказов машин» (прил. 1). В этом случае
полученная информация будет наиболее полной и объектив-
ной. Желательно также организовать одновременно с веде-
нием журнала отбор проб из деталей, не подлежащих вос-
Ц
становлению после поломки. В случае возникновения крупных
аварий следует составлять подробный «Акт по расследова-
нию аварии» (прил. 2).
При выборе машин для исследования целесообразно знать
количество их в эксплуатационных организациях. Известно,
что достоверные результаты можно получить при наличии
данных не менее чем по 30 изучаемым объектам [6]. Следо-
вательно, наиболее выгодно собирать информацию в круп-
ных эксплуатационных организациях, имеющих достаточное
количество однотипных машин. Тем не менее обычно в одной
эксплуатационной организации не удается охватить доста-
точное количество однотипной техники. Тогда следует вести
наблюдения в нескольких хозяйствах данного природно-кли-
матического района. При этом может быть и другой путь—
удлинение срока наблюдений за меньшим количеством ма-
шин. Особенно это относится к опытным образцам.
Предварительный выбор района должен базироваться на
анализе природно-климатических факторов. Район исследо-
вания должен выбираться таким образом, чтобы в нем можно
было с достаточной степенью достоверности определить влия-
ние исследуемых природно-климатических условий на рабо-
тоспособность машин. Для статистически полного изучения
исследуемых закономерностей необходимо выбирать 3—4 при-
мерно равных по климатическим данным района. Для срав-
нения целесообразно также проводить исследования в резко
контрастных природно-климатических условиях. Это позво-
лит наиболее четко определить влияние тех или иных фак-
торов и условий на работоспособность техники.
Рациональная систематизация исходной информации мо-
жет существенно повысить ее качество. Ее сущность заклю-
чается в формировании картотеки разрушившихся деталей,
комплектуемой из «Карточек разрушенной детали» (прил.З).
При этом не имеет значения, по какой методике
получена исходная информация о разрушенной дета-
ли. Карточка должна составляться и при отсутствии
некоторых данных. В любом случае информация окажется
полезной.
Каждой карточке присваивается шифр, отражающий оп-
ределенную группу машин (например, «ЭК» — экскаваторы
карьерные, «КБ» — краны башенные и т. д.), и порядковый
номер данной карточки в данной группе машин. Этот номер
служит для регистрации карточки, так как составление кар-
тотеки ведется по схеме: «группа машин» — «машины опре-
деленной марки» — «конкретный узел данной машины» —
«конкретная деталь» — «определенное сочетание разруше-
ния» — «применяемый материал».
При заполнении раздела I нужно уделять особое внима-
ние возможным причинам разрушения и характеристике мес-
12
та излома детали. Желательна фотосъемка сечения и общего
вида разрушенной детали, а также нанесение схемы разру-
шения на специальный чертеж детали.
Наибольший интерес для конструкторов, работников экс-
плуатационных организаций и изготовителей машин пред-
ставляют выводы и рекомендации по результатам анализа
разрушенной детали, которые приводятся на третьей стра-
нице карточки. При ее заполнении нужно тщательно проана-
лизировать все материалы по разрушению данной детали,
так как выводы и рекомендации по улучшению работоспо-
собности любой конструкции должны внедряться в произ-
водство. Обобщающие выводы и рекомендации по определен-
ным группам деталей должны разрабатываться только на
основе достаточного количества наблюдений [6].
Пункт 1 раздела II (см. прил. 3) карточки о соответствии
материала требованиям чертежа по химическому составу,
ударной вязкости и термообработке заполняется только по
результатам лабораторных исследований материала разру-
шившейся детали.
К карточке следует приложить фото поломки, схему раз-
рушения детали, микроструктуру применяемого материала,
макроструктуру сечения разрушения и пр. Если имеются ка-
кие-нибудь специфические особенности поломки, то рекомен-
дуется составлять пояснительную записку.
Схема детали должна выполняться по рабочим чертежам,
с показом всех основных «опасных» сечений детали, по кото-
рым возможно ее разрушение. На схеме обязательны также
габаритные размеры и размеры, отражающие привязку се-
чения разрушения к какой-либо базе детали. На пробы ма-
териала разрушившихся деталей заполняется специальный
вкладыш в «Карточку разрушенной детали» (прил. 4).
Эффективность использования картотеки зависит прежде
всего от качества и объема накопленной информации. При
наборе 20—30 однотипных карточек возможна разработка
практических рекомендаций. Поэтому на первый план вы-
двигаются вопросы получения необходимого объема досто-
верной информации по разрушениям однотипных деталей.
Это, конечно, не означает, что единичные поломки не подле-
жат анализу.
Обработка информации
Типовой анализ собранной информации должен предусмат-
ривать выявление:
основных причин разрушения данной детали (узла);
типичных видов разрушений деталей в зависимости от их
конструктивного решения;
13
основных недостатков применяемых материалов (неудов-
летворительная термообработка, ударная вязкость, прочность
и т. д.);
статистических закономерностей разрушения деталей от
применяемых материалов;
характера распределения поломок по месяцам года от-
дельно для разных конкретных деталей машин;
летней и зимней «норм» аварийности в исследуемом
районе;
изменения относительной частоты разрушений при пони-
жении температуры;
затрат времени и средств на устранение последствий ава-
рийных разрушений деталей машин;
изменения технико-экономических показателей работоспо-
собности деталей в зависимости от изменения температуры
эксплуатации.
Кроме перечисленных по данным картотеки могут анали-
зироваться и другие факторы, определяющие возрастание
количества поломок деталей машин при понижении темпе-
ратуры. По схеме разрушенной детали важно установить
закономерности возникновения поломок в зависимости от
свойств применяемого материала, конструктивных концент-
раторов напряжений и действующих нагрузок.
Любой анализ по выявлению указанных зависимостей
должен проводиться на основе методов математической ста-
тистики. Опыт показывает, что большая часть полученной
в эксплуатационных хозяйствах информации подчиняется
закону нормального распределения, т. е. плотность распре-
деления признака может быть определена по формуле Ля-
пунова [6]
f (х) = (о К2л)-1 • е“'С(аг“а),]/2а2, (4)
где Xi — текущее значение признака исследуемой величины;
а — математическое ожидание признака; о2 — дисперсия
признака; о — среднеквадратичное отклонение.
Математическое ожидание признака определяется по фор-
мулам
п
а = (5)
i=l
Р1=п<1п, (6)
где п—число измерений исследуемой величины; — вероят-
ность появления признака.
Дисперсия и среднеквадратичное отклонения
О2=2(х(—а)2.р/( (7)
<t=VS(x.—Я) 2-Pi. (8)
14
Если исследуемая величина X подчинена нормальному
закону распределения, то из генеральной совокупности бе-
рется объем и, с учетом генеральной средней х. Вероятность
отклонения выборочной средней (х) от генеральной средней
на заданную величину Д, т. е. вероятность того, что выбороч-
ная средняя х попадает в интервал от х—Д до х-|-Д опре-
деляется интегралом вероятности
~ _ __ t
Р{х- Д < х < х + Д) = (/ 2л)-1 J е“'2/2 • dt, (9)
о
где х — генеральная средняя.
Переменная t под интегралом
/ = (х — х)/<т- = Д/а~, (10)
где о~ — дисперсия выборочной средней, определяемая
о~ = о2/п; ' (11)
о2 — дисперсия генеральной средней.
'Из соотношения (10) и (11) получаем
и=о2-/2/Д2. (12)
По формуле (12) вычисляется минимальное количество
карточек, необходимых для исследования детали. Здесь зна-
чение Д задается, a t определяется при данной вероятности
по таблице интеграла вероятности [6]. Дисперсию находят
из выражения
где mt— частота появления признака; N — объем генераль-
ной совокупности (полное количество наблюдений, т. е. кар-
точек, опытов, измерений и т. д.).
Беря различные интервалы рассеивания (для практиче-
ских целей Д=10%) и вероятность попадания в интервал
рассеивания (Р=б,8—0,9), в каждом случае можно опреде-
лить необходимое количество информации.
Приемы математической статистики следует использовать
при установлении законов распределений и при расчете кор-
реляционных зависимостей [6].
Анализ информации
Для анализа аварийности машины важно знать темпера-
туру в момент разрушения детали или узла. Когда ведется
постоянное наблюдение за работой машины, установить ее
несложно. Обычно в районе эксплуатации машины размеща-
ется недельный термограф и при точно зафиксированном
15
времени разрушения температура определяется по показа-
ниям термограммы. Это наиболее точный метод определения
температуры.
В других случаях приходится пользоваться температурой,
полученной по данным ближайшей метеостанции. В районах,
где среднесуточная амплитуда колебаний температуры не
превышает ±5°С, можно пользоваться среднесуточной тем-
пературой. В подавляющем большинстве случаев при прибли-
женном установлении времени разрушения детали следует
пользоваться усредненной температурой двух ближайших
к моменту поломки измерений. В этом случае выборку зна-
чений температуры лучше делать по двухчасовым периодам
измерений.
При определении относительной частоты разрушений не-
обходимо знать продолжительность периода с данной темпе-
ратурой за исследуемый промежуток времени. При отсутствии
таких данных они рассчитываются. Для практических целей
вполне достаточно пользоваться данными ближайшей метео-
станции. При этом эффективнее пользоваться десятиградус-
ными интервалами температур. Та или иная температура От-
носится в определенный интервал в соответствии с приемами
математической статистики при построении гистограмм [6],
причем точность определения температурного периода значи-
тельно выше, чем при расчете по среднесуточным темпера-
турам.
В первую очередь лучше анализировать следующие зави-
симости аварийности машин от температуры эксплуатации:
распределение годового количества поломок по месяцам го-
да; по температурным интервалам; изменение относительной
частоты поломок при изменении температуры. Такие законо-
мерности могут быть построены для группы машин, отдель-
ной машины и конкретных деталей. При этом можно выяснить
специфические особенности работы машины в конкретном
районе эксплуатации.
Кривая распределения поломок по месяцам года исполь-
зуется для анализа влияния температуры на аварийность
машин. Кривая среднемесячной температуры воздуха обычно
повторяет кривую распределения поломок. Распределение
поломок по месяцам года позволяет ориентировочно оценить
увеличение потребности в запасных частях в зимний период
эксплуатации. Приняв летнюю аварийность машины за не-
которую «норму» и зная простои машин, можно рассчитать
ежемесячные аварийные простои. Кроме того, по данному
распределению можно сравнивать работоспособность разных
машин в одном районе эксплуатации или работоспособность
одной машины в разных районах эксплуатации.
Распределение поломок по температурным интервалам
строится обычными приемами, известными в математической
16
статистике [6]. Это распределение показывает прежде всего
температурный интервал, в котором происходит максималь-
ное количество разрушений. Распределение может иметь два
(и более) температурных интервала с повышенной аварий-
ностью деталей машин. Если один из интервалов повышенной
аварийности находится в районе положительных температур,
то можно предположить, что уровень надежности машин,
эксплуатируемых в данном климатическом районе, не соот-
ветствует предъявленным в этом случае требованиям рабо-
тоспособности техники. Можно установить также фактиче-
скую минимальную температуру эксплуатации.
Наиболее интересной зависимостью является изменение
относительной частоты поломок при понижении температуры,
так как оно устанавливает количество разрушений данной
детали, приходящееся на одну машину в том же темпера-
турном интервале. Относительная частота разрушений ащ
может быть определена из выражения
(14)
где Пг — абсолютное количество поломок в i-ом интервале
температур в течение М< машино-дней; М,- — количество ма-
шино-дней в i-ом интервале температур; — количество дан-
ных деталей на одной машине.
Зная относительную частоту разрушений, можно постро-
ить ее функциональную зависимость от температуры, точка
перегиба на которой покажет «опасную» температуру эксплу-
атации, т. е. ту, где начинает возрастать аварийность маши-
ны. Относительной частотой поломок можно пользоваться
также для выявления принципиальных причин повышенной
аварийности машин.
До настоящего времени не разработаны критерии оценки
свойств материалов при понижении температуры. Наиболее
чувствительна к температуре ударная вязкость, которой обыч-
но оценивают склонность металлов к хрупкому разрушению.
В нашей методике ударная вязкость сталей используется для
сравнительной оценки аварийности реальных деталей машин.
Методика ее определения остается общепринятой. Образцы
для определения ударной вязкости вырезаются из разрушив-
шихся деталей. В случае отсутствия необходимого количества
образцов следует определить химический состав и вид тер-
мообработки стали разрушившейся детали. После этого нуж-
но подобрать соответствующую марку стали, изготовить из
нее образцы, термообработать их и провести необходимые
испытания на ударную вязкость. По результатам испытаний
на одном и том же графике строятся зависимости ударной
вязкости и относительной частоты поломок от температуры
(рис. 1). ___
tr> 427697 i
2 >. П. ЛаржФиоа, В. А. Ковальчук | -17
В основу анализа причин
неудовлетворительной хладо-
стойкости деталей машин по-
ложена идея К-В. Попова [7],
которая заключается в следую-
щем (см. рис. 1). Если повы-
шение аварийности деталей и
снижение ударной вязкости их
материала находятся в одном
температурном интервале, то
повышенная хладноломкость
деталей может объясняться в
равной мере как неудовлетво-
рительной хладостойкостью,
повышающими склонность к
Рис. 1. Схема совместного анализа
относительной частоты разрушений
(/, 2, 3) и ударной вязкости (4).
так и другими факторами,
хрупкому разрушению.
Если же рост аварийности деталей происходит при более
низких температурах, чем снижение вязкости, то причина
разрушения заключается в недостаточной хладостойкости
применяемого материала. В этом случае целесообразны по-
вышение хладостойкости материала (например, при помощи
соответствующей термообработки) или его замена.
Более сложным с точки зрения причин разрушения яв-
ляется случай, когда снижение ударной вязкости происходит
при более низких температурах, чем повышение аварийности
деталей. При этом следует полагать, что основные причины
разрушения зависят от конструктивных, технологических и
эксплуатационных факторов, т. е. повышения хладостойкости
материала пока не требуется.
Конструктивные недостатки деталей машин оказывают
существенное влияние на ухудшение их работоспособности
при отрицательных температурах. Однако выявить специфику
этого влияния достаточно сложно. За основу для анализа
конструктивных недостатков деталей машин нами принята
схема разрушения детали (см. прил. 3). Прежде всего уста-
навливается соответствие детали требованиям рабочего чер-
тежа (конструкция, материал, термообработка и технология
изготовления). Влияние материала и вида термообработки
оценивается по описанной методике. Особое внимание уделя-
ется наличию концентраторов напряжений (уменьшение ра-
диуса галтели, сварочный шов и пр.). Технология изготовле-
ния может быть оценена только при осмотре разрушившейся
детали. В этом случае рассматривается фактическая чистота
поверхности, наличие подрезов, качество сварки и пр.
Установление соответствия изготовленной детали требова-
ниям рабочего чертежа еще не дает оснований для утверж-
дения ее конструктивной надежности. Даже при полном
соответствии требованиям рабочего чертежа возможно раз-
18
рушение деталей вследствие их конструктивных недостатков.
Так, массовое разрушение напорной оси экскаватора СЭ-3
происходило из-за ее конструктивного недостатка, заложен-
ного при проектировании (размещение отверстия для смазки
в рабочем чертеже было предусмотрено в растянутой зоне).
Поэтому для выявления причин разрушения детали следует
нанести на схему сечение разрушения. Если сечение разру-
шения проходит по месту одного из возможных концентрато-
ров напряжений (галтель, шпоночная канавка, отверстие,
сварочный шов и пр.), то расчетную схему следует рассмат-
ривать с учетом возможных пиковых напряжений в данном
сечении. Сложные случаи сочетания концентраторов напря-
жения можно промоделировать в лабораторных условиях.
Существенную помощь при анализе конструктивных не-
достатков детали может оказать серия фотографий конкрет-
ных разрушений. Поэтому как при систематических, так и
при разовых наблюдениях необходимо постоянно проводить
фотосъемку разрушившихся деталей с обязательным их об-
мером.
По предлагаемой методике было составлено и обработано
свыше 2,5 тыс. карточек разрушенных деталей. Анализ этих
данных позволил определить основные закономерности ава-
рийных разрушений по пяти районам (Красноярск, Якутск,
Норильск, Ирша-Бородино, Железногорск-Илимский).
Типизация недостатков серийных машин
и виды разрушения их деталей
На основе обобщения исходной информации можно от-
метить следующие типичные недостатки серийно выпускаемых
горных, строительных и дорожных машин (без учета машин
специального изготовления):
отсутствие на выпускаемых машинах обогреваемых кабин
с удовлетворительным обзором (незамерзающие стекла);
большая трудоемкость и неудобство выполнения основных
операций технического обслуживания и ремонта машин;
неудовлетворительная ремонтная технологичность машин
и механизмов;
отсутствие работоспособных приспособлений и устройств
для запуска двигателя при значительных отрицательных тем-
пературах;
отсутствие централизованной системы смазки и большое
количество мест смазки;
недостаточная надежность в работе гидравлических
систем;
преждевременный выход из строя различных уплотнений
из неморозостойкой резины;
2*
19
низкое качество сварки металлоконструкций, особенно
тяжело нагруженных (различные рамы и т. д.);
отсутствие, как правило, термической обработки сварных
соединений;
изменение посадок в сопряженных парах, изготовленных
из различных материалов;
разрушения деталей в сечениях, ослабленных концентра-
торами напряжений при понижении температуры;
неудовлетворительная износостойкость и хладостойкость
применяемых материалов;
неравномерный износ деталей в узлах, поставляемых и за-
меняемых в сборе;
высокие удельные давления на грунт в летних условиях
эксплуатации при наличии влагонасыщенного грунта.
Названные недостатки относятся практически ко всем
типам выпускаемых машин. Естественно, каждый из указан-
ных недостатков для разных типов машин имеет различный
удельный вес в их общей работоспособности. Причины, опре-
деляющие недостатки машин, можно разделить на три груп-
пы: конструктивное и технологическое несовершенство вы-
пускаемой техники; низкий уровень технического обслужи-
вания и ремонта машин; неудовлетворительный уровень
организации производства в условиях сурового климата.
Указанные причины и изменения, происходящие в системе
человек — машина — среда, обусловливают увеличение ава-
рийности машин (т. е. снижение их работоспособности};
в зимний период, что связано прежде всего с увеличением
количества хрупких разрушений деталей и узлов машин.
Факторы, ответственные за возникновение разрушения
деталей машин и сварных соединений в условиях низких тем-
ператур, более подробно рассмотрены в последующих главах
книги. Коротко остановимся на трех из них, на которые осо-
бенно следует обращать внимание при эксплуатации машин
и конструкций на Севере: увеличение хрупкости материала
при понижении температуры, приводящее к полной или час-
тичной потере им вязкостных свойств; наличие концентрато-
ра напряжений (канавка, отверстие, дефект сварного шва,
сварочный «ожог», трещина и т. д.); статическая или дина-
мическая перегрузка.
Первый фактор зависит от свойств применяемого мате-
риала, его термообработки, технологии изготовления и др.
В этом случае обслуживающий персонал машины не может
существенно повлиять на изменение служебных свойств де-
тали или узла. Однако все работники предприятий, эксплуа-
тирующих технику при отрицательных температурах, должны
обладать необходимым запасом сведений о свойствах мате-
риалов, которые заменяются при ремонте или модернизации
машины. Второй фактор определяется как конструктивным
20
несовершенством отдельных деталей, так и значительным
ухудшением их служебных свойств в процессе ремонта или
модернизации. Уменьшение влияния данного фактора зависит
от всех служб предприятия, обеспечивающих эксплуатацию,
техническое обслуживание и ремонт машин. Путем своевре-
менных и качественных осмотров машины в период ее экс-
плуатации при низких температурах можно частично умень-
шить влияние данного фактора.
Третий фактор полностью зависит от экипажа машины
и его квалификации. Поэтому при подготовке к зимнему
периоду эксплуатации машин следует проводить специальные
мероприятия по повышению квалификации обслуживающего
персонала. Характерно, что с понижением температуры резко
увеличивается количество нарушений правил технической
эксплуатации машин. Анализ аварийности карьерных экска-
ваторов в Норильске (рис. 2) показал, что количество нару-
шений правил технической эксплуатации машин при темпера-
турах около минус 30°С по сравнению с интервалом поло-
жительных температур возрастает почти в 10 раз.
Обычно все происходящие при низких температурах раз-
рушения деталей машин понимаются как хрупкие. В дейст-
вительности могут быть следующие виды разрушений: соб-
ственно хрупкие; усталостные; вязкие; коррозийно-эрозион-
ные; разрушения в результате износа трущихся поверхностей.
Понижение температуры эксплуатации увеличивает ин-
тенсивность возникновения всех видов разрушений. Следует
подчеркнуть, что накопление усталост-
ных повреждений, коррозийно-эрози-
онные процессы, износ трущихся по-
верхностей могут ускорить возникно-
вение хрупких разрушений, создавая
условия зарождения и лавинного рас-
пространения трещин.
Особо укажем на разрушения, свя-
занные с превышением допускаемых
напряжений, которые возможны в двух
случаях: когда нагрузка возрастает
(Р->оо), а площадь опасного сечения
остается постоянной; когда нагруз-
ка остается постоянной, а площадь
опасного сечения уменьшается (Р->0).
В первом случае разрушение прои-
зойдет тогда, когда или при расчете
занижена нагрузка (неправильно оп-
ределены вариации максимальных эк-
сплуатационных нагрузок), или в усло-
виях эксплуатации возникла недопу-
стимая нагрузка за счет нарушения
О —।—।—I—1—г—,
-40-30-20-Ю 0 10
Т°С
Рис. 2. Распределение ча-
стоты нарушений правил
технической эксплуата-
ции карьерных экскава-
торов по температурным
интервалам.
21
правил эксплуатации. Поскольку сечение детали остается в
этом случае постоянным, то, следовательно, материал по из-
носостойкости выбран правильно. Этот вид разрушения опре-
деляет только внезапные отказы, т. е. полностью входит в
первый член формулы (3).
Во втором случае разрушение произойдет тогда, когда
площадь опасного сечения уменьшится до недопустимых пре-
делов. Обычно уменьшение площади опасного сечения связа-
но с неудовлетворительной износостойкостью выбранного ма-
териала, т. е., несмотря на удовлетворительные прочностные
характеристики, этот материал должен быть заменен более
износостойким. Данный случай разрушения деталей машин
часто встречается в узлах, контактирующих с абразивом, так
как абразивный износ — наиболее катастрофический вид из-
носа. Рассматриваемый вид разрушения носит двоякий харак-
тер. С одной стороны — это постепенный отказ, с другой —
типичный внезапный отказ, наблюдающийся при определен-
ных условиях. Этот вид разрушения, по сути, ухудшает пер-
вый член формулы (3), хотя, если разрушения еще не про-
изошло, он определяет второй член той же формулы.
Таким образом, основная альтернатива аварийности де-
талей машин (т. е. их работоспособности) заключается в вы-
боре материала как по прочности, так и по износостойкости.
В расчетах должна учитываться та нагрузка, которая с оп-
ределенной степенью вероятности может возникнуть в эксплу-
атационных условиях. Кроме этого, в конструкциях машин
должны быть предусмотрены соответствующие ограничители
нагрузки. Это позволит полностью исключить внезапный вы-
ход из строя тех деталей, разрушения которых возникают по
вине обслуживающего персонала, допускающего перегрузку
машины.
Глава 2
ХРУПКОЕ РАЗРУШЕНИЕ МЕТАЛЛОВ
Механизм разрушения
поликристаллических металлов
При упругопластической деформации материалов под дей-
ствием приложенного напряжения хрупкое разрушение поли-
кристалического материала происходит в три стадии: раз-
рыв межатомных связей с образованием новых поверхно-
стей— зарождение микротрещины; подрастание последней
22
до критических размеров; заключительное продвижение тре-
щины до разделения тела на две и более частей.
Зарождение микротрещин и их рост трактуются с позиций
дислокационного механизма. Изменение характеристик де-
формации и разрушения металлов при понижении темпера-
туры объясняется температурной зависимостью напряжения,
необходимого для преодоления дислокациями препятствий
(примесных атомов, границ зерен, вакансий и т. д.).
Имеется много различных дислокационных механизмов
образования зародышевых трещин [8—13]. Зарождение тре-
щины скола при негомогенной пластической деформации в
металлах объясняется тем, что у конца задержанной полосы
скольжения возникает большая концентрация сдвиговых на-
пряжений, по величине превышающая силы межатомной
связи материала. Поэтому возникает трещина сдвига. Необхо-
димое напряжение достигается блокированием дислокаций
у барьеров, которыми могут служить границы зерен в поли-
кристаллах или частицы твердой второй фазы в загрязненных
металлах. В зависимости от кристаллической структуры ма-
териала возможны и другие механизмы зарождения трещины
(рис. 3). Общим для всех механизмов зарождения трещин яв-
ляется то, что этот процесс — следствие пластической де-
формации.
Для начала разрушения у конца полосы скольжения дли-
ной L эффективное напряжение сдвига та должно быть равно
разности приложенного напряжения сдвига т и напряжения
трения решетки т£:
то=т—Ti=n-b-G, (15)
где п — количество дислокаций в скоплении; 5 — вектор Бюр-
герса; G — модуль сдвига.
При этом приложенное напряжение сдвига должно пре-
вышать
Ta=]/12G7/irL, (16)
где 7 — поверхностная энергия.
Напряжение, приводящее к движению дислокаций и воз-
никновению зародыша трещины, совершает работу, равную
произведению приложенного напряжения на пластическое
смещение (a'Xnb). Эта работа должна быть достаточной для
создания новых поверхностей с определенной поверхностной
энергией.
Решение Гриффитсом [14] задачи о разрушающей на-
грузке для случая хрупких материалов с изолированной пря-
молинейной трещиной и учет в ней сил межчастичного сцеп-
ления являются исходными для исследования хрупкого раз-
рушения не вполне хрупких материалов. После зарождения
трещины и достижения ею критических размеров условия
23
Рис. 3. Механизмы докритического подрастания микротрещин
по Зинеру (а), Оровану (б), Коттреллу — Оровану (в), Гидма-
ну—Стро (а) и Орлову (б, е).
л — группа дислокаций; Ь — вектор Бюргерса; АА'— плоскость скола:
т — сдвиговое напряжение, действующее в плоскости 5Л.
развития такой трещины (т. е. ее самопроизвольный рост
с выделением упругой энергии) можно рассматривать с по-
зиций модифицированного критерия Гриффитса [15], учиты-
вающего работу пластической деформации
oF= [2£(Ys+YP)/na],/!, (17)
где — разрушающее напряжение; — истинная удельная
поверхностная энергия; уР — работа пластической деформации
у вершины растущей трещины; 2а— длина эллиптической
трещины; Е — модуль упругости.
Поскольку для большинства металлов т₽= 103 • ^в, урав-
нение (17) принимает вид
oF= (2£,'уР/ла) ч‘. (18)
Комплексные представления о микромеханизме зарожде-
ния трещины и ее подрастании сформулированы в работе
[16]. Введение понятия микропластических деформаций, су-
ществующих в тонком слое материала в вершинной области
24
трещины, позволяет учитывать удельную энергию пластиче-
ской деформации наряду с поверхностной энергией материа-
ла. Такой подход значительно расширяет область применения
результатов теории хрупкого распространения трещин.
Ирвин [17] и Орован [18] сформулировали принципы си-
лового подхода к решению задач для сплошных тел с тре-
щинами. При деформировании твердого тела внешними си-
лами отношение величины освобождающейся упругой энергии
тела (Д№) к приращению поверхности разрыва перемещений
(AS) становится критерием распространения трещины G.
Использование полуобратного метода Вестергарда при ана-
лизе напряженного состояния в вершине трещины приводит
к разложениям следующего типа:
ах= (EG/л)'’‘(cos 0/2) (У2г)-1 (1—sin 0/2-sin 30/2),
(EG/л)1/1 (У2г) -1 cos 0/2 (1 -f-sin 0/2 sin 30/2),
t^= (EG/ti) 'h (У2г)-1 • sin 0/2 • cos 0/2 • cos 30/2.
(19)
Анализ интенсивностей напряжений (по Ирвину Ki =
= EG/n) показывает, что разрушение наступит в момент до-
стижения критического распределения напряжений, которое
устанавливается уравнениями линейной теории упругости.
Введенное Ирвином понятие критического коэффициента ин-
тенсивности напряжений (Кю; Кпс; Кшс) является в настоя-
щее время одним из критериев сопротивления металлических
материалов хрупкому разрушению. В зависимости от формы
и размеров тела и трещины, а также от способа нагружения
тела этот коэффициент имеет различные значения. При этом
решение целого ряда краевых задач, которые представляют
собой самостоятельную область теории упругости, сводится
к определению коэффициента интенсивности напряжений.
Рассмотрение напряженного состояния в вершине трещи-
ны показывает, что оно может быть представлено в виде трех
составляющих: нормальный разрыв, связанный с о, и два
сдвиговых, соответствующих тхи, т1г (рис. 4). В условиях плос-
кодеформированного состояния в вершине трещины взаимо-
связь между критерием
G и коэффициентом ин-
тенсивности напряжений
выглядит
K2=EG/(1—ц,3). (20)
Оценка склонности ма-
териала к хладноломко-
сти при помощи коэффи-
Рис. 4. Основные типы смещения поверх-
ностей трещины.
У
циента интенсивности на-
пряжений к реализу-
25
ется сравнительно легко, если известны величина приложен-
ного напряжения, длина трещины и геометрические размеры
тела. Одним из важных прикладных значений применения
коэффициента интенсивности напряжений К является анализ
коэффициентов интенсивности для пластин с несквозной тре-
щиной [19]. Предполагается, что трещина представляет со-
бой полуэллипс, границы которого описываются канониче-
ским выражением
(Х/<т)2+(Z/c)2= 1, при этом а<с. (21)
Параметрическое представление границы эллипса Х=
=a-sin ср, Z=c-cos ср дает
G= [n(l—п2)о2] (ЕФ)-1(я/с) -]/а2cos2tp-f-c2sin2ср, (22)
где Ф — эллиптический интеграл, определяемый выражением
Я/2
Ф= [ ]/sin2ср + (а/с)2cos2ср • dcp. (23)
о
Примечательно, что условие максимума G приводит
к трансформации эллиптической трещины в круглую при воз-
растании о. Тогда для практической реализации коэффици-
ент интенсивности напряжений описывается выражением
К= 1,21о2//[Ф2—0,212 (о/от)2]. (24)
В качестве других подходов к теории квазихрупкого раз-
рушения поликристаллических металлов необходимо указать
на работы, решающие задачи о предельном равновесии хруп-
ких трещин [20—22], в которых исследованы конечность на-
пряжений в вершине трещины, структура вершинной части
трещины и др. Теоретическая модель Г. И. Баренблатта [22]
основана на условии конечности напряжений и построена на
таких гипотезах, как малость области, на которой действуют
межчастичные силы сцепления, по сравнению с размерами
трещины, а также независимость формы трещины в вершин-
ной области от действующих нагрузок. Условие распростра-
нения трещины формулируется исходя из гипотезы плавности
смыкания ее берегов и решения Снеддона, при этом вводится
модуль сцепления К- Построенная Г. И. Баренблаттом мо-
дель сводится к критериям распространения трещин на осно-
ве анализа интенсивности напряжений.
В работах [21, 23] выдвигается модель хрупкого тела,
в которой рассматриваются силы взаимодействия между по-
верхностями трещины. Условие несоблюдения закона Гука
в вершине трещины при неоднородном поле напряжений
[14, 20] позволяет определять силы взаимодействия в зави-
симости от расстояния между атомными плоскостями
(рис. 5, а). Тогда силы взаимодействия в заштрихованной
26
Рис. 5. Зависимость сил взаимодействия от расстояния между атом-
ными плоскостями (а) и модель Леонова — Панасюка (б).
части диаграммы можно представить выражениями
Р(к)=0 при л2Хо, (25)
Pa)=ffMOp[l — (X—lm)/(l-6m)Xo] при Х0<Х^2Х0, (26)
em=(Xm—Хо) /Хо=4у/£'Хо, (27)
где у — поверхностная энергия твердого тела.
Если предположить, что область в вершине -трещины опи-
сывается на основе анализа сил взаимодействия между атом-
ными плоскостями, то можно построить критерий оценки
склонности материала к хрупкости по раскрытию трещины,
приняв для этого случая <5К модель для идеально хрупкого
тела (рис. 5, б). Модель обладает следующими свойствами:
а) максимальные растягивающие напряжения не превос-
ходят предела хрупкой прочности ох. п;
б) пусть о<<7х. п, тогда зависимость между напряжением
и деформацией линейна (закон Гука);
в) при о=ох. п происходит образование трещины;
г) имеется критерий бк, т. е. силы притяжения между бе-
регами равны щ. п, если 2V(/q, I, <?)=6К; в противном слу-
чае они равны нулю.
Необходимость учета влияния пластической зоны упроч-
няющихся материалов приводит к решению задач о напря-
женном состоянии в окрестности вершины трещины в упруго-
пластической постановке [24, 25]. Г. П. Черепанов [25] по-
казывает, что задача о теле с трещиной из упрочняющегося
материала с развитой пластической зоной сводится к задаче
теории пластичности в окрестности трещины
Кр = 2у£/(1 — ц2) при р < г < d, р «С г < L,
27
а при условии Kj* = lim [(2л • Xi)(h+2^ 1 • a]
К?*1'2 = k^la, (28).
где a, z — постоянные материала, характеризующие упроч-
нение; у — работа конечных пластических деформаций; М—
безразмерная функция х.
Связь между критическим коэффициентом интенсивности
Kic и Ki* выглядит так:
к^2 = Л2 • a? • Kic, (29}
где ^2 — безразмерная величина, близкая к 1.
Дальнейшие исследования по разработке новых подходов
к механике разрушения направлены на установление опреде-
ленной корреляции между характерными критическими раз-
мерами пластической зоны с такими параметрами, измерение
которых не представляет трудностей. Такой подход особенно
важен для конструкционных материалов, способных образо-
вывать значительную пластическую зону в вершине концент-
ратора. С этих позиций были созданы предпосылки [26, 27]
для измерения критического раскрытия в вершине трещины.
Практическая ценность измерения величины раскрытия тре-
щины состоит в том, что указанная величина может быть
установлена на образцах с толщинами, применяемыми на
реальных элементах конструкций. В этом случае анализ на-
пряженного состояния в условиях развитой пластической
деформации дает зависимость раскрытия трещины от при-
ложенного напряжения и длины трещины в виде
6= (8oT-Z/jr£) -In sec(n.a/2or). (30)
Рассмотренные механизмы разрушения поликристалличе-
ских материалов дают основное представление о современном
понимании многих явлений, происходящих при хрупком раз-
рушении реальных деталей машин и конструкций. Указанные
явления могут быть положены в основу развития физических
теорий надежности деталей машин и конструкций, заложен-
ных в формуле (3).
Методы оценки вязкости разрушения сталей
Метод испытаний на вязкость разрушения, предложенный
Ирвином [28], получил в настоящее время большое распро-
странение. Он основан на вычислении коэффициентов интен-
сивности напряжений К для различных образцов и движущей
силы трещины G. Для испытаний на вязкость разрушения
используются образцы специальных форм и размеров [29].
При интерпретации таких испытаний применяется довольно
сложный аппарат линейной механики разрушения, поэтому
28
первоначально рассматривают идеальную двумерную модель,
которая позволяет оценивать вязкость разрушения и крити-
ческий размер трещины. В ней предполагается существова-
ние плосконапряженного состояния, для которого сила, необ-
ходимая на продвижение трещины на единицу длины,
выражается уравнением [30]
EG—n^l, (31)
где Е—модуль упругости; о—растягивающее напряжение;
I — длина трещины.
При достижении критического размера трещины G и К
(коэффициент интенсивности напряжений в вершине трещи-
ны) получают критические значения GKP, Кк₽ или Gc, Кс, для
разрушения при отрыве или при плоской деформации — GiC,
Kic- Существуют различные методы для регистрации крити-
ческих размеров трещины или скорости распространения тре-
щины. Так, имеются методики с применением краски для по-
лучения данных о движении трещины. Предполагается, что
трещина будет окрашена до точки перехода к лавинному
росту, так как при увеличении скорости трещины чернила
(краски) не успевают двигаться за трещиной. Длина трещины
определяется затем по тарировочным графикам, которые
строятся с помощью тарировочных образцов со щелями раз-
личной длины.
При определении вязкости разрушения в условиях плос-
кого напряженного состояния величина смещения переводит-
ся в длину трещины по тарировочному графику. Такой метод
не имеет существенных ограничений при любых испытаниях,
однако уступает по своей чувствительности методу измерения
разности напряжений.
Измерение разности электрических потенциалов между
двумя точками по обе стороны трещины можно осуществлять
мостом или электронными приборами [31]. С ростом длины
трещины изменяется разность электрических потенциалов.
Распределение электрического напряжения в образце зависит
от геометрии образца, расположения токоподводящих кон-
тактов, размера трещины. При испытании необходимо изоли-
ровать образец от испытательной машины. Диаграммы из-
менения разности напряжений в зависимости от нагрузки
можно преобразовать с помощью тарировочных графиков
в диаграммы нагрузка — прирост трещины (рис. 6). Такой
метод пригоден для всех типов образцов. Тарировочные гра-
фики строятся с помощью токопроводящей бумаги. К недо-
статкам метода можно отнести то, что он неприменим для
испытаний при низких температурах.
В ряде работ по исследованию процессов роста трещин
[32] используется акустический метод, т. е. регистрация ко-
лебаний освобождающейся при разрушении упругой энергии
29
—<Т—1—г----1---1 — —I И------1 Г”"
о 20 40. 0 20 40
£' = £'г-,мк0
Рис. 6. Изменение разности потенциа-
лов при различных стадиях развития
трещины [31].
I — зарождение; // — рост; III — разруше-
ние.
Рис. 7. Измерение длины трещины,
/—датчик дефектоскопа; 2 — образец; 3 —
потенциометр.
при помощи пьезоэлектри-
ческого кристалла. Этот ме-
тод крайне чувствителен к
мелким скачкам, особенно в
начале роста трещины, и
применяется параллельно с
другими методами.
Разработан также [33]
метод измерения скорости
распространения трещины
при помощи датчика вихре-
вых токов, дефектоскопов
ДНМ-15 и ДНМ-500 (рис. 7).
Метод пригоден для реги-
страции кинетики р азвития
трещины в листовых образ-
цах шириной не менее
100 мм.
Весьма распространен за
рубежом и в исследованиях
советских ученых метод,
положенный в основу проек-
та Британского стандарта
для испытания на вязкость
разрушения при плоской
деформации (определение
Kic) • При этом часто ис-
пользуется коэффициент ин-
тенсивности напряжений Ku
определяемый при разрушении путем отрыва [29, 34].
Характеристика материала Kic зависит от температуры
и скорости деформирования. Уровень значений Kic материала
при определенных условиях может быть использован для то-
го, чтобы определить максимальную нагрузку элемента кон-
струкции, содержащего трещину известных размеров, при ко-
торой еще не происходит полного разрушения этого элемента.
В проекте Британского стандарта [29] предложены образ-
цы с лимитируемыми размерами трещин. Развитие этих тре-
щин в процессе испытания фиксируется специальными ско-
бовыми датчиками.
Основные схемы крепления датчиков выбираются в за-
висимости от характера испытаний (рис. 8). Датчики пред-
ставляют собой двухконсольную балочку, на которой при-
клеены тензометрические преобразователи, включенные в
мостовую схему. Использование двухкоординатных самопис-
цев позволяет записывать диаграммы нагрузка — смещение
(рис. 9). На основании данных этих диаграмм устанавли-
вается коэффициент Kq, затем определяется, удовлетворяет ли
30
a
6
в
Рис. 8. Схемы крепления датчиков для различных испытаний.
а — на изгиб; б — на растяжение; в — схема соединений проволочных преобразовате-
лей сопротивления.
данное значение коэффициента требованиям, предъявляемым
к размерам образца при известном пределе текучести испы-
тываемого материала. Для подсчета по нагрузке исполь-
зуются следующие формулы [29]:
при изгибе
KQ = 3PqL (tb2'2) -1 [ 193 (Z/Ь)I/2—3,07 (l/b) 3/2+
+ 14,53 (l/b)5'2—25,11 (Z/b)7/2+25,80 (Z/Ь)9/2], (32)
так как L = 2b, то
KQ=PQ-VJt-b^- (33)
при растяжении
KQ=PQ(ibi/2)[29,6(Z/6),/2~ 185,5(Z/6) 3'2+655,7(Z/6)5/2—
тогда
— 1017(//b)7/2+638,9(Z/fe)9/2]; (34)
KQ=PQ-V2/t-b,/2. (35)
Величины Vi и V2 для
конкретных значений l/b
обычно рассчитываются и
приводятся в виде таблиц
[29].
В настоящее время боль-
шое значение приобретает
деформационная характери-
стика металла—критичес-
кое раскрытие трещины
(КРТ). В работе [27] пока-
заны возможные области
применения критерия рас-
крытия трещины. Рассмат-
Рис. 9. Типичные виды диаграмм на-
грузка — смещение.
Pq —критическая нагрузка; А, Б, В — вид
диаграмм при переходе к хрупкому раз-
рушению.
ривая диаграмму растяже-
ния материалов (рис. 10),
Никольс [27] считает, что
при нагрузках до начала об-
31
Рис. 10. Области критериев вязкости
' разрушения [27].
щего течения возможно про-
гнозирование по модели те-
чения в слое у вершины над-
реза, и предлагает единую
методику испытаний по оп-
ределению раскрытия тре-
щин. Она подобна проекту
Британского стандарта для
определения Kic. Анализ ди-
аграммы нагрузка — сме-
щение позволяет выбрать
конкретные значения теку-
щего раскрытия, по которым
определяется критическое
раскрытие трещины (рис. 11). Раскрытие трещины бк
вычисляют по перемещению берегов в точках приложения
измерительных призм датчика смещения согласно выражению
бк = Гк[1Ч-«(/+2)/(6-/)]-1, (36)
где z — расстояние от места замера до поверхности образца;
(Ь—1)/п— расстояние от кончика трещины до оси поворота;
п — постоянная.
В Институте физико-технических проблем Севера ЯФ СО
АН СССР для определения критерия раскрытия трещины
применяется метод [35], основанный на использовании пото-
ка рентгеновского излучения. Через образец со сквозным над-
резом перпендикулярно плоскости образца пропускается по-
ток рентгеновских лучей интенсивностью /о- При этом под-
бирается такая величина /о, которая полностью поглощается
исследуемым материалом заданной толщины, т. е. образец
пропускает рентгеновское излучение только через сквозной
надрез. Интенсивность рентгеновского излучения за образцом
/к регистрируется с помощью соответствующего датчика. Ве-
личина /к зависит от начальной
интенсивности 10, площади над-
реза F и региструющей площа-
ди датчика со. Если используется
для этой цели сцинтилляцион-
ный датчик со временем восста-
новления
r<&FmiJ(dFldt), (37)
где A Emm — предел регистрации
изменения площади надреза;
dFjdt — скорость изменения пло-
щади надреза, то
lK=IoFI2na. (38)
Рис. 11. Определение критиче-
ского раскрытия трещины по
диаграмме нагрузка — смеще-
ние.
pk’ pmax - нагрузка, VK, Vmax —
смещение берегов трещины.
32
Рис. 12. Блок-схема установки для регистрации (а) и кривая изме-
нения площади надреза (б) при растяжении.
Из формулы (38) следует, что путем измерения интенсив-
ности рентгеновского излучения за образцом можно исследо-
вать изменение площади надреза во времени. При одновре-
менной записи действующей на образец нагрузки получаем
зависимость нагрузка — изменение площади надреза, имити-
рующего реальный дефект в материале.
Указанный метод реализуется на специальной установке
(рис. 12а) (аппарат РУП-120, применяемый для дефекто-
скопии сварных соединений). Максимальное напряжение
рентгеновской трубки—120 кВ. Указанный аппарат исполь-
зован для получения достаточно жесткого излучения, спо-
собного проникать через стенки криокамеры. За образцом
устанавливается универсальный сцинтилляционный датчик
УСД-1. Детектором служит кристалл йодистого натрия (с до-
бавкой таллия) цилиндрической формы, имеющий диаметр
40 и высоту 40 мм. К датчику УСД-1 подведено высокое на-
пряжение от стабилизированного высоковольтного источника.
Информация от датчика в виде цифрового кода подается на
пересчетное устройство с дискриминатором, а интегратор
преобразует его в непрерывный сигнал, поступающий на вход
оси абсцисс двухкоординатного самописца. Возможно полу-
чение дискретной информации при помощи механических
блоков записи типа БЗ-15 или перфораторов. Применение по-
следних или других дискретных запоминающих устройств
позволяет изучать разрушение в условиях высоких скоростей
деформирования и непосредственно вводить информацию
в ЭЦВМ для ее дальнейшей обработки.
На рис. 12, б приведена типичная для подвергнутых нор-
мализации образцов кривая изменения площади надреза в
ходе их деформирования, по которой можно определить мо-
мент полного разрушения образца, стадии упрочнения и плас-
тического деформирования образца в зоне надреза.
Описанный метод отличается большой разрешающей спо-
собностью, которая может быть существенно повышена при
3 В. П. Ларионов, В. А. Ковальчук
33
использовании монохроматического рентгеновского излучения.
Метод позволяет изучать пластическое деформирование в ло-
кальной области в вершине надреза.
Нами изложены лишь некоторые подходы к оценке со-
противления материалов хрупкому разрушению, основанные
на испытаниях на вязкость разрушения. Именно в этом на-
правлении следует ожидать решения многих важных'задач
прогнозирования поведения материалов в конструкциях в
условиях низких температур, а также создания расчетных
методов предотвращения хрупких разрушений деталей ма-
шин и сварных соединений.
Испытания с определением энергии разрушения направ-
лены главным образом на качественную, сравнительную
оценку склонности конструкционных материалов к хрупкому
разрушению. Наиболее распространенным, но вызывающим
самые широкие дискуссии методом из этой обширной группы
испытаний является оценка хладостойкости металлов и свар-
ных соединений по результатам ударных испытаний проб при
разных температурах.
Ударная вязкость — метод качественной оценки
хладостойкости сталей
Испытания на ударную вязкость проводятся по
ГОСТу 9454—60 на призматических образцах 10X10X55 мм
с надрезами различной формы. Применяют также образцы
с дополнительно нанесенной усталостной трещиной. Надеж-
ность работы материала при этом определяется по назначае-
мой минимальной величине ударной вязкости или по значе-
нию критической температуры хрупкости. Сочетание высокой
скорости деформирования и надреза настолько усложняет
напряженное и деформированное состояние материала, что
теоретический анализ ударной вязкости до сих пор не осу-
ществлен.
С понижением вязкости материала изменяется тип раз- '
рушения: от высокоэнергетического сдвига до низкоэнергети-
ческого скола или отрыва. Поэтому резкое падение значений
ударной вязкости свидетельствует о наступлении разрушения
материала сколом, т. е. об охрупчивании материала при дан-
ных условиях испытания. При понижении температуры раз-
рушение сколом характерно для распространенных мало-
углеродистых и низколегированных сталей. Поэтому крити-
ческая температура хрупкости, установленная по резкому
снижению величин ударной вязкости, пригодна для сопоста-
вительной оценки их хладноломкости сталей.
Метод ударной вязкости подвергается справедливой кри-
тике вследствие разброса значений энергии удара, особенно
в области перехода, где вязкость быстро изменяется. Этот
34
разброс обусловлен неоднородностью состава, структуры и
величин остаточных напряжений в образцах. Поэтому возни-
кает необходимость испытания большого числа образцов для
получения статистически достоверных результатов.
Полная ударная вязкость ан является интегральной харак-
теристикой, включающей энергию зарождения а3 и распрост-
ранения трещины ар. Работу, расходуемую на преодоление
упругой и пластической деформации до зарождения трещины,
называют работой зарождения трещины разрушения а3,
а работу, затраченную на преодоление пластической деформа-
ции в вершине распространяющейся трещины — работой рас-
пространения трещины ар(ав=а3+ар). Величина а:1 не свя-
зана с видом излома, поскольку эта работа затрачивается
до образования и распространения трещины. Изменение аэ
в зависимости от остроты надреза характеризует чувстви-
тельность материала к концентрации напряжений.
От соотношения величин составляющих ударной вязкости
зависит характер разрушения. Высокие значения полной
ударной вязкости не исключают возможности хрупкого раз-
рушения в том случае, если работа распространения близка
нулю. Известны случаи хрупкого разрушения труб, изготов-
ленных из сталей с ан=10 кгс-м/см2. Испытания их материа-
ла на ударную вязкость с разделением на составляющие по-
казали, что а„ на 80—90% состоит из а3 и только 20—10%
приходится на ар [36].
Если известна работа распространения трещины из сум-
марной величины полной ударной вязкости, то достаточно
надежно можно оценить склонность материала к хрупкому
разрушению и сопоставить методы повышения вязких свойств
конструкционных сталей. Характер излома образца при этом
отражает второй этап разрушения, т. е. развитие трещины.
Чем больше процент вязкой составляющей в изломе (В), тем
сильнее сопротивляется металл распространению разру-
шения.
Вид излома надрезанных образцов в качестве показателя
вязкости стали используется давно. Впервые этот показатель
применен Е. М. Шевандиным [37] при разработке методики
оценки склонности стали к хрупкому разрушению с опреде-
лением критической температуры хрупкости. За критическую
температуру хрупкости он предложил принимать ту наиниз-
шую температуру, при которой сохраняется еще не менее
65—70% волокна в изломе.
Целесообразность использования визуальной оценки
склонности стали к хладноломкости подтверждается рабо-
тами А. И. Гуляева [38] и др. Ими показано, что только вид
излома дает возможность объективно выявить качество стали,
будучи более четким показателем склонности материала
к хрупкому разрушению сколом, чем поглощаемая при удар-
3*
35
ном испытании энергия. Если доля кристаллической состав-
ляющей на поверхности излома Шарли составляет менее 70%,
то хрупкое разрушение сколом данной стали в эксплуатацион-
ных условиях маловероятно, если только приложенные напря-
жения не превосходят половины предела текучести [39]. Кри-
терий установления Ткр при 70% кристаллического излома
является одним из самых жестких. К нему близко стоит опреде-
ление критической температуры хрупкости Ткр, соответствую-
щей уровню работы распространения трещины йр = 2кгс-м/см2.
Из стандартных методик к ним приближается оценка крити-
ческой температуры хрупкости на образце типа IV
(ГОСТ 9454—60) при уровне flaIV=2,5 кгс-м/см2.
Следует подчеркнуть, что оценка хладноломкости мате-
риала по критериям вида изломов образца (процент кри-
сталлической составляющей излома, сужение дна надреза,
вид поверхности разрушения непосредственно вблизи дна
надреза) не исключает субъективности подхода разных ис-
следователей. По виду излома нельзя определить количество
энергии, поглощенной при развитии разрушения. Поэтому
при определении склонности стали к хрупким разрушени-
ям по результатам, ударных испытаний следует отдать
предпочтение методам оценки критической температуры хруп-
кости по величине работы распространения трещины в об-
разце [40, 41].
Метод Отани [42] предусматривает испытания каждого
образца на копре в два этапа. На первом этапе необходимо
получить нераспространившуюся трещину, что достаточно
сложно, так как трудно установить запас энергии маятника,
при котором возникла бы трещина нужного размера. На вто-
ром этапе образец с трещиной повторным нагружением дово-
дится до разрушения. Работа разрушения образца с трещи-
ной глубиной в 1 мм принимается за работу распространения
трещины йр. Достоинством метода является непосредственное,
прямое определение ар на образцах с исходными трещинами.
К недостаткам можно отнести условность определения йр при
глубине трещины в 1 мм.
Условность определения ар было предложено устранить
[43], экстраполируя зависимость ар от глубины трещины на
нулевую длину трещины. Однако это уточнение не учитыва-
ет, что на страгивание исходной трещины с места расходу-
ется дополнительная энергия, которая завышает работу рас-
пространения трещины.
По методике Б. А. Дроздовского [44], можно на вибрато-
ре получить исходную трещину заданной глубины (1 мм)
и сократить количество образцов. Если для получения зави7
симости ар от глубины трещины по методу Отани требуется
не менее трех экспериментальных точек, то в данном методе
для определения ар достаточно одного образца. К недостат-
36
кам метода относится следующее: не учтено влияние уста-
лости на ар; исходная глубина надреза вместе с усталостной
трещиной составляет 3 мм и в какой-то мере усиливает
жесткость напряженного состояния в момент страгивания
трещины; энергия, расходуемая на страгивание трещины, за-
вышает величину работы распространения трещины.
По методике Л. С. Лифшица и А. С. Рахманова [45],
ударная вязкость рассматривается как сумма двух работ:
деформации ал и разрушения ар. По результатам испытаний
серии образцов при различных запасах энергии маятника
строят зависимость угла изгиба образца от поглощенной
энергии А. При определенной величине А угол изгиба дости-
гает максимума (amas) и при дальнейшем повышении погло-
щенной энергии продолжает оставаться постоянным. От-
сюда следует вывод, что образец вначале только дефор-
мируется, а после появления трещины вся работа идет на
его разрушение без деформации. Часть энергии, поглощен-
ной образцом, после достижения аюа!С предлагается при-
нимать за работу разрушения ар, а остальную часть
ударной вязкости называют работой деформации и опреде-
ляют из выражения
ад = ян—ар. (39)
Предположение о том, что на стадии развития трещины
образец не деформируется, не соответствует действительно-
сти, и работа распространения трещины фактически будет
больше работы разрушения. Другим недостатком этого ме-
тода являются большие погрешности при определении мак-
симального угла изгиба образца после его разрушения.
Регистрация диаграммы усилие — деформация достаточ-
но просто выполняется на копрах ПСВО, выпускаемых се-
рийно в ГДР. Сигналы от пьезодатчика и фотоэлемента, ре-
гистрирующих соответственно усилие и прогиб образца, уси-
ливаются и подаются на экран двухлучевого . осциллографа
с синхронной записью на фотопленку. Определение ударной
вязкости и разделение ее на составляющие осуществляется
планиметрированием соответствующих частей диаграммы
усилие — прогиб.
Метод тензометрирования ЧПИ—УралНИТИ [46] осно-
ван на расчете составляющих ударной вязкости исходя из
диаграммы усилие — время. Его преимущество в сравнении
с осциллографированием диаграммы усилие — деформация
заключается в определении средней скорости зарождения и
распространения трещины.
Общим недостатком методов осциллографирования и тен
зометрирования является то, что за момент образования
трещины принимается точка максимума нагрузки на диаг-
37
рамме. На пластичных материалах нагрузка может возрас-
тать и после возникновения трещины вследствие эффекта
упрочнения. В этом случае действительная величина работы
распространения трещины с момента ее зарождения будет
больше регистрируемой величины ар в момент спада нагрузки,
что идет в запас прочности.
А. П. Гуляевым [47] предложен метод приближенного
экспериментального определения обеих составляющих удар-
ной вязкости, основанный на следующих предпосылках: сос-
тавляющая ар не зависит от геометрической формы надреза,
так как представляет собой работу, необходимую для рас-
пространения уже возникшей трещины; составляющая а3
зависит от геометрической формы надреза (в пределах от О
до I мм), причем эта зависимость прямолинейна.
На основании этих предпосылок принимается [47], что
значения а„ для I и IV типов образцов (ГОСТ — 9454—60)
будут иметь различие за счет а3 при одинаковом значении ар.
При этом работа зарождения трещины при радиусе надреза
от 0 до 1 мм определяется экстраполяцией на нулевое значе-
ние радиуса закругления по разности ан—ар = а3. Данный ме-
тод не всегда обеспечивает надежные значения ар, поэтому
может быть применен только в ряде случаев, не требующих
большой точности.
Анализ рассмотренных методик показывает, что ни одна
из них не лишена недостатков, однако, более достоверные ре-
зультаты могут быть получены прямыми методами регистра-
ции ар на образцах с исходными трещинами, а также в слу-
чае записи осциллограмм усилие — деформация или уси-
лив'— время. Двум последним методам следует отдать
предпочтение в сравнении с методами Отани и Дроздовского
по двум причинам: запись диаграмм ведется непрерывно, что
исключает завышение ар при страгиваиии трещины; осцилло-
графирование позволяет получить дополнительную информа-.
цию о динамической прочности и скорости распространения
трещины.
Таким образом, оценка хладостойкости сталей по крити-
ческой температуре хрупкости, установленной сериальными
испытаниями ударных образцов с определением работы рас-
пространения трещины, является достаточно объективным
подходом при качественном сопоставлении различных мате-
риалов.
При анализе конкретных случаев хрупких разрушений
деталей машин и ряда сварных металлоконструкций дан-
ные о зависимостях ударной вязкости материала и сварного
соединения от температуры дают также достаточно полез-
ную информацию, в особенности, если иметь в виду экспрес-
сность анализа и большой объем накопленных в этой об-
ласти данных.
38
Химический состав и хладостойкость стали
В составе малоуглеродистой стали обычно присутствуют
углерод, марганец, кремний, сера, фосфор, кислород, азот,
водород, а также могут быть добавки легирующих элементов,
используемых в качестве раскислителей: хром, алюминий,
бор, ванадий, титан, молибден. Содержание каждого из ука-
занных элементов в малоуглеродистой стали составляет деся-
тые либо сотые доли процента. Между тем, их влияние на
склонность стали к хрупкости при понижении температуры
может оказаться значительным, хотя удельный вес влияния
каждого элемента определить весьма трудно. Поэтому ис-
следователи рассматривают свойства чистых сплавов «-желе-
за с регулируемыми добавками различных элементов [48],
а промышленные стали оценивают с применением методов
статистического анализа [49].
Углерод — основной элемент, определяющий свойства ста-
ли: увеличение содержания углерода повышает ее прочность.
При увеличении содержания углерода в стали от 0,03 до
0,13% работа распространения трещины пр непрерывно сни-
жается (рис. 13). По хладостойкости же стали с содержанием
углерода 0,22—0,25%' мало отличаются от сталей с содержа-
нием углерода 0,12—0,20%. Поскольку прочностные свойства
первой группы сталей значительно превышают таковые вто-
рой, то на практике следует предпочесть стали с содержани-
ем углерода порядка 0,23%, имея в виду, что повышение
содержания углерода нужно допускать только при четком
контроле содержания других элементов, охрупчивающих
сталь. В частности, суммарное содержание углерода и
фосфора в низколегированных сталях не должно превы-
шать 0,25%.
Фосфор относится к вредным элементам, снижающим ра-
боту распространения трещины в стали при низких темпера-
турах. При исследовании стали Ст. 3, выплавленной на раз-
личных заводах различными способами, было показано, что
Рис. 13. Работа развития трещины (а) и волокнистость излома (б)
сталей с различным содержанием углерода при понижении темпера-
туры [41].
39
бессемеровская и томасовская стали переходят в хрупкое
состояние при охлаждении на 40°С раньше, чем сталь мар-
теновского производства. Томасовская сталь отличалась,
при прочих равных условиях, более высоким содержанием
фосфора (0,058%) по сравнению с мартеновской (0,045%).
Наблюдается также отрицательное влияние серы на хладо-
стойкость стали [50, 51]. Однако имеются данные, показыва-
ющие, что сера при изменении содержания от 0,007 до 0,05%
не оказывает влияния на порог хладноломкости, а при боль-
шем содержании даже немного уменьшает склонность стали
к хладноломкости [52].
Повышение содержания марганца до 1,5% в конструкци-
онных сталях понижает температуру перехода в хрупкое
состояние [53]. При этом благоприятное действие марганца
на хладостойкость стали зависит от содержания других эле-
ментов. Чем ниже содержание углерода, азота и фосфора,
тем выше должно быть оптимальное содержание марганца,
обеспечивающее наибольшее значение ударной вязкости и по-
ложение порога хладноломкости при более низких темпера-
турах [51]. Целый ряд работ [51, 54 и др.] посвящен со-
вместному влиянию углерода и марганца на свойства стали
при низких температурах.
Установлено [54], что в сталях с наименьшим содержа-
нием углерода (0,04—0,05%) порог хладноломкости при уве-
личении количества марганца до 2,3% сдвигается в сторону
более низких температур. При более высоком содержании
углерода положительное влияние марганца ограничивается
1,2%. По данным Я. Е. Гольдштейна [51], у малоуглероди-
стой стали порог хладноломкости смещается в сторону низ-
ких температур с возрастанием марганца с 0,07 до 1,83%,
а дальнейшее увеличение марганца (до 2,2%) ухудшает
свойства стали.
Применение никеля при легировании стали увеличивает
ее вязкость и понижает критическую температуру хладно-
ломкости [53, 55]. Высокая хладостойкость малоуглеродистых
никелевых сталей позволяет широко использовать их в ус-
ловиях низких температур. Известно [56], что в стали с 8—
9%-ным содержанием никеля даже при температуре испы-
тания— 196°С излом ударных образцов остается (на 70—
80%) волокнистым. Однако влияние никеля на механические
свойства стали неоднозначно; избыточное легирование стали
никелем может снизить запас вязкости [55]. Смягчающее
действие никеля зависит от содержания в стали углерода,
марганца, бора, кремния и вольфрама [51]. В ферритных
и малоуглеродистых сталях никель повышает запас вязкости
тем сильнее, чем больше его содержание и чем меньше в ста-
ли углерода. С повышением' количества углерода и общей
легированности стали благоприятное влияние никеля умень-
40
шается. Некоторые авторы [55, 57] отмечают даже охрупчи-
вающее влияние никеля при различных его содержаниях на
свойства среднеуглеродистых и легированных конструкцион-
ных сталей. Таким образом, никель, как и марганец, имеет
свои пределы.
Благоприятное влияние никеля и марганца на хладостой-
кость стали объясняется тем, что эти элементы в оптималь-
ном количестве (около 1%) увеличивают подвижность дисло-
каций: никель — уменьшая энергию взаимодействия дислока-
ции с атомами внедрения, марганец — задерживая азот и
снижая его содержание в атмосферах Коттрелла. Повышение
в составе стали марганца, никеля приводит к понижению
как работы зарождения й3, так и работы распространения ар
трещины вследствие образования промежуточных игольчатых
структур при охлаждении аустенита.
Если хрома более 0,68%, сталь имеет игольчатую струк-
туру [41]. Именно в этих пределах можно вводить хром в со-
став конструкционных сталей, не опасаясь значительного
ухудшения их ударной вязкости и повышения порога хлад-
ноломкости.
Кремний на хладноломкость стали влияет неоднозначно.
Так, в строительных сталях, используемых в состоянии после
проката, отжига и нормализации, увеличение кремния в со-
ставе стали приводит к повышению температуры перехода
в хрупкое состояние. Вместе с этим введение небольшого ко-
личества кремния (0,15—0,35%) в кипящую сталь снижает
температуру порога хладноломкости; это положительное
действие кремния усиливается при совместном раскислении
алюминием [51]. Увеличение кремния до 1,0—1,2% оказывает
положительное влияние на свойства малоуглеродистых кон-
струкционных марок сталей после закалки и низкого от-
пуска [58].
Имеющиеся данные о влиянии титана на склонность ста-
ли к хрупкому разрушению весьма противоречивы. Добавки
0,10—0,25% титана [59] снижают величину ударной вязко-
сти материала при понижении температуры. Дальнейшее уве-
личение титана до 0,4% существенно улучшает свойства
стали. В качестве раскислителя титан оказывает положитель-
ное действие на свойства стали за счет измельчения зерен,
изменения соотношения феррита и перлита и понижения
склонности к перегреву. При получении мелкодисперсной
структуры (зерна с 5-го до 10-го номера) при добавках тита-
на 0,3—0,4% на каждый номер измельчения зерна критиче-
ская температура хрупкости, определенная йр = 2 кгс-м/см2,
понижается в среднем на 10°С [41].
В вопросе о влиянии рафинирования стали синтетически-
ми шлаками на склонность ее к хрупкости нет общего мнения:
одни авторы [60] считают, что рафинирование стали резко
41
увеличивает работу зарождения трещины, но не влияет на
ее распространение, другие [61] на конкретном примере по-
казывают, что раскисление низколегированной стали 10Г2С1
силикокальцием, особенно в сочетании с термической обра-
боткой, повышает работу распространения трещины. Рентге-
ноструктурным анализом установлено, что положительное
влияние раскисления силикокальцием связано с уменьшени-
ем плотности дислокаций в 10—30 раз. Уменьшение микро-
неоднородности уменьшает количество препятствий движению
дислокаций и способствует равномерному распространению
пластической деформации и росту работы зарождения и рас-
пространения трещины.
Таким образом, легирование стали одними и теми же эле-
ментами часто приводит к различным характеристикам их
хладостойкости. Поэтому выбирать сталь по химическому со-
ставу для деталей, работающих при низких температурах,
следует с учетом конкретных условий их работы.
Величина зерна и хладостойкость стали
Критическая температура перехода стали в хрупкое со-
стояние в значительное™ степени зависит от величины зерна
стали. Пластичность малоуглеродистой стали при низких тем-
пературах повышается с уменьшением величины зерна, а тем- i
пература перехода в хрупкое состояние сдвигается в сторону '
низких температур при измельчении перлита [62]. Увеличение
размеров ферритного зерна вызывает повышение порога хлад-
ноломкости у мягкой листовой стали. У мелкозернистой ста-
ли ударная вязкость при понижении температуры уменьшает-
ся плавно, а у крупнозернистой — резко [50].
Е. М. Шеваидиным и И. А. Разовым [53] предложена фор-
мула зависимости хрупкой прочности от величины зерна в
стали
(5m = Ai\d=a-eh/T^, (40)
где опт—сопротивление отрыву или хрупкая прочность; Гкр—
критическая температура хрупкости; d — величина зерна
(среднестатистическая); а — константа, определяемая опытом;
b — константа, равная 0,22Х103.
Формула зависимости хрупкой прочности от величины зер-
на в работе [48] была получена на основе эксперименталь-
ных данных
щт = 1360 • m-1/2 [ 1 —0,225yig (V - 109/m3)-0,55], (41)
где оот—сопротивление отрыву; т— размер зерна феррита
(в микронах); V — объем рабочей части образца (в мм3).
Позднее, с развитием дислокационной теории металлов,
получены новые зависимости сопротивления отрыву от разме-
42
ра зерна кристалла. Так, Стро [63], анализируя хрупкие раз-
рушения поликристаллов на основе дислокационной теории,
получил зависимости сопротивления отрыву от величины зер-
на поликристалла
оПт=оо+Кот’ d~\ (42)
Кот= [6л- Г 6/(1-ц)]'\ (43)
где d— размер зерна; цот—сопротивление отрыву; Оо—сопро-
тивление движению дислокаций через кристалл; ц— коэффи-
циент Пуассона; 6— модуль сдвига; у — удельная поверхно-
стная энергия трещин.
Петч [64] на основе экспериментальных данных вывел
зависимость величины сопротивления отрыву от размера зер-
на:
а0Т = <й)+КбН/2, (44)
где d — размер зерна; о1|Т—сопротивление отрыву; о0—напря-
жение, необходимое для перемещения дислокаций через крис-
талл; К — величина, характеризующая прочность блокирова-
ния дислокаций.
В подтверждение своей идеи Стро [63] установил зависи-
мость между критической температурой хладноломкости и
величиной зерна:
IJTKP — —3,5R(U)• log d+const, (45)
где Т,т,—критическая температура хладноломкости; R— по-
стоянная Больцмана; d — размер зерна поликристалла; U—
энергия активации отрыва дислокации.
Таким образом, изложенные результаты достаточно четко
показывают, что сталь, предназначенная для работы в усло-
виях низких температур, должна быть мелкозернистой.
Влияние термической и термомеханической обработки
на хладостойкость стали
Хладостойкость машиностроительных материалов сущест-
венно зависит от их термической обработки. При этом эко-
номически оправданным является использование улучшающей
обработки на металлургических комбинатах. Повышение по-
казателей прочности при высокой сопротивляемости матери-
ала хрупкому разрушению открывает широкие возможности
для облегчения веса конструкций. Это приобретает важное
значение для отдаленных районов страны с плохо развитыми
транспортными сетями. При этом возникает задача —не ис-
портить неудачным конструктивным либо технологическим ре-
шением положительный эффект, полученный в результате уп-
рочняющей обработки материала. Обработка основного мате-
43
риала обусловливает не только выбор рационального кон-
структивного и технического решений, но и необходимость по-
вышения прочности и обеспечения равнопрочности участков
сварных соединений конструкции после ее изготовления.
Часто для деталей и узлов из высокопрочных или термо-
упрочненных сталей возникает необходимость их термической
обработки после изготовления конструкций [65]. При этом
•ставятся задачи восстановления высокопрочных характери-
стик ослабленных участков, снижения отрицательного влия-
ния сварочных пластических деформаций и остаточных на-
пряжений. Такие рекомендации изложены в монографии Ви-
нокурова [66] применительно к рациональному использова-
нию отпуска сварных соединений.
Нами излагаются некоторые результаты исследования пу-
тей обеспечения хладостойких свойств стали Ст. 3 при ее уп-
рочняющей обработке. Возможности положительного влияния
термической обработки этих сталей были показаны в наших
ранних работах [67, 68]. В дополнение к данным, полученным
в этих работах, были проведены эксперименты на сталях
Ст. 3 с различной степенью раскисленности (табл. 1). Образ-
цы на ударную вязкость были вырезаны поперек прокатки
из листов толщиной 12 мм. Микроструктура рассмотренных
сталей состояла из феррита и перлита. По ГОСТу 5639—65
величина зерна соответствовала 7—8 баллу. Исследуемые ста-
ли подвергались термической обработке по одному из следую-
щих режимов: нормализация при 920°С; термическое улучше-
ние (нагрев до 890°±10°С с охлаждением в воде; отпуск при
температуре 560°С с выдержкой 2 ч, охлаждение на воздухе).
После термической обработки заметно улучшились механиче-
ские свойства сталей (табл, 2).
Склонность сталей к хрупкому разрушению была оцене-
на по результатам испытаний на ударную вязкость образцов
типа 1 по ГОСТу 9454—60 с разделением величины ударной
вязкости на работы зарождения и распространения трещи-
ны. Если принимать за критерий перехода материала в хруп-
кое состояние работу распространения трещины ар = 2 кгс-
•м/см2, то результаты (рис. 14) свидетельствуют о том, что тер-
мическое упрочнение стали Ст. 3 вне зависимости от степени
ее раскисленности приводит к значительному повышению
прочностных и хладостойких свойств. Особенно существенно
Таблица 1
Химический состав исследованных сталей
Марка стали Углерод Марганец Кремний Фосфор Сера
Ст. 3 кп 0,17 0,45 Сл. 0,017 0,032
Ст. 3 пс 0,19 0,52 0,08 0,019 0,035
Ст. 3 сп 0,20 0,50 0,20 0,019 0,028
44
Таблица 2
Механические характеристики сталей
Марка и сталь Предел теку- чести, кгс/мм2 Временное сопро- тивление, кгс/мм2 Относительное удлинение, % Относительное су- жение, %
В состоянии поставки после горячего проката
Ст. 3 кп 24,0 42,0 27,0 56,0
Ст. 3 пс 23,5 44,0 29,0 56,0
Ст. 3 сп 25,0 45,0 31,0 58,0
После нормализации
Ст. 3 кп 25,0 41,0 31,0 64,0
Ст. 3 пс 24,5 43,5 33,0 63,5
Ст. 3 сп 27,5 44,0 31,5 63,0
После термического улучшения
Ст. 3 кп 35,0 50,5 24,5 59,5
Ст. 3 пс 34,5 51,0 25,0 65,0
Ст. 3 сп 38,0 53,0 26,5 62,0
влияние обработки по режиму термического улучшения для
спокойных и полуспокойных сталей. При оценке по принятому
критерию хладостойкости нормализация стали не дает поло-
жительного эффекта, а сталь Ст. 3 в горячекатаном состоя-
нии не может быть использована в конструкциях, эксплуати-
руемых при температурах ниже минус 40°С.
В последние годы развивается направление по созданию
высокопрочных материалов путем управления характером,
числом и распределением несовершенств в металле, которые
могут быть созданы при применении пластической деформа-
ции. Одним из способов создания высокопрочного состояния
является термомеханическая обработка, при которой комби-
нированным воздействием на материал операций деформации,
нагрева и охлаждения создается оптимальная дислокацион-
ная структура стали [69—72].
Различают два вида обработки: высокотемпературную тер-
момеханическую (ВМТО), связанную с наклепом в области
высокотемпературной фазы и с полиморфным или фазовым
превращением при охлаждении, и механико-термическую
(МТО), заключающуюся в создании полигональной структу-
ры путем деформирования материала и последующей стаби-
лизации при температурах, не превышающих температуру на-
чала рекристаллизации. Упрочнение в последнем случае свя-
зано с увеличением плотности дислокаций, более равномер-
ным распределением их по объему металлов, созданием до-
полнительных дислокационных границ, уменьшением рельефа
зерна и образованием субструктуры с заблокированными дис-
локационными границами [70, 71].
45
ал,кгс м/см2
а
+20-60 -40 -20 О +20,
Т°С Г,°C
Рис. 14. Зависимость ударной вяз-
кости (/, 2, 3) и работы распро-
странения трещины (4, 5, 6) сталей
Ст. Зсп (а), Ст. Зпс (б) и Ст. Зкп
(в) от температуры.
/, 4— улучшение; 2, 5 — нормализация;
3,6 — состояние поставки.
6й,бт, кгс/ск2
Рис. 15. Изменение механиче-
ских характеристик стали Ст.З
после МТО при 500°С (сплош-
ные линии) и в состоянии по-
ставки (штриховые) от темпе-
ратуры.
]—временное сопротивление; 2 —
предел текучести; <3 — относитель-
ное сужение; 4— относительное
удлинение; 5 — ударная вязкость
при нормальном надрезе; 6’—удар-
ная вязкость при остром надрезе.
Для определения влияния ТМО на хладостойкость свар-
ного соединения нами исследовались сварные образцы сталей
Ст. 3 и Ст. 5 после обработки их по оптимальному для каж-
дой исследуемой стали режиму. Для стали Ст. 3 режимы
обработки были следующими: нагрев до температу-
ры 500°С; выдержка в течение 0,5 ч; пластическая дефор-
мация растяжением на 6%; выдержка в разгруженном состоя-
нии в течение 20 ч. После такой обработки в процессе высоко-
температурного деформирования образуется ярко выраженная
субструктура вследствие выстраивания дислокаций в стенки.
Последующая температурная задержка приводит к стабили-
зации полученной субструктуры в результате блокирования
дислокационных стенок атомами растворенных примесей, а по-
лигональная сетка охватывает весь обрабатываемый объем
металла.
47
Рис. 16. Изменение механиче-
ских характеристик стали Ст. 5
после ВМТО при 900°С с от-
пуском при 500°С (сплошные
линии) и в состоянии поставки
(штриховые) от температуры.
Обозначения см. рис. 15.
Сталь Ст. 5 подвергалась следующей обработке: аустени-
зация при температуре 1100°С в течение 1 ч; подстуживание
до температуры деформации 900°С; пластическая деформация
растяжением на 6%; немедленная закалка с температуры де-
формации в воде; отпуск при температуре 500°С. В этом слу-
чае упрочнение связано с измельчением аустенита вследст-
вие образования дефектов кристаллической решетки большой
плотности. При этом имеет место измельчение мартенситных
пластин, образование тонкой структуры, направленная ориен-
тация кристаллов мартенсита [72]. При последующем отпуске
упрочнение является следствием дисперсионного твердения
и изменения характера выделений карбидов.
48
Таблица 3
Механические характеристики сталей Ст. 3 и Ст. 5
Сталь, состояние ^в, кгс/мм2 (Jrp кгс/мм2 6, % ф, % Коэффи- циент уп- рочнения, %
Ст. 3
состояние поставки 43,5 26,5 59,5 27,5 —
МТО, 500°С Ст. 5 60,5 46,5 59,0 16,0 77
состояние поставки 52,0 30,0 62,0 18,5 —
ВМТО, 900°С с последующим от-
пуском 58,5 44,5 64,5 17,0 45
Методика обработки образцов подробно изложена в рабо-
те [72]. Надрезы на круглых ударных образцах двух типов
(г=1 мм и г=0,25 мм) наносились в зоне термического влия-
ния сварки на расстоянии 1,5 мм от границы шва.
Изучение механических характеристик (рис. 15 и 16) по-
казывает, что исследуемые стали значительно упрочняются
после механико-термической обработки (МТО и ВМТО), при
этом характеристики пластичности практически не изменяют-
ся. Предел текучести возрастает на 45% У стали Ст. 5 и на
77% у стали Ст. 3 (табл. 3).
После упрочняющей механико-термической обработки зна-
чительно улучшается хладостойкость сталей Ст. 3 и Ст. 5
(см. рис. 15 и 16). Опыты, выполненные на сварных соедине-
ниях из этих сталей, показали также перспективность приме-
нения рассмотренных видов упрочняющей обработки.
Влияние циклического нагружения
на хладостойкость стали
В работе [40] дан подробный анализ различных методиче-
ских подходов к исследованию влияния усталости на харак-
теристики прочности и пластичности металлов. Прочность ма-
лоуглеродистых и низколегированных сталей при цикличе-
ском нагружении начинает понижаться до появления видимых
трещин усталости. Этот эффект связывается с возникновени-
ем субмикроскопических областей с нарушенными межатом-
ными связями. Снижение прочности сопровождается повыше-
нием критической температуры хрупкости [73, 74].
Предварительное циклическое нагружение повышает кри-
тическую температуру хрупкости на 40—50°С [73]. При этом
она тем выше, чем больше число циклов нагружения (рис. 17).
Данные результаты были получены при испытаниях стали с
содержанием 0,68% углерода и 0,68% марганца [75]. Сталь
4 В. П. Ларионов, В. А. Ковальчук
49
Рис. 17. Кривые усталости надрезанных образцов (а) и изменение критиче-
ской температуры хрупкости (б) от числа циклов нагружения.
подвергалась циклическому нагружению при напряжении,
превышающем предел усталости на 22% (см. рис. 17, а).
Результаты исследований И. А. Одинга и его сотрудни-
ков были подтверждены работами [76—78]. В них исследова-
лось влияние предварительного циклического деформирова-
ния на прочность и пластичность технического железа и ста-
лей Ст. Зкп и 38ХА методом осциллографирования на копре
ПСВО-ЮОО. Образцы имели цилиндрическую форму диамет-
ром 11 мм с нормальным надрезом (радиус 1 мм, глубина
2 мм). Циклическое нагружение выполнялось на растяже-
ние— сжатие с частотой 20 000 Гц при амплитудах напряже-
ний от 0,91 до 1,26 ц-1. Критическая температура хрупкости
определялась по величине ударной вязкости ан=4 кгс-м/см2.
Наиболее чувствительной к усталости оказалась малоугле-
родистая ст-аль кипящей плавки, критическая температура
хрупкости которой под влиянием усталости повысилась на
60°С (с —10 до +50°С). Критическая температура хрупко-
сти отожженного технического железа и стали 38ХА улучшен-
ной повысилась на 30°С. При этом для исследованных сталей
были установлены некоторые закономерности влияния уста-
лости на температурную зависимость ударной вязкости.
Наиболее интенсивное влияние усталости на 1’ отмечает-
ся на первых стадиях циклического нагружения [76, 78]. До
50% общего повышения критической температуры падает на
первые 10—30% ресурса долговечности разрушающего чис-
ла циклов. При дальнейшем росте числа циклов предвари-
тельного циклического нагружения Ткр повышается менее ин-
тенсивно, вплоть до появления усталостной трещины. Сопо-
ставление предельных Ткр вблизи усталостного разрушения
при различных амплитудах напряжений позволяет предполо-
жить, что влияние трещин усталости на повышение критиче-
ской температуры хрупкости зависит не только от их глубины,
но и от предыстории нагружения, а именно — от амплитуды
циклических напряжений.
50
Вместе с тем имеются другие данные о степени влияния
количества циклов на склонность стали к хладноломкости.
Исследуя влияние усталости на склонность к хладноломкости
ряда сортов малоуглеродистой стали, Е. М. Шевандин с сот-
рудниками [74] пришел к выводу, что критическая темпера-
тура хрупкости металлов при циклическом нагружении на
уровне напряжения, превышающем на 10 и 30% предел уста-
лости (вплоть до разрушения от усталости), изменяется не-
значительно— всего на 10—20°С.
По мнению Ю. В. Киселева [78], энергоемкость распрост-
ранения трещины в циклически деформированном металле не
меньше, чем в исходном состоянии. Это утверждение проти-
воречит выводу о том, что эффект усталости начинается за-
долго до появления усталостных трещин. Влияние процесса
усталости на работу распространения трещины (ар) требует
тщательной экспериментальной проверки.
Повышение порога хладноломкости стали при циклических
нагрузках авторы [79] считают возможным учитывать при
выборе марки материала для конструкций, работающих при
переменных нагрузках (табл. 4). За верхний порог хладно-
ломкости Ткр принималась температура, соответствующая ве-
личине ударной вязкости стали, равной 4 кгс-м/см2.
Нами исследовалась [80] зависимость предварительного
циклического нагружения на ударную вязкость и критическую
температуру хрупкости сталей Ст. Зсп и Ст. Зкп в горяче-
Таблица 4
Влияние усталости на хладостойкость сталей
Уровень цик- лических наг- рузок (Т ] Ухудшение хладостойкости при величине ресурса долго- вечности^
10 1 20 1 30 1 40 | 50
Техническое железо, стали 08 и 10 кп (горячекатаные)
1,00 5* 10
1,10 10 15 20 25 30
1,25 15 20 25 30
1,35 — 25 30 35 —
Стали Ст. 3, 20 и 25 (горячекатаные)
1,00 10 15 <—. — —
1,05 15 20 25 30 40
1,10 15 25 30 40 45
1,20 20 30 40 45 50
1,25 20 35 45 — —
Стали 38ХА. и 40Х (улучшенные)
1,00 10 15 —
1,05 15 25 30 35 40
1,15 25 35 45 55 00
* Ухудшение хладостойкости дается в °C.
4*
51
катаном состоянии. Циклическое нагружение цилиндриче-
ских образцов диаметром 11 мм с нормальным и острым над-
резами осуществлялось на машине МУИ-6000 при частоте
100 Гц при положительных и отрицательных температурах.
Влияние усталости на хладостойкость стали определялось по
величине критической температуры хрупкости по уровню
а„ = 2 иге-м/см2. При малом числе циклов (5% от разруша-
ющего) Т,,„ стали Ст. Зкп осталась без изменений, а Т„р ста-
ли Ст. Зсп повысилась на 15° при нормальном надрезе и на
10°С при остром надрезе ударных образцов. При числе цик-
лов около 70% от разрушающего критическая температура
хрупкости стали Ст. Зкп повысилась на 30°С при нормальном
и на 80°С при остром надрезе. При указанных условиях цик-
лического нагружения стали Ст. Зсп критическая температу-
ра хрупкости Ткр повысилась на 40 при нормальном и на
30сС при остром надрезе.
Если сопоставить влияние усталости на образцах с нор-
мальным и острым надрезами, то сталь спокойной плавки
более чувствительна к усталости при нормальном надрезе,
а сталь кипящей плавки — при остром надрезе.
Влияние усталости при отрицательных температурах
(—45°С) усиливается. Так, критическая температура хрупко-
сти кипящей стали после усталостных нагрузок при нормаль-
ном надрезе повышается на 60°С, а при остром надрезе —
на 100°С. Критическая температура хрупкости спокойной ста-
ли изменяется соответственно на 50 и 90°С. Следовательно,
накопление усталости при низких температурах представля-
ет серьезную опасность с точки зрения ее влияния на крити-
ческую температуру хрупкости.
Наиболее обстоятельная структурно-энергетическая интер-
претация причин разрушения металлов при циклических на-
гружениях дана В. С. Ивановой [81]. Линия повреждаемости,
предложенная автором, устанавливает начало необратимых
повреждений в металле, связанных с зарождением микроско-
пических трещин.
Из анализа диаграммы усталости [81] следует, что перио-
ду разрушения, во время которого рвутся межатомные свя-
зи, предшествует этап, связанный с накоплением искажений
кристаллической решетки, называемой инкубационным. Он
характеризуется отсутствием полос скольжения, видимых в
оптический микроскоп. При этом пластическая деформация
накапливается за счет перемещения зерен по их границам и
их взаимного поворота. Эти процессы при малых перенапря-
жениях способствуют упрочнению периферии зерен вследствие
диффузии инородных атомов и скопления дислокаций у их
границ.
При достижении искажений кристаллической решетки кри-
тической величины зарождаются субмикроскопические трещи-
52
ны, т. е. искажения представляют необратимые процессы.
Считая процесс разрушения и процесс плавления равноэнерго-
емкими (несмотря на различие в механизмах этих процес-
сов), можно записать
А0(2^)=Л (46)
7?о[2(^-^)]=^л, (47)
где А„— средняя удельная работа упругой деформации при
заданной амплитуде напряжения за полуцикл; Ra — средняя
удельная работа пластической деформации при заданной ам-
плитуде напряжения за полуцикл; — число циклов, соот-
ветствующее концу инкубационного периода усталости; —
общее число циклов до разрушения; ср — средняя удельная
теплоемкость данного металла; Ts — абсолютная температура
плавления; Апл— скрытая теплота плавления.
Определив отдельно среднюю удельную энергию упругой
деформации для первого периода усталости и среднюю удель-
ную энергию пластической деформации для второго и треть-
его периодов в зависимости от амплитуды приложенного на-
пряжения, можно получить выражение
(^•а)/(6-гА)=1пл, (48)
где Np — критическое число циклов; G — модуль сдвига; у —
удельный вес; А — механический эквивалент теплоты; а —
циклическая константа разрушения, равная разности между
критическим касательным напряжением и касательным на-
пряжением, соответствующим пределу усталости. Установле-
но [81], что а для черных металлов равна 3 кгс-м/мм2, для
цветных металлов — 3,5 кгс-м/мм2. Из выражения (48) легко
определяется критическое число циклов усталостного разру-
шения материала.
Таким образом, В. С. Ивановой [81, 82] были обоснованы
и разработаны ускоренные методы усталостных испыта-
ний, которые получили самое широкое распространение и в
исследованиях поведения материалов в условиях низких тем-
ператур.
Однако широких обобщений по механизму, характеру и
уровню влияния циклических нагрузок на хладостойкость
стали для наиболее общих случаев пока не сделано. Вместе
с тем обсуждение результатов даже небольшой части работ
[73—83] по отдельным аспектам этого направления иссле-
дований показывает, что при создании машин и конструкций,
предназначенных для эксплуатации в условиях низких тем-
ператур, особое внимание следует уделять вопросам усталост-
ной прочности.
Глава 3
ВЛИЯНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ОСОБЕННОСТЕЙ
НА ХЛАДОСТОЙКОСТЬ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
Оценка склонности сварных соединений
к хрупкому разрушению
Основная часть массовых металлических конструкций из-
готавливается электрической дуговой сваркой. Ее преобла-
дающее положение среди других видов сварки сохранится
еще на долгое время [84]. Вследствие этого вопросы проч-
ности, надежности и долговечности, сварных конструкций, из-
готавливаемых и ремонтируемых различными видами дуговой
сварки, находятся постоянно в центре внимания исследова-
телей.
Для конструкций, предназначенных для эксплуатации на
Севере страны, особое значение приобретает задача повыше-
ния хладостойкости конструкционного материала и сварного
соединения в целом.
Вопрос представительной оценки хладостойкости сварных
конструкций — один из самых дискуссионных. Спор идет в
основном вокруг следующих основных вопросов.
Можно ли прогнозировать по результатам испытаний ма-
лых образцов (например, типа I и IV по ГОСТу 9454—60)
поведение сварных конструкций при низких температурах ли-
бо следует полагаться лишь на результаты испытаний натур-
ных объектов или, по крайней мере, проб, имитирующих ре-
альное сварное соединение?
Какие критерии должны приниматься при этом — по их
сопротивляемости зарождению трещины или распростране-
нию трещины?
Какие испытания наиболее показательны — статические
либо динамические?
На эти вопросы дать однозначный ответ весьма трудно,
поскольку достоверность подходов, принимаемых для оцен-
ки хладостойкости сварной конструкции, зависит от множест-
ва факторов. К основным из них можно отнести:
временные и остаточные напряжения, обусловленные про-
цессом сварки;
структурные изменения в металле в зоне термического вли-
яния сварки, определяемые режимами сварки; размеры зон,
претерпевающих изменения, зачастую связаны с условия-
ми сварки (сварка при низких температурах, в условиях по-
вышенной влажности, ветра и т. д.), а также с использова-
нием дополнительных технологических приемов (предвари-
тельный или последующий подогревы и др.);
54
конструктивные концентраторы напряжения, обусловлен-
ные наличием сварного шва и видом сварного соединения; де-
фекты и специальные концентраторы; типы и марки исполь-
зуемых основных и присадочных материалов, история их
предварительной или последующей после изготовления кон-
струкции обработки (например, предварительная пластиче-
ская деформация стали, виды и режимы горячей и холодной
обработки стали, термическая обработка материалов и соеди-
нений, дробеструйный наклеп, аргонодуговая обработка сое-
динения, плавление кромок металла шва и другие).
При этом также должны быть удовлетворены требования
повышения усталостной прочности сварных соединений.
В настоящее время нет такой единой характеристики [85],
которая учитывала бы одновременно все эти факторы и опи-
сывала бы хладостойкость сварного соединения в целом
(табл. 5).
Несмотря на наличие достаточно большого круга различ-
ных характеристик и методов испытаний, сварное соединение,
как таковое, оценивается лишь несколькими специальными
характеристиками, устанавливаемыми с применением свар-
ных проб либо натурных объектов.
В последние годы весьма широкий круг исследований
(см. [84—85, 87, 88]) выполняется по оценке влияния дефек-
тов сварки и концентрации технологических пластических де-
формаций на хрупкость сварных соединений и достоверность
методов оценки хрупкости. Установлено, что, несмотря на
удовлетворительное исходное состояние основного металла,
сваркой можно получить крайне низкий уровень прочности и
пластичности соединений.
Были выделены неблагоприятные факторы и случаи, ко-
торые ответственны за аварийные разрушения сварных кон-
струкций. Дефекты, места пластических деформаций и старе-
ния металлов при сварке носят локальный характер, но часто
свойства и поведение всей конструкции решающим образом
зависят от ослабленных сваркой мест, хотя качество основно-
го металла остаётся высоким. Это происходит потому, что
инициатива в зарождении разрушений принадлежит дефект-
ным участкам.
При наличии дефекта (исходной трещины) хладостойкость
сварной конструкции определяется способностью соединения
к сопротивлению бегущей трещины. Однако если пользо-
ваться лишь этим критерием, то многие металлы, выпускае-
мые для массовых конструкций, окажутся непригодными для
изготовления северных вариантов. Применение этого критерия
оправдано лишь для весьма ответственных конструкций, ава-
рии которых могут быть сопряжены с человеческими жертва-
ми и крупным материальным ущербом — трубопроводы и со-
55
Основной или наплав-
ленный металл
Участок термического
влияния сварки
Естественный кон-
центратор напря-
жения ..............
Дефект или специ-
альный концентра-
тор напряжения +
Примечание. + характеристика применима, — неприменима.
суды, работающие под высоким давлением, корпуса кораб-
лей, мосты и т. д.
Для определения работы распространения трещины при-
меняются методы, связанные с разделением работы разруше-
ния на составляющие. Недостатки этих методов в том, что
используемые образцы невелики и скорость движения трещи-
ны в них не всегда соответствует реальным скоростям. При
хрупких разрушениях мала точность фиксации скорости рас-
пространения трещины. Энергетическими критериями сопро-
тивляемости металла движению бегущей трещины могут быть
доля волокнистой составляющей в изломе образца или по
толщине листового металла; скорость распространения тре-
щины; разнообразные критерии Робертсона. Перспективным
представляется метод тепловой волны, когда удается регист-
рировать работу разрушения при продвижении трещины на
десятки и сотни миллиметров, в том числе и на натурных
образцах.
Возникает вопрос: на какие же критерии хладостойкости
следует ориентироваться при создании сварных конструкций,
исключая те, для которых высокая сопротивляемость движе-
нию трещины — обязательное условие? Очевидно, это должны
быть критерии сопротивляемости зарождению разрушения,
т. е. из рассмотрения исключены грубые конструкторские
56
Таблица 5
оценки поведения сварного соединения
Специальные характеристики
просчеты и технологические дефекты. Предпочтение следует
отдать тем критериям и методам испытаний, в которых при-
сутствует натуральное сварное соединение с видами и раз-
мерами отклонений, допускаемых техническими нормами.
Искусственные надрезы и трещины используются в основ-
ном для сравнительных испытаний металлов, режимов и усло-
вий сварки, а также для количественных расчетов в тех
случаях, когда идентичность искусственных и естественных
концентраторов доказана как в геометрическом отношении,
так и в отношении гаммы свойств металла, примыкающего
к концентратору.
Наибольшее количество информации дают хорошо подго-
товленные испытания натурных конструкций при заданных
условиях. По результатам испытаний достаточного количества
таких сварных конструкций можно судить о степени работо-
способности в эксплуатационных условиях целого класса
объектов испытанного типа.
В Институте физико-технических проблем Севера Якутс-
кого филиала Сибирского отделения АН СССР были прове-
дены натурные испытания опытных полноразмерных сосудов
высокого давления [86]. Экспериментальный сосуд состоял
из корпуса и двух днищ, изготовленных электродуговой свар-
кой. Корпус собран из четырех цилиндрических обечаек,
57
1
2
3
Рис. 18. Схемы вварки люка с торовым воротником (/), цилиндрического
люка (2) и патрубка для подачи напорной жидкости (<?).
имеющих диаметр 1200 мм и толщину стенок— 16 мм. Каж-
дая из трех обечаек имеет длину 1800 мм, а четвертая —
600 мм. Общая длина корпуса обечайки составляет 6 м.
Обечайки изготовлены и соединены между собой автоматиче-
ской сваркой под флюсом. Экспериментальные сосуды были
изготовлены из термоупрочненных сталей, механические ха-
рактеристики которых отличались между собой показателями
относительного удлинения.
Для сравнительной оценки влияния конструктивных фак-
торов на несущую способность сосудов в каждом сосуде были
приварены по два люка различной конструкции: один мало-
габаритный, с угловым швом приварки к корпусу, другой —
с торовым воротником, со стыковым швом приварки к кор-
пусу (рис. 18).
Стенд для гидростатического разрушения сосудов состо-
ит из бассейна 3,0X11 м, глубиной 2,3 м, с ложементами для
установки сосуда, гидросистемы, коммуникаций и измери-
тельных систем.
Сосуды подвергались нагружениям по схеме пульсирую-
щего цикла; давление в сосуде доводилось до рабочего (в на-
шем случае — до 67 кгс/см2), а затем снималось. Среднее
время цикла составляло 3 мин. За расчетное число в ис-
пытаниях было принято 500 циклов.
Для определения величины и направления главных напря-
жений на внешней поверхности сосудов в зоне каждого люка
по образующей цилиндра и по окружности, проходящей через
ось люка, наклеивали розетки из четырех тензодатчиков.
Кроме того, на достаточном удалении от люков и сварных
швов наклеивали розетки на цилиндрической части сосудов
(рис. 19).
При тензометрировании использовались тензодатчики
с базой 20 мм. Наклейка тензодатчиков осуществлялась по
стандартной методике на стальную фольгу 6 = 0,1 мм, кото-
рая приваривалась точечной сваркой к исследуемым сосудам.
Показания тензодатчиков фиксировались с помощью автома-
58
Рис, 19. Схемы наклейки тензодатчиков на различных частях сосуда
(напряжения в точках см. табл. 6).
тичеокого измерителя деформаций А-100-ЗМ. Тензодатчи-
ки тарировались типовым тарировочным устройством, входя-
щим в комплект тензометрического усилителя УТС1-ВТ-12.
Обработка результатов тензоизмерений проводилась на ЭВМ
М-220 по следующей схеме.
1) По показаниям тензодатчиков определялись дефор-
мации
е: = et • К,
(49)
где —деформация, замеренная i-м датчиком; — пока-
зания i-го датчика; К — коэффициент тензочувствительности,
который высчитывается отдельно для каждого случая.
2) Определялись невязки первого инварианта тензора на-
пряжений
= (ej + eg) - (ег + ei), (50)
где Щ — деформация, замеренная тензодатчиком данной ро-
зетки, наклеенным по осевой образующей; е3 — деформация,
59
замеренная тензодатчиком данной розетки, наклеенным по
окружности; s2— деформация, замеренная тензодатчиком
данной розетки, наклеенным под углом 1—3=45°;е4 — де-
формация, замеренная тензодатчиком данной розетки, накле-
енным под углом 3—1=45°.
3) Корректировку деформаций осуществляли методом
наименьших квадратов
81 = S1 — А./4
82 = &2 + Л/4
83 = 83 — Х/4
8< = 8^ + Л./4
(51)
где si, s2, 8з, 84 — скорректированные деформации данной
розетки.
4) Определялись нормальные напряжения, действующие
в направлении осевой образующей и в окружном направ-
Рис. 20. Характер разрушения сосудов при положительной (а) и низкой
(б, в) температурах.
лении оу, касательные напряжения' тм;::
щ=Е/(1—р.2) • (ei+pe3)j
оа=Е/(1—р2) (е3+|Л81)
1^=0(82—84) I
(52)
где Е — модуль упругости (2,1 • 104 кгс/мм2); р — коэффициент
Пуассона; G — модуль сдвига (8,07-10s кгс/мм2).
Тензометрирование деформации сосудов осуществлялось
со снятием показаний при рабочем давлении, при давлениях,
превышающих рабочее давление в 1,25 и 1,5 раза, а также
после полной разгрузки. Если сосуд выдерживал расчетное
число циклов нагружения до рабочего давления, путем плав-
ного повышения давления он доводился до разрушения. При
этом фиксировалось разрушающее давление и количество
рабочего агента, израсходованное на увеличение объема со-
судов. С целью определения остаточных пластических дефор-
маций в 25 сечениях цилиндрического корпуса сосуда замеря-
лась длина окружности до и после разрушения. Сосуды ис-
пытывались при различных температурах до —55°С. Вода
в качестве рабочего агента использовалась до -|-4оС, а при
понижении температуры применялось арктическое дизельное
топливо.
61
Рис. 21. Схемы развертки цилиндрической части двух сосу-
дов, разрушившихся при температурах — 43°С (а) и
—54°С (б).
Стрелки указывают направление распространения трещин от мест
их зарождения.
Экспериментальные сосуды при положительных темпера-
турах выдерживали полное расчетное число нагружений до
рабочего давления (500 циклов). При разрушении излом был
вязким, сосуд в большей части оставался целым (рис. 20, а).
При низких температурах разрушение было хрупким, трещи-
ны распространялись лавинно. Сосуды при этом разламыва-
лись на несколько частей (рис. 20, б, в).
Расположение трещин и их размеры указаны на схемах
развертки цилиндрических частей двух сосудов, подвергну-
62
Рис. 22. Вид очага хрупкого разрушения сосуда по
двум плоскостям (Л, Б). Место положения очага см.
рис. 21, а, дефект 1.
тых разрушающим испытаниям в условиях низких температур
(рис. 21). Результаты тензометрирования сосуда, испытанного
при температуре —54°С, представлены в табл. 6.
При анализе причин разрушения испытанных сосудов
установлено, что очагами разрушения послужили усталостные
трещины (рис. 22), появившиеся в сварных швах и по грани-
цам сплавления швов с основным металлом. Разрушение со-
суда начиналось с усталостных трещин, достигших критиче-
ских размеров.
Результаты испытаний показали, что номинальные напря-
жения в момент хрупкого разрушения значительно меньше
предела текучести соединения, излом хрупкий, остаточных
пластических деформаций не обнаружено.
63
Напряжения в исследуемых точках сосуда
Давление, Krc/CMJ Напряже-1 ние 1 Номера
1 1 2 3 1 4 5 1 6 1 7
Ох 11,01 15,40 15,92 17,68 18,97 21,16 6,17
67 Оу 21,70 13,03 17,90 18,34 30,05 34,23 6,70
Тху 1,32 0,79 —0,99 0,857 0,92 2,83 1,25
13,01 18,27 19,76 21,45 22,88 25,57 7,93
84 Оу 27,20 16,29 29,40 22,91 34,23 38,64 8,86
Хху 1,31 0,98 — 1,05 1,12 1,32 3,36 1,58
Sx 17,5 22,62 24,09 25,41 27,37 19,54 9,88
101 Оу 33,75 20,50 27,26 27,52 38,13 44,85 11 ,20
• См. рис. ^ху 19. 1,38 1,84 — 1,12 1,85 1,32 3,76 1,84
С учетом характера, места расположения и размеров де-
фектов при заданных условиях испытания и полученных раз-
рушающих нагрузках были выполнены расчеты критических
значений коэффициента интенсивности напряжений К<с.
Информация, полученная при испытаниях натурных объ-
ектов, дает конкретный материал проектантам и технологам
северных сварных конструкций, а также позволяет наиболее
обоснованно судить о достоверности тех или иных критериев
оценки хладостойкости сварных соединений.
Однако испытания натурных конструкций весьма трудо-
емки, длительны, дороги. Поэтому широко распространены
испытания проб, имитирующих реальное сварное соединение.
Методика проведения испытаний на сварных пробах хорошо
освещена в литературе [88—93].
Существенное значение имеют поиски корреляции между
результатами испытаний малых образцов и параметрами, ко-
торые могут быть заложены в основу расчетов. Значительный
интерес представляет зависимость между коэффициентом
интенсивности напряжений KJC и параметрами, устанавлива-
емыми механическими испытаниями (энергия поглощения
при испытаниях образцов Шарли уЕ, предел текучести от),
применительно к сварным соединениям из высокопрочных
сталей НТ-60 и НТ-80 заданной толщины [92]
(KzC/100)2=300(v£/oT). (53)
Установлено [93], что имеется достаточно четкая корреля-
ция между критической температурой возникновения тре-
щины при испытании широких сварных пластин и пере-
ходной температурой, соответствующей ударной вязкости
64
Таблица б
при разных уровнях его нагружения
точек*
8 1 9 1 10 11 1 12 1 13 1 14 1 15
12,46 6,42 29,54 15,22 14,35 16,06 14,99 13,64
6,65 8,53 39,70 17,86 17,51 20,95 20,79 22,88
0,26 0,13 2,11 2,64 —0,40 —2,18 0,13 -1,98
15,53 8,52 34,94 18,34 18,17 23,98 18,5 17,05
7,75 11,95 46,55 21,12 22,27 30,18 25,62 28,66
0,20 0,20 2,31 2,57 —0,46 —6,53 0,13 —2,70
19,77 11,22 41,36 21,54 22,68 24,66 22,42 20,37
9,01 16,23 53,24 25,51 27,56 32,45 31,26 35,02
0,06 0,40 2,64 3,03 —0,59 —3,49 0,06 —3,36
2,1 кгс-м/см2. при испытании образцов с v-образным надрезом
по Шарпи.
Таким образом, выбирая метод оценки склонности сварно-
го соединения к хрупкому разрушению при понижении темпе-
ратуры, необходимо прежде всего иметь в виду степень от-
ветственности конструкции. Выбор критерия оценки хладо-
стойкости сварной конструкции должен обеспечивать предста-
вительность этой оценки с позиций как достоверности резуль-
татов испытаний, так и принятия экономически целесообраз-
ных решений исполнения конструкции.
Особенности технологии сварки сталей
при низких температурах
Технология сварки определяется ее режимом, техникой
и способом («на проход», «от середины к концам», «обратно-
ступенчатый», «двойного слоя», «горкой», «каскадом» и т. д.),
методами отвода тепла и предупреждения прожогов, исполь-
зованием различных дополнительных приемов (предваритель-
ный и сопутствующий подогрев).
Режим сварки определяется следующим:
1) совокупностью параметров сварочного процесса (на-
пряжение дуги, сварочный ток, его плотность, последователь-
ность и направление проходок, скорость сварки, род и поляр-
ность сварочного тока, эффективный КПД теплового дейст-
вия дуги);
2) погонной энергией сварки при определенной толщине
свариваемых элементов;
5 В. П. Ларионов, В. А. Ковальчук
65
3) скоростью охлаждения околошовной зоны.
При сварке в условиях низких температур увеличивается
скорость остывания металла сварочной ванны и околошовной
зоны; создаются условия для увлажнения кромок основного
материала, сварочных материалов и технологической осна-
стки. Если конструкция находится в условиях низких темпе-
ратур после сварки без вылеживания, то возникает опасность
появления хрупкой трещины вследствие повышенного содер-
жания водорода в металле шва. Дефекты сварки при низких
температурах могут служить очагами хрупкого разрушения;
в случае сварки при положительных температурах они обыч-
но устраняются и уже не действуют как концентраторы на-
пряжения.
Нами ставилась задача выявить — насколько влияют
технологические особенности и условия изготовления сварных
конструкций при низких температурах на их хладостойкость.
Экспериментальные работы велись с применением полосо-
вых сталей толщиной 10 и 14 мм марок Ст.Зсп, Ст.5, Ст.2О
и 09Г2С. Для каждого исследуемого режима сварки при опре-
деленной температуре окружающего воздуха из брусков раз-
мером 10X10X150 мм собирались составные пластины для
наплавки валиков. На концах составной пластины устанавли-
вались приставные планки с размерами по ГОСТу 6996—96.
Валик экспериментальной сварки наплавлялся по продоль-
ной оси симметрии.
При наплавлении валик имел показатели, характери-
зующие условия получения однослойного, одностороннего
стыкового шва в нижнем положении; при этом были обеспе-
чены условия полного провара и высокой производительности
в случае v-образной подготовки кромок; металл шва после
снятия усиления имел достаточное сечение для испытания
на ударную вязкость.
До сварки после сборки брусков в кондуктор по месту
наплавления валика делался надрез, имитирующий v-образ-
ную подготовку кромки с разделкой в 60°. Для определения
размеров надреза пользовались упрощенной формулой пло-
щади поперечного сечения послед-
него слоя [94]
F bh + 0,07ft?, (54)
где ft, h, &i взяты в соответствии
с рис. 23.
За величину F можно условно
принять площадь наплавки металла:
Дя=кн-7/7,85-v, (55)
Рис. 23. Схема к расчету „ ,
размеров надреза вод вали- ГДе 1 н ПЛОЩадь НЭПЛавКИ, СМ ,
ковую пробу. Ku — коэффициент наплавки.
66
грамм/А-ч; 1 — величина сварочного тока, A; v — скорость
сварки, см/ч; 7,85 — масса 1 см3 наплавленного металла, г*
Принимая Ь\ = 1,3 b [94] и учитывая уравнение (54), фор-
мулу (55) можно записать в виде
Ки-7/7,85-у—1,1262. (56)
Поскольку b = h, получаем
h=b=-]/^H-I/8,8-u. (57)
Таким образом, в зависимости от марки применяемого
электрода и задаваемых режимов сварки по месту сварки на
пробе предварительно фрезеруется надрез глубиной, равной h,
с углом раскрытия кромок а=60°. Опытная сварка составной
пластины выполняется по подготовленной канавке. Пластина
после сварки остается в кондукторе до получения во всех
точках температуры не выше 100°С. После снятия усиления шва
из валиковой пробы изготавливаются образцы на ударную
вязкость с расположением вершины надреза в металле шва
и в исследуемых участках термического влияния сварки.
Было установлено экспериментально, что наиболее «ослаб-
ленным» участком зоны термического влияния по хладостой-
кости является участок рекристаллизации, для которого ха-
рактерно сращивание раздробленных при пластической де-
формации (прокатка, ковка) зерен основного металла.
По месту расположения и ширине зоны рекристаллизации
по микрошлифам двух брусков для серии одной и той же
составной пластины определяется участок металла, по кото-
рому для каждого режима сварки устанавливается переход-
ная температура хрупкости для наиболее «ослабленной» зо-
ны данной серии образцов. Часть брусков используется для
нахождения порога хладноломкости металла шва и других
участков термического влияния сварки.
Для определения прочностных характеристик1соединения на
сплошной пластине из стали такой же толщины наплавляется
валик. Из сплошной пластины с валиковой пробой выреза-
ются образцы на растяжение и загиб. Помимо этого, из
сталей такой же толщины при идентичных условиях выполня-
ется сварное соединение встык с предварительной разделкой
кромок. Из такого соединения изготавливаются также стан-
дартные образцы на растяжение и загиб.
Основной объем сварочных работ на Севере выполняется
электродами диаметром 3—6 мм при токе 160—350 А и на-
пряжении 18—28 В. Необходимо было выявить режим сварки,
наиболее благоприятный с точки зрения обеспечения прочно-
сти и работоспособности сварного соединения при низких тем-
пературах, особенно при выполнении работ в условиях тем-
ператур ниже — 30°С.
67
5*
Нами исследована хладостойкость сварных соединений
из сталей Ст. Зсп, Ст. 5, 20 и 09Г2С, изготовленных при тем-
пературах +20 и —45°С при различных технологических’
режимах [95].
Сварка велась при постоянном токе обратной полярности
электродами УОНИ 13/55, МР-3, ОЗС-4, ОЗС-6 диаметром
3—6 мм. При этом сварка электродами УОНИ 13/55 осуще-
ствлялась в следующих состояниях: без прокаливания; про-
каливание при 350°С в течение часа; то же при 150°С; то же
при 150°С в течение 5 ч. Электроды марки МР-3 использова-
лись в следующих состояниях: без прокаливания; прокалива-
ние при 200°С в течение 1,5 ч; прокаливание при 120°С в те-
чение 3 ч. Эксперименты с применением электродов ОЗС-4
и ОЗС-6 приводились: - без прокаливания; прокаливание при
200°С в течение 1,5 ч; прокаливание при 120°С в течение 1,5
(ОЗС-4) и 3 ч (ОЗС-6). В зависимости от диаметра
применяемых электродов (3—6 мм) варьировали силу сва-
рочного тока в пределах 90—300 А, напряжение дуги — в пре-
делах 21—27 В.
Для каждого рассмотренного случая технологического
режима сварки полностью выдерживалась описанная методи-
ка проведения экспериментов, в соответствии с которой из-
готавливались составные валиковые пробы и сварные соеди-
нения для определения механических характеристик. В ре-
зультате последующих испытаний получено множество темпе-
ратурных зависимостей ударной вязкости различных участков
сварного соединения, исполненного по конкретному техноло-
гическому режиму. Имея такую зависимость, можно опреде-
лять критическую температуру хрупкости для каждого слу-
чая. В наших опытах в качестве критической температуры
брали верхний порог хладноломкости (максимальная темпе-
ратура, при которой начинается резкое падение значений
ударной вязкости)—3 кгс-м/см2. Установленные при этом
верхние пороги хладноломкости различных участков сварных
соединений, изготовленных при разных режимах, сопостав-
лялись с соответствующими значениями погонной энергии
сварки, приведенными к одинаковой толщине проб. Такой
подход позволяет более четко выявить в конкретных случаях
наиболее оптимальный режим сварки, обеспечивающий луч-
шую хладостойкость сварного соединения (рис. 24—26).
При сварке электродами УОНИ 13/55 лучшая хладостой-
кость металла шва получается при погонной энергии сварки
в диапазоне 4000—6000 кал/см (см. рис. 25, а, о). Прокали-
вание электродов УОНИ 13/55 при 350°С в течение часа
значительно расширяет диапазон благоприятных величин
погонной энергии.
При сварке электродами МР-3 в условиях низких темпера-
тур лучшая хладостойкость достигается без предварительного
68
Рис. 24. Зависимость ударной вязкости различных участков сварного соеди-
нения от температуры.
I — металл шва при сварке электродами УОНИ 13/55. а — без прокаливания электродов
(0 3 мм, /св =90 А, £7*=21 В, <?/и=2330 кал/см); б ~ прокаливание до 350°С в течение
часа (0 5 мм, /св=220 А, 6’= 22 В, q/u = 2460 кал/см)'; /, 2 — сварки при — 45JC с пред-
варительным подогревом на 150—200<3С и без него соответственно; 3—сварка при ком-
натной температуре; II—основной металл (/) и участки его наибольшего разупрочне-
ния (2—5) при t~—45°С. а: 1 — 09Г2С; 2 — УОНИ 13/55 без подогрева (0 6 мм,
<7/^=4900 кал/см); 3 — то же с предварительным подогревом; 4 — то же ( 0 4 мм,
<7/г=3200 кал/см); 5 — то же без подогрева; б: 1 — сталь Ст.З; 2—электрод МР-3 с
предварительным подогревом на 150—200°С ( 04 мм, д/о=8000 кал/см); 3 — то же,
без подогрева; 4 — то же ( 0 5 мм, q/v=5600 кал/см); 5 — электрод ОЗС-б без подогре-
ва ( *3 5 мм, 4/с»=4600 кал/см).
подогрева и прокаливании электродов при 120°С в течение
3 ч (см. рис. 25, д). При этом практически во всем диапазоне
рассмотренных значений погонной энергии сварки (6000—
—7500 кал/см) получались примерно одинаковые характери-
стики металла шва. Повышение температуры прокаливания
электродов МР-3 до 200°С и выше несколько ухудшает хла-
достойкость металла шва (см. рис. 25, г). Особенно это ска-
зывается при повышенной погонной энергии аварки
(8000 кал/см). Аналогичные результаты получены и для ру-
тиловых электродов ОЗС-4 и ОЗС-6.
69
Рис. 25. Положение верхних по-
рогов хладноломкости сварно-
го шва, выполненного электро -
дами УОНН 13/55 (а, б) и
МР-3 (в, г, д) при комнатной
температуре (7), при — 45°С без подогрева (2) и с предварительным подо-
гревом до 150—200°С (5).
а, в — электроды без прокаливания; б — прокаливание до 350°С в течение часа;
г — до 200сС в течение 1,5 ч; д — до 120°С в течение 3 ч.
В ряде случаев наиболее склонной к хрупкому разруше-
нию может оказаться зона основного металла, подверженная
термическому влиянию сварки. Нами рассматривалась хла-
достойкость наиболее разупрочненных при сварке участков
сварного соединения из широко распространенных сталей.
Ст. Зсп. Относительно лучшие свойства разупрочненного
участка стали Ст. Зсп по хладостойкости достигаются при
погонной энергии сварки выше 5500 кал/см (см. рис. 26, а, Г).
При сварке электродами УОНИ 13/55, МР-3, ОЗС-4, ОЗС-6 по-
лучаемый металл шва имеет порог хладноломкости при более
низких температурах, чем участок зоны наибольшего раз-
упрочнения стали Ст. Зсп. Поэтому сварку стали Ст. Зсп при
температурах ниже —30°С можно вести любыми из этих
электродов, предварительно прокаленными при оптимальных
режимах.
Ст. 5. Наилучшая хладостойкость разупрочненного участка
стали достигается при значениях погонной энергии сварки
около 5000 кал/см с тенденцией к ухудшению при увеличении
погонной энергии (см. рис. 26, а, 2). При температуре ниже
70
6
Рис. 26. Положение верхних по-
рогов хладноломкости наиболее
разупрочненного при сварке
участка стали Ст. Зсп (а, /),
С т5 ( а?} ,20 (б) ,О9Г2С гр.
—30°С и погонной энергии, близкой к 5000 кал/см, можно
использовать электроды УОНИ 13/55 и МР-3 без предвари-
тельного подогрева металла.
Сталь 20. Повышение погонной энергии приводит к улуч-
шению хладостойкости «разупрочненной» зоны. Ее порог хла-
дноломкости становится ниже —60°С при погонной энергии
сварки больше 4700 кал/см (рис 26, б). Равные или лучшие
по сравнению с участками основного металла характеристики
металла шва по хладостойкости получаются: при сварке элек-
тродами УОНИ 13/55 при погонной энергии сварки от 4700 до
5200 кал/см (желательно использовать электроды, подвергну-
тые прокаливанию при 350°С в течение часа); при сварке
электродами МР-3, 'прокаленными при 120°С (в течение 3 ч,
без предварительного подогрева материала.
Сталь 09Г2С. При понижении значений погонной энергии
сваркихлодостойкость разупрочненного участка улучшается.
В рассмотренном диапазоне значений погонной энергии от 3200
до 5000 кал/см порог хладноломкости всех участков тер мическо-
го влияния сварки располагается ниже —70°С (см. рис. 26, в).
Для обеспечения равнопрочности всех участков соединения
ручную сварку стали 09Г2С следует выполнять электро-
дами УОНИ 13/55, прокаленными при 350°С в течение
часа, при погонной энергии сварки около 5000 кал/см (см.
рис. 25, б, 26 в).
Исследование хладостойкости сварных соединений, полу-
ченных при различных технологических вариантах, позволяет
71
выделить следующие общие моменты, которые необходимо
учитывать при сварке в условиях низких температур.
Изменение скорости остывания металла сварочной ванны
и околошовной зоны сопровождается изменением структуры
и механических свойств металла готового соединения, изме-
нением условий формирования металла шва. В зависимости
от применяемых основных и сварочных материалов для полу-
чения качественного соединения можно либо ограничиваться
небольшим варьированием режимами сварки, либо необходи-
мы дополнительные технологические приемы (предваритель-
ный или сопутствующий подогревы, утепление и т. п.).
Вследствие увлажнения кромок свариваемого материала
и сварочных материалов возрастает вероятность образования
пор. Технология сварки в условиях низких температур дол-
жна включать меры борьбы с увлажнением: соответствую-
щее хранение сварочных материалов, их просушку, систему
подготовки свариваемых элементов (разделку кромок, зачи-
стку кромок от ржавчины и т. п.).
Присутствие водорода в металле шва и околошовной зоне
обусловливает склонность металла шва к хрупкости уже при
температурах — 20°С. Наиболее эффективный метод борьбы с
этим явлением — подбор соответствующих основного и сва-
рочных материалов.
Вопросы влияния резких концентраторов напряжений, вре-
менных и остаточных сварочных напряжений, усталостных
нагрузок на хладостойкость сварных соединений, которые из-
готавливаются при температуре минус 30—50°С, изучены
недостаточно. Следует ожидать получения эффективных ре-
комендаций с целью повышения хладостойкости сварных
соединений в результате дальнейших исследований особенно-
стей физико-химических процессов сварки в условиях низких
температур, формирования сварного соединения, различных
видов 'его обработки в сочетании с рассмотрением вопросов
физики и механики разрушения, специфичные стороны кото-
рых обусловливаются историей изготовления сварной кон-
струкции.
Следует принципиально по-новому подойти к организации
сварочных работ на открытом воздухе при низких темпера-
турах.Сварка должна вестись только сварщиками, прошедши-
ми специальную стажировку по выполнению работ в условиях
низких температур. Перед началом ответственных работ
сварщиком должна завариваться технологическая проба.
Должны быть регламентированы периоды работы сварщиков
на открытом воздухе и их отдыха в теплом помещении.
Необходимо обеспечивать сварщиков удобной спецодеж-
дой, изготовленной с учетом специфики климата северных
районов.
Предварительный подогрев стыков
при сварке в условиях низких температур
В работе Д. Сефериана [96] как наиболее эффективный
технологический прием для предотвращения кристаллизаци-
онных трещин и повышения пластичности сварного соедине-
ния рекомендуется предварительный подогрев стыков. Пункт
4.22 СниП III Г—66 регламентирует технологию сварочных
работ при температурах ниже — 30°С только с предвари-
тельным подогревом стыка и прилегающей к нему зоны
шириной 200—250 мм до температуры 150—200°С. Между тем
назначение предварительного подогрева для всех без исклю-
чения марок сталей и типов конструкций может привести
к неоправданному увеличению технологического цикла, а в
некоторых случаях — к снижению хладостойкости соединения.
Предварительный подогрев стыков в условиях низких тем-
ператур обычно предназначается для предотвращения воз-
никновения кристаллизационных трещин и уменьшения оста-
точных напряжений. Для сравнения склонности малоуглеро-
дистых и низколегированных сталей к образованию кристал-
лизационных трещин [97] были предложены следующие фор-
мулы определения эквивалентного содержания углерода (Сак).
При содержании в стали 0,09—0,14% углерода
CaK=C+2S+P/3+ (Si—0,4)/10+ (Мп—0,8)/12+Ni/12+
+Сп/15+(Сг—0,8)/15; (58)
при содержании 0,14—0,25% углерода
C0K=C+2S+P/3-[- (Si—0,4) /7+ (Мп—0,8) /8+Ni/8+
4-Cu/10+(Cr—0,8)/10; (59)
символы химических элементов обозначают их процентное
содержание в данной марке стали.
Чем выше эквивалентное содержание углерода, тем боль-
ше вероятность образования трещины. С. А. Островской дана
классификация наиболее употребляемых малоуглеродистых'
и низколегированных сталей. В соответствии с этой класси-
фикацией сталь 09Г2С признана одной из лучших по стойко-
сти к образованию кристаллизационных трещин.
Образование кристаллизационных трещин зависит от
концентрации деформации ори остывании соединения в пре-
делах температурного интервала хрупкости. С уменьшением
скорости охлаждения сварного соединения при данном темпе-
ратурном интервале хрупкости и заданной скорости деформа-
ции величина деформации в хрупком состоянии будет увели-
чиваться [98]. Следовательно, при сварке в условиях низких
температур с увеличением скорости охлаждения вероятность
появления трещин в сварном соединении уменьшается.
73
Результаты экспериментов, проведенных на малоуглеро-
дистых сталях, показали, что при толщине материала до 10 мм
затрудненная усадка сварного соединения не может служить
причиной образования .кристаллизационных трещин [99].
Эти данные дают возможность критически подойти к слу-
чаям назначения предварительного подогрева при сварке
в условиях низких температур стыков магистральных трубо-
проводов из стали 09Г2С. Тем более показано, что применение
предварительного подогрева для уменьшения величины ос-
таточных напряжений при плоском напряженном состоянии
и пластичном материале не дает достаточного эффекта
[100—102].
Различные методы снятия остаточных напряжений по-раз-
ному влияют на прочность сварного соединения. Наиболее
эффективный из них — высокий отпуск в течение одного часа
при температуре 650°С [101]. Предварительный подогрев с
варьированием температуры от 100 до 300°С не дает эффекта
улучшения, как и последующий нагрев и выдержка в течение
одного часа при 250°С. При местном нагреве сварных соеди-
нений до 650°С Р. Кеннеди [101] получил худшие результа-
ты по сравнению с теми, что были найдены для соединений,
не подвергавшихся этой операции.
Исследования X. Жербо [100] на малоуглеродистых и
низколегированных сталях также подтвердили, что предвари-
тельный подогрев свариваемых стыков до 200—300°С прак-
тически не изменяет остаточных напряжений.
Для выяснения влияния предварительного подогрева на
хладостойкость сварного соединения газопроводов нами была
проведена опытная сварка труб, изготовленных из сталей:
М.20 (ГОСТ 8732—58), труба диаметром 426X9 мм
(а„=51 кгс/мм2; от—38 кгс/мм2; 6 = 29%); 09Г2С (ГОСТ 5058—
—57), труба диаметром 529X9 мм (оа=56 кгс/мм2;
Оу=39 кгс/мм2; 6 = 24%).
Сварка стыков газопровода осуществлялась автоматической
и ручной сваркой на подкладных кольцах из стали М20сп.
Разделка кромок—V-образная. Каждая труба и подкладное
кольцо зачищались с внутренней и внешней сторон на рас-
стоянии 30 мм от соединяемого конца. Кольцо устанавлива-
лось в одной из труб с плотным прилеганием к внутренней .
стенке и приваривалось к ней в 6—8 местах швами протяжен-
ностью 50—60 м. Затем на кольцо насаживалась вторая тру-
ба. Концы труб зажимались в центраторе, между ними уста-
навливался зазор 2—3 мм. Наложение прихваток производи-
лось в 6—8 местах по периметру. Прихватки были выполне-
ны электродами марок УОНИ 13/55 диаметром 3 мм.
Сварка вручную осуществлялась электродами УОНИ 13/55.
Для обеспечения полного провара корня шва первый слой
выполнялся электродами диаметром 3 мм, а два последую-
74
Таблица 7
Режимы автоматической сварки поверхностных стыков труб
с помощью головок ПТ-56
Слой Сварочный ток,А Напряжение на ДУге, В Скорость сварки, м/ч
Первый 420 - 430 35—38 30—35
Второй . . . 440—500 38—42 38—40
Третий . . . 440—500 38—42 38—40
щих — 4 мм. Ручная дуговая сварка проведена при следую-
щем токе: при диаметре электрода 3 мм — 100 А; при диамет-
ре электрода 4 мм — 160 А. Каждый слой сваривался после
зачистки от шлака предыдущего слоя. Автоматическая сварка
выполнялась также в 3 слоя под флюсом АН-348А с помощью
головки ПТ-56, питаемой током от агрегата АСДП-500, и сва-
рочной проволоки Св-10Г2 диаметром 2 мм. Усиление шва
при его ширине 18—20 мм составляло при этом 1—3 мм с
плавным переходом к основному металлу. Режимы автомати-
ческой сварки приведены в табл. 7.
Каждый вид автоматической сварки под флюсом и ручной
электродуговой сварки выполнен в следующих условиях: ле-
том при температуре 18—22°С; зимой — ниже —30°С с приме-
нением предварительного подогрева стыков на 150°С и без
него.
При проведении эксперимента стыковались трубы дли-
ною 9 м. После остывания стыка из трубы вырезалось кольцо
шириной 300 мм со сварным швом посередине, из которого
изготовлялись образцы для механических испытаний и метал-
лографических анализов. Контроль выполненных опытных
соединений показал удовлетворительное качество сварочных
работ (отсутствие подрезов, трещин, шлаковых включений,
газовых пор и др.).
Испытания показали, что на механические свойства соеди-
нений предварительный подогрев не оказывает существенного
влияния (табл. 8).
На поверхности шва и в изломе образцов, испытанных на
разрыв, признаков горячих трещин не наблюдается. Метал-
лографический анализ показал отсутствие в металле шва и в
зоне термического влияния закаленных структур. Это подтвер-
ждается также результатами замера твердости (табл. 9).
Причем, твердость металла шва в случае сварки без подогре-
ва несколько выше, чем при подогреве (см. табл. 9). Наиболь-
шая разница твердостей наблюдается при автоматической
сварке проволокой Св-10Г2 под флюсом АН-348А.
Результаты испытаний на ударную вязкость показывают,
что в случае сварки с применением предварительного подогре-
75
Таблица8
Среднее значение временного сопротивления и предела текучести
сварных соединений, выполненных при температуре —45°С
Способ сварки Основной металл (сталь) Сварочный мате- риал Временное сопротивле- ние, кгс/мм2 Предел теку- чести, кгс/мм3
без подо- грева подо- грев Д°+ 150°С без по- подо- догре- грев до ва 4-150°С
Автоматнче- 09Г2С Св-08ГА 56 54 39 37 екая, проволокой под флюсом 2 мм АН-348А 09Г2С Св-10Г2 58 54 40 38 под флюсом АН-348А Ручная с при- Ст. 3 кп УОНИ 52 49 38 37 менением элект- после тер- 13/55 родов 4 мм мического ВН-48 50 47 36 34 упрочне- ния Ручная 20 сп УОНИ 51 49 38 37 13/55 МР-3 50 46 36 33
ва по сравнению со сваркой без подогрева порог хладнолом-
кости металла шва смещается в сторону положительных
температур (рис. 27).
Сравнительная оценка хладостойкости участков терми-
ческого влияния сварки показывает (рис. 28), что порог
хладноломкости наиболее «ослабленного» участка смещается
в сторону более низких температур при сварке без подогрева,
а подогрев способствует повышению температуры порога
хладноломкости.
Рис. 27. Зависимость ударной вязкости металла шва от температуры.
<7 —электроды «Велер Фокс EV-50» (сплошная линия), ВН-48 (штриховая); 6 —
автоматическая сварка с применением проволоки Св-10ХМ, флюса АН-22 (сплош-
ная), электродов «Гарант» (штриховая); 1, 2 — сварка при температуре — 49ПС с
предварительным подогревом на 150°С и без него соответственно.
76
При сварке в условиях
положительных температур
(20°С), кристаллизации и
остывании шва и околошов-
ной зоны в структуре ме-
талла происходит выделение
из аустенита феррита и про-
дуктов промежуточного рас-
пада. Металл шва имеет
мелкозернистую равноосную
структуру, в которой наблю-
даются участки перлита.
В условиях низких темпе-
ратур с применением пред-
варительного подогрева сты-
ков до температуры 150°С
при охлаждении металла
шва аустенит проходит ста-
дии превращения в феррит —
— перлит. Перлитная состав-
ляющая структуры отли-
чается тонким строением
и располагается между зер-
нами феррита, феррито-пер-
литное строение шва в этом
случае неоднородно.
Без применения подогре-
ва (—50°С) скорость охлаж-
дения металла шва увеличи-
вается, что способствует из-
мельчению зерен. Причем
получившаяся структура
аналогична структуре метал-
ла шва, полученной сваркой
при темепературе 20°С.
В этом случае образует-
ся наиболее мелкодисперс-
ная структура.
Известно, что чем диспер-
сное структура металла, тем
выше его хладостойкость.
Узкие прослойки пластинча-
того перлита между участка-
ми феррита, которые полу-
чаются при сварке с подо-
гревом, способствуют пони-
жению вязких свойств свар-
ного соединения. В первич-
СО ю
СО СО
77
Рис. 28. Зависимость ударной вязкости участков термического влия-
ния сварки от температуры (сварка при —-45°С).
а — термоупрочненная сталь Ст.Зкп при сварке с предварительным подогревом
(сплошные линии и без него (штриховые): 1 — надрез ударного ебразца на
расстоянии /=1 мм от границы сплавления; 2—1=3 мм; 3— /=6 мм; о — сталь
20 (/) п участки его наибольшего упрочнения (2—6): 2, 6— МР-3 с предвари-
тельным подогревом и без него соответственно (04 мм, q]v — 7300 кал/см); 3, 5
УОНИ с предварительным подогревом и без него соответственно ( 0 б мм,
<7/^=4750 кал/см); 4 — то же без подогрева ( 0 4 мм, q/v “3200 кал/см).
ной структуре сварных швов имеется значительное число де-
фектов, по своему характеру напоминающих диффузионную
пористость. Установлено [16], что за время сварки с последу-
ющим охлаждением имеет место заметное перемещение ва-
кансий. При достаточно медленной скорости охлаждения ва-
кантные узлы сосредоточиваются на поверхности кристалли-
тов и на плоскостях скольжения, способствуя образованию
мельчайших пор. Вследствие этого увеличивается склонность
металла к хрупкому разрушению.
Именно этими процессами следует объяснить то, что
предварительный подогрев до +150°С при ручной электро-
дуговой сварке с применением электродов типа УОНИ и
при автоматической сварке проволокой Ов-ЮГ2 под флю-
сом АН-348А в условиях низких температур приводит к
усилению склонности металла шва к хрупкости по сравне-
нию со случаями сварки без предварительного подогрева.
Полученные результаты позволяют сделать следующие
выводы.
1. Исследование хладостойкости сварки стыковых соеди-
нений сталей 09Г2С, М20 и термообработанной стали
Ст.Зкп, выполненных вручную электродами УОНИ 13/53
и автоматической сваркой проволокой Св-10Г2 под флюсом
АН-348А в условиях низких температур, показало, что пред-
варительный подогрев стыков на 150—200°С не дает поло-
жительного эффекта, в ряде случаев снижая хлодостойкость
соединения.
78
2. При сварке труб магистральных газопроводов толщи-
ной до 12 мм из сталей 09Г2С и М20сп при температуре
до —50°С из технологического цикла следует исключить
предварительный подогрев в следующих случаях:
а) для газопроводов, прокладываемых наземными и под-
земными методами из стали 09Г2С с применением электро-
дов УОНИ 13/55, а также сварочной проволоки Св-10Г2;
б) для газопроводов из стали М20сп с применением элек-
тродов УОНИ 13/55 и МР-3 в случае прокладки только под-
земным, методом, так как основной материал не гарантирует
нормальной работы газопровода ниже —60°С.
Влияние циклического нагружения
на хладостойкость сварных соединений
В работе [ЮЗ] исследовано влияние усталости на крити-
ческую температуру хрупкости Ткр зон стыковых сварных
соединений сталей ВСт.Зсп и 10ХСНД. Накопление усталос-
ти произведено на цилиндрических образцах диаметром
11 мм с острым надрезом (г=0,25 мм, глубина 1,75 мм) при
растяжении — сжатии с частотой 20-103 Гц, как и в работе
[77]. Критическая температура определялась по уровню
a„IV = 2 кгм/см2.
На рис. 29, а показано влияние усталости на крити- ,
ческую температуру хрупкости основного металла ВСт.Зсп
[103]. Максимальное повышение критической температуры
хрупкости основного металла стали ВСт.Зсп под влиянием
усталости составило 60°С (от —40°С в исходном состоянии
до 20°С к моменту появления усталостной трещины). Эти дан-
ные можно сопоставить с результатами, полученными в
работе [80] в подобных условиях, когда критическая темпера-
тура хрупкости Ti;p(aHrv = 2 кгс м/см2) стали Ст.Зсп повыси-
лась от —32°С в исходном состоянии до —5°С после наг-
ружения в зоне повреждаемости (0,7Np). Сопоставление влия-
Рис. 29. Зависимость критической температуры хрупкости сварных соедине-
ний от режима циклического нагружения.
а — ВСт.Зсп — основной металл; б — ВСт.Зсп — зона термомеханического старения.
79
ния усталости на зоны сварного соединения, проведенное
при одном режиме циклического нагружения (<j—16,6 кгс/мм2,
N=4* 10s), позволило заключить, что наиболее сильно удар-
ная вязкость снижается в зонах сплавления и старения.
Зона старения при ручной сварке расположена на рас-
стоянии 3—10 мм, а при автоматической — на расстоянии
8—18 мм от линии сплавления. Участок, ослабленный в
результате старения, определяется экспериментальным пу-
тем серийными испытаниями на ударную вязкость по темпе-
ратуре.
Влияние усталости на критическую температуру хрупко-
сти стали ВСт.Зсп в зоне термомеханического старения по-
казано на рис. 29, б. В этом случае критическая температу-
ра хрупкости ТКР зоны старения после сварки в исходном
состоянии выше Ткр основного материала ВСт.Зсп более чем
на 10°С. В процессе работы на усталость Ткр основного метал-
ла и зоны старения повышаются до 20°С. При использова-
нии результатов исследований [77, 103] следует учитывать,
что усталость накапливалась при высокой частоте — 20 Гц,
что редко встречается в технике. Повреждаемость металла
при малых частотах нагружения может быть выше, так как
накопление усталостных повреждений при реальных часто-
тах (до 1000 Гц) развивается более интенсивно. Большин-
ство исследователей считают, что повышение частоты нагру-
жения до 1000 Гц не влияет на предел выносливости, но
дальнейшее повышение вызывает рост сопротивления уста-
лости; так, при частоте 20.Гц предел выносливости повыша-
ется на 40%.
Учитывая, что большая часть металлических конструкций
на практике работает при малых частотах нагружения, ис-
пользовать для них результаты, полученные в более благо-
приятных условиях (при частоте 20 кГц), не всегда правомер-
но. Можно ожидать, что при малых частотах нагружения
повреждаемость будет выше, поэтому при дальнейших ис-
следованиях влияния усталости на хладостойкость необхо-
димо осуществлять накопление усталости также и при ма-
лых частотах. Это повысит трудоемкость эксперимента в де-
сятки, а может быть, и сотни раз, но приблизит условия
испытаний к эксплуатационным.
Смещения критических температур хрупкости оказыва-
ются наибольшими при циклическом упруго-пластическом
деформировании и образовании исходных трещин малоцик-
ловой усталости [104].
В работах [77, 103—104] охрупчивание металла в про-
цессе усталости исследовалось по изменению таких характе-
ристик, как хрупкая прочность и критическая температура хруп-
кости, которые определяются при жестких условиях нагруже-
ния: высокая концентрация напряжений, статическое либо удар-
30
ное разрушения при очень низких
температурах (от—180 до
— 196°С). Жесткие условия нагру-
жения позволяют выявить малей-
шие повреждения в металле на
ранних стадиях усталости, в
том числе и при амплитудах на-
пряжений ниже предела вынос-
ливости и малом числе циклов
предварительного нагружения.
При переходе от жестких условий
испытаний к реальным усло-
виям работы металла в конст-
рукции диапазон влияния устало-
сти на охрупчивание значительно
Рис. 30. Зависимость относи-
тельной частоты поломок от
срока службы сваи.
сужается.
Усталостные трещины размером, до 4 мм не влияют на
понижение разрушающей нагрузки при статическом нагру-
жении некоторых сварных соединений из сталей М16С и Ст.З
(стыковое, нахлесточное, прикрепление фасонок) при тем-
пературах до —65°С [Ю5]. Между тем, статистические
обобщения фактических случаев разрушений конструкций,
испытывающих усталостные нагрузки, показывают, что с
увеличением срока службы в ряде случаев при понижении
температуры резко возрастает относительная частота поло-
мок сварных деталей машин и элементов металлоконструк-
ций. Примером могут служить данные по разрушениям сваи
драги (рис. 30). Существенное влияние усталостных нагру-
зок на хладостойкость сварного соеди-

Ор, кгс-м/см2
О ---1---1--т г—
-60 -40 -20 0 +20 С
Рис. 31. Влияние устало-
сти на среднеарифметиче-
скую величину работы
распространения трещи-
ны металла шва (УОНИ
13/55):
/ — исходное состояние без
усталости; 2 —после предва-
рительного нагружения в зо-
не повреждаемости (50—60%);
3 — вблизи усталостного раз-
рушения при положительных
температурах; 4 — то же при
отрицательных температурах.
нения подтверждается результатами
экспериментов (рис. 31).
Если иметь в виду необходимость
изучения поведения сварных конструк-
ций, изготовленных с применением
широкого круга конструкционных
сталей и присадочных материалов,
а также накопление усталости и вы-
полиение сварки в самом широком ди-
апазоне температур (до минус 50—
—70°С), то вопрос о влиянии ус-
талостных нагрузок на хладостойкость
сварного соединения в настоящее
время исследован далеко не в пол-
ной мере. Для разработки эффектив-
ных мер по обеспечению хладостой-
кости сварных конструкций необхо-
димо усилить исследования их уста-
лостной прочности.
6 В. П. Ларионов, В. А. Ковальчук
81
Глава 4
РАЗРУШЕНИЕ ДЕТАЛЕЙ И УЗЛОВ МАШИН
Строительные экскаваторы
На строительные экскаваторы приходится 12% анализи-
руемых разрушений машин. Наибольший интерес представ-
ляет анализ аварийности экскаваторов типа Э-652, Э-1252,
широко распространенных в эксплуатационных организа-
циях Севера. Основные причины выхода их из строя — не-
достатки в конструктивном и технологическом решениях узлов
или деталей.
В качестве отдельного, весьма характерного, примера
приведем описание одной из аварий, когда внезапно разру-
шилась стрела полученного с завода экскаватора Э-1252Б
(рис. 32). В соответствии с техническими условиями он не
предназначался для эксплуатации при температурах ниже
—40°С, его металлоконструкции были изготовлены из мало-
углеродистой стали ВСт.З спокойной плавки по ГОСТу 380-65.
Для работы в условиях Крайнего Севера при температу-
рах ниже —40°С выпускается новый тип экскаватора —
Э-1252БС, металлоконструкции которого делаются из низко-
легированной стали 09Г2С по ГОСТу 19282-73. Сварка ве-
дется полуавтоматами в среде углекислого газа. По конструк-
тивному оформлению рабочих органов северное исполнение
Рис. 32. Общий вид разрушения стрелы экскаватора Э-1252Б.
82
не отличается от обычного. В последнее время завод-изго-
товитель выпускает сварные конструкции без термической
обработки, так как она снижает усталостную прочность.
Испытания опытных образцов экскаватора Э-1252БС,
проведенные в 1966 г. в Норильске, показали достаточно
высокую надежность металлоконструкций из стали 09Г2С
при низких температурах. Однако таких экскаваторов вы-
пускается пока недостаточно, поэтому предприятия вынуж-
дены эксплуатировать машины стандартного исполнения и
при температурах ниже —40°С. В средней полосе страны ме-
таллоконструкции экскаваторов Э-1252 работают более 5—7
лет без разрушения.
Обследование сечения разрушенной стрелы показало, что
излом хрупкий. Несмотря на то, что коробчатое сечение
стрелы сварено из листовой стали небольшой толщины
(10 мм), по всему периметру излома разрушение развива-
лось перпендикулярно поверхности листа. На отдельных
участках виден ручьистый и шевронный узор. Очагами воз-
никновения трещины послужили непровары в стыке направ-
ляющих полос, приваренных к боковым листам стрелы для
того, чтобы рукоять не задевала о кромки полок (рис. 33).
Направляющие полосы имели сечение 18X60 мм и были при-
варены прерывистыми швами длиной 150 м,м с промежутка-
ми между швами 300 мм. Полосы не являлись несущими,
поэтому внимание к качеству их изготовления было недос-
таточным.
Стрела по длине представляет собой балку переменного
сечения для придания ей равнопрочности (см. рис. 33). Нап-
равляющие полосы повторяют изгибы нижнего пояса стрелы
и сварены из трех частей, стыки которых совмещены в од-
ном сечении и сварены без разделки кромок на глубину
5 мм при толщине стыкуемых элементов 18 мм. Концы
направляющих полос вблизи стыка приварены лобовы-
ми швами к стреле, образуя, таким образом, жесткую
связь стыка со стрелой. Непровар в стыке сыграл роль внут-
реннего трещиноподобного дефекта размером 13X70 мм, кото-
рый стал причиной разрушения. На начало разрушения имен-
но в этом месте указывает расположение шевронного узора из-
лома. Возникновению разрушения способствовали также низ-
кие температуры, ударный характер нагружения и высокий
уровень остаточных напряжений в зоне швов направляющей по-
лосы и нижнего пояса стрелы, близко расположенных друг
к другу — на расстоянии 30—40 мм. Распространению раз-
рушения содействовали непровары в угловых швах коробки
стрелы и концентраторы на кромках полок, вырезанных га-
зовой резкой без последующей механической обработки. Ис-
следование аварии стрелы экскаватора Э-1252Б показало,
что очагом возникновения хрупкого разрушения могут стать
6*
83
Рис. 33. Схема стрелы экскаватора Э-1252Б:
2--нижняя полка* 3 — поавый боковой лист: 4— левый боковой лист: 6— наппавляштппя полоса: 6 — близко рас-
несущественные элементы сварной конструкции. В качестве
мер для предотвращения подобных аварий можно рекомен-
довать следующее.
Разнести стыки направляющих полос в разные сечения
стрелы, не допуская их совмещения в одном сечении.
Сваривать стыки с разделкой кромок с полным проваром.
Ввести разрыв фланговых швов направляющих полос на
расстоянии 100 мм, от стыка.
Увеличить расстояние между близко расположенными
фланговыми швами от 50—60 мм и более.
В случае, если начало эксплуатации экскаватора совпа-
дает с периодом низких температур, следует нагружать ме-
таллоконструкции в утепленном помещении, не превышая
эксплуатационные пределы для уменьшения влияния остаточ-
ных напряжений.
При выборе марки стали для сварных конструкций, рабо-
тающих на усталость при низких температурах, учитывать
повышение критической температуры в процессе накопления
усталостных повреждений.
Металлоконструкции экскаваторов, предназначенных для
работы в условиях температур ниже —35°С, необходимо из-
готовлять из хладостойких низколегированных сталей марок
09Г2С, 10Г2С1 и др.
Рассмотренная авария дает только общее представление
о характере возможных хрупких разрушений реальных кон-
струкций машин. В то же время исследователей и создате-
лей новой техники интересуют статистически обобщенные
сведения о типичных разрушениях ее деталей и узлов. Ниже
приводятся эти данные, полученные нами по разработан-
ной методике (см,, гл. I).
Основной объем информации по строительным экскава-
торам типа Э-652 получен в организациях Красноярска. Ана-
лиз количества разрушений по температурным интервалам
для данного конкретного района эксплуатации машин пока-
зал, что 72% всех разрушений происходит в месяцы с отри-
цательной среднемесячной температурой.
Стойка двуногая — узел, чаще других выходящий из
строя. Наиболее слабое его звено — ось, на долю которой
приходится более 80% всех разрушений узла. Максимальное
количество разрушений стойки происходит в интервале тем,-
ператур от 0°С до минус 20°С (рис. 34, а). Стойка изготав-
ливается из стали Ст.З, а ось — из стали 40Х.
Разрушение оси наступает при таких температурах, ког-
да материал имеет высокую ударную вязкость. Склонность
металла к хладноломкости усиливается конструктивными
недостатками детали (наличие галтелей с низкой чистотой
обработки). Зависимость относительной частоты поломок от
температуры (см. рис. 34, а) показывает, что на работоспо-
85
Рис. 34. Зависимости относительной
частоты поломок (/) и ударной
вязкости материала (2, 3) разных
деталей и узлов экскаваторов тина
Э-652 от температуры,
а — двуногая стойка (2 — ось стойки,
3—стойка); б—вал главной лебедки;
в — стрела; г — боковая рама; д — ковш.
собность оси стойки в большей степени влияют конструктив-
ные недостатки и условия эксплуатации, чем свойства мате-
риала.
Для материала стойки характерно довольно резкое сни-
жение ударной вязкости в том же интервале температур,
в котором отмечено наиболее интенсивное увеличение частоты
поломок (см. рис. 34, а). Необходимо отметить также боль-
шую чувствительность данного узла к динамическим нагруз-
кам,, особенно при разработке мерзлого грунта клин-бабой.
Следовательно, снижение уровня аварийности двуногой
стойки может быть достигнуто улучшением конструкции оси
и применением более хладостойкого материала для изготов-
ления стойки.
Валы. Анализировались случаи разрушения валов глав-
ной лебедки, механизма реверса и реверса главной лебедки.
Эти валы должны изготавливаться из стали 40Х и проходить
термообработку по режиму улучшения. В этом случае удар-
86
ная вязкость стали достаточно высока при самых низких
температурах эксплуатации экскаватора, т. е. разрушений
валов не должно быть. Однако такие разрушения имеются,
и основная часть их происходит из-за нарушения технологии
изготовления валов (отсутствие или нарушение режимов
термической обработки, применение других марок сталей
и др.). Об этом свидетельствует резкое повышение частоты
поломок валов (рис. 34, б) в интервале температур от —15
до —30°С, т. е. когда термоулучшенная сталь 40Х имеет
еще достаточно высокие значения ударной вязкости (поряд-
ка 6 кгс- м/см2).
Стрела прямой лопаты. Разрушения стрелы часто связа-
ны с ее падением из-за выхода из строя двуногой стойки
или ее оси. Опасность хрупкого разрушения стрелы, особен-
но при понижении температуры, возникает вследствие дина-
мического характера нагрузок, а также недостатков конст-
руктивного и технологического оформления узлов, повыша-
ющих, их хладноломкость (см. рис. 32и 33). Установлено, что
узлы машин, изготовленные из стали ВСт.З, не отвечают
требованиям, предъявляемым к конструкциям, предназна-
ченным, для эксплуатации в условиях низких температур.
Относительная частота поломок стрелы резко возрастает
при температурах от —10 до —20°С. В этом же интервале
температур резко падает значение ударной вязкости приме-
няемого материала (рис. 34, а).
Для сокращения числа поломок стрелы экскаватора
необходимо изготовлять ее из хладостойких марок сталей
(09Г2С, 10Г2С1 и др.) с учетом режимов сварки.
Рама боковая гусеничного хода чаще всего разрушается
при температурах ниже —10°С (рис. 34, г). При этом удар-
ная вязкость материала рамы составляет менее 2 кгс-м/см2
Некоторое снижение относительной частоты поломок рамы
при температуре —30°С, по-видимому, следует объяснить
недостатком данных из-за весьма небольшой продолжитель-
ности эксплуатации экскаватора Э-652 при этих темпера-
турах в Красноярске. Разрушение боковой рамы чаще
всего идет по сварным швам и границе сплавления
шва с основным металлом, главным образом в передней
части рамы. Эти участки наиболее нагружены, особенно при
работе клин-бабой.
Работоспособность рамы можно повысить применением
соответствующего материала и проведением термообработки
узла после сварки. Кроме того, нужно видоизменить кон-
структивное решение рамы таким образом, чтобы ос-
новная нагрузка воспринималась непосредственно металлом,
а не сварными швами.
Ковш является рабочим органом экскаватора, подверга-
ющимся динамическим нагрузкам. Разрушения обычно про-
87
исходят по наиболее ослабленным местам — отверстиям
проушин, стенок корпуса и др. Относительная частота поло-
мок ковша возрастает уже при температурах ниже нуля,
хотя ударная вязкость материала остается достаточно высо-
кой (рис. 34, д). Причина аварийности ковшей — их конструк-
тивно-технологическое несовершенство. Поэтому рекомендует-
ся прежде всего изменить существующую конструкцию ковша
так, чтобы удалось снизить напряжения в сварных швах.
Нужно также усилить места возле проушин.
Таким образом, аварийность узлов и деталей строитель-
ных экскаваторов определяется средней интенсивностью воз-
растания частоты поломок при понижении температуры экс-
плуатации. При этом критическая температура, с которой
начинается рост относительной частоты поломок, находится
в интервале от 0 до —20°С.
Карьерные экскаваторы типа ЭКГ-8
Полноповоротный, электрический карьерный экскаватор
на гусеничном ходу ЭКГ-8 предназначен для разработки и
погрузки в транспорте средства большой емкости полез-
ных ископаемых и вскрышных пород. Экскаваторы ЭКГ-8
применяются на земляных и скальных работах крупных
строительных объектов и гидротехнических сооружений,
а также на вскрышных и добывающих работах в карьерах и
разрезах черной и цветной металлургии, угольной промыш-
ленности и промышленности строительных материалов.
Анализ разрушений по этим машинам позволил уточнить
и отработать все основные положения методики сбора, сис-
тематизации и обработки исходной информации, так как на
карьерах горных предприятий установлен круглогодовой
непрерывный цикл работ. Исходная информация в этом
случае намного качественнее, чем в строительных органи-
зациях.
Рукоять ковша экскаватора разрушается чаще других
узлов при низких температурах (85%). При этом макси-
мум аварийности приходится на температурный интервал
от —15 до —25°С (данные по Коршуновскому ГОКу и Но-
рильскому ГМК). Относительная частота поломок при тем-
пературе —50°С в 10 раз выше, чем при температуре 0°С
(рис. 35, а). Для Норильского ГМК эта зависимость до
минус 30°С аналогична упомянутой выше, но, достигнув
при —30°С своего максимума, она стабилизируется.
Рукоять разрушается в основном по сварному шву, сое-
диняющему балку с концевой отливкой. В данном случае
при жестком концентраторе напряжений наблюдается еще
разупрочнение материала в зоне швц что ведет к разру-
шению. Кроме того, наблюдаются разрушения по nnovi'.’’’-
зз
Рис. 35. Зависимости относительной частоты поломок (/) и ударной вязко-
сти материала (2, 3) разных деталей экскаваторов типа ЭКГ-8 от темпера-
туры.
а — рукоять (1 — Коршуновский и II — Норильский карьеры); б — ковш (I — Коршу-
новский и II — Норильский карьеры); в — гусеничная рама; г — вал-шестерня поворо-
та; д — зубчатый венец; е —стрела.
нам и сварным швам крепления кремальерной рейки.
Восстановительные работы для рукояти очень трудоем-
ки и требуют больших затрат. Так, в среднем для замены
вышедшей из строя рукояти новой требуется около 2 сут
(35 ч). Стоимость восстановления в этом случае составля-
ет 2700 руб. Если учитывать так называемую «упущенную
выгоду», то общий убыток на одну машину составит 10—
15 тыс. руб.
Ковш представляет собой сварной узел, состоящий из
корпуса, днища, коромысла и зубьев. Корпус ковша свари-
вается встык из четырех отливок: передней, задней и двух
боковых стенок ковша. Передняя стенка, подвергаемая
износу, выполнена из высокомарганцовистой стали 110Г13Л,
а задняя и боковая стенки — цельнолитые из низкоуглеро-
дистой стали 357'. Петля днища, коромысло ковша, засов и
89
кронштейн отливаются из стали 110Г13Л. Как видим, все
основные детали ковша изготавливаются из высокопрочной
стали (исключение составляют задняя и боковые стенки из
стали 35Л).
Около 60% разрушений приходится на днище ковша и
петлю днища. Эти детали в наибольшей степени подверже-
ны динамическим нагрузкам и абразивному изнашиванию.
Материал их обладает высокими механическими свойствами
и высокой абразивной износостойкостью. Следовательно, на
работоспособность данных деталей влияют конструктивные
недостатки и условия эксплуатации. Относительная частота
поломок (рис. 35, б) резко возрастает при температуре—30°С.
Между тем ряд деталей ковша (60%) разрушается при тем-
пературе выше —30°С, т. е. когда ударная вязкость данного
материала равна или больше 8 кгс-м/см2.
Около 20% разрушений приходится на заднюю стенку,
которая в процессе работы испытывает наименьшие нагруз-
ки по сравнению с другими деталями ковша (исключение
составляют боковые стенки). Применяемый в этом случае
материал не обеспечивает необходимого запаса вязких
свойств, что приводит к хрупкому разрушению.
Рама гусеничная изготавливается из конструкционной
литой стали 35Л. Разрушение идет в основном по окну на-
тяжной оси, что влечет за собой поломку ее самой.
Причиной поломки рамы является плохая -подготовка
подошвы забоя, неправильная установка экскаватора, удар
ковшом или негабаритом по гусенице. Как правило, плохие
условия эксплуатации и низкая температура приводят к
разрушению данной детали. Необходимо отметить низкую
хладостойкость применяемого материала. При температуре
—20°С ударная вязкость составляет 2 кем-м/см2 (рис. 35, в).
Относительная частота поломок начинает резко возрастать
именно при этой температуре, следовательно, данная деталь
не может нормально работать ниже данной критической тем-
пературы.
Стоимость востановительных работ высока — 13,5 тыс. руб.
на одну поломку, и простои из-за поломки составляют в
среднем 120 ч.
Вал-шестерня поворота (г-11, т-30) изготавливается из
стали 34XH3M, которая имеет высокую хладостойкость
(Ткр = —60°С). Низкая температура не оказывает влияния на
работоспособность данной детали (рис. 35, г).
Вал-шестерня поворота испытывает большие нагрузки,
особенно при торможении, так как момент, развиваемый
инерционными силами, значительно больше, чем момент от
двигателя поворота. В последнее время наметилась тенден-
ция к уменьшению продолжительности цикла работ, что до-
стигается применением электрической схемы поворота, но
90
опасно из-за значительного увеличения крутящего момента
на венцовой паре механизма поворота. Это приводит к по-
ломке вала и венцовой шестерни. Разрушение вала (90%)
происходит по шлицам, т. е. по наиболее слабому сечению.
Для увеличения работоспособности вал-шестерни поворо-
та необходимо увеличить диаметр по шлицам и месту по-
садки обоих подшипников. При работе экскаватора следует
категорически запретить уменьшать время разгона, а осо-
бенно торможения при повороте.
Венец зубчатый (г-146, т-30), изготавливается из стали
35Л, которая имеет низкие механические характеристики
(рис. 35, д'). Это сказывается на работоспособности данной
детали, которая разрушается как при положительных, так
и при отрицательных температурах. Проведенные тензоиз-
мерения фактических напряжений у основания зуба венцо-
вой шестерни показали, что запас прочности в летнее время
равен 1,3, что явно недостаточно для данной детали, рабо-
тающей при значительных динамических нагрузках.
Разрушается данная деталь у основания зубьев, распо-
ложенных напротив окон. В последнее время выпускают
несколько видов венцов усиленной конструкции, при этом
стенка возле окна значительно толще. Эти детали показали
лучшую надежность, чем венцы обычного исполнения. Одна-
ко повышенная аварийность данной детали сохраняется
из-за низкой прочности применяемого материала.
Стоимость восстановительных работ по венцовой шестер-
не сравнительно небольшая (250 руб.), но простои из-за ре-
монта довольно высоки и составляют в среднем 35 ч.
Для увеличения работоспособности детали необходимо
заменить применяемую сталь на материал с более высокими
механическими свойствами. Частичного увеличения работо-
способности также можно добиться путем усиления конструк-
ции данной детали.
Стрела экскаватора разрушается в основном по свароч-
ному шву средней секции, а также по проушинам пяты, по
месту сварки пяты с металлоконструкцией и по разным се-
чениям возле крепления головных блоков. Причинами раз-
рушения при низких температурах являются концентраторы
напряжений, низкая хладостойкость применяемого материа-
ла и его разупрочнение в зоне шва. Следует отметить, что
хладостойкость применяемого материала уже при темпера-
туре — 10°С не удовлетворяет требованиям; эксплуатации.
Ударная вязкость в этом случае составляет 2 кгс-м/см2
(рис. 35, е). Снижение ударной вязкости происходит в том
же температурном интервале, что и рост относительной час-
тоты разрушений (от 0°С до — 20°С), т.е. основная ответ-
ственность за повышение аварийности данного узла ложит-
ся на низкие механические свойства применяемого материала.
91
Этот материал следует заменить сталями типа 10ХСНД или
15ХСНД. Целесообразно также проведение термической об-
работки рассматриваемого узла.
Таким образом, рассмотренные детали и узлы экскавато-
ров типа ЭКГ-8 склонны к повышенной аварийности при
низких температурах. Основными причинами, вызывающими
увеличение количества хрупких разрушений, являются: не-
удовлетворительная хладостойкость применяемых материа-
лов, низкое качество сварки, наличие конструктивных кон-
центраторов напряжений. Интенсивность возрастания отно-
сительной частоты поломок для данного типа экскаваторов
находится на высоком уровне по сравнению с другими ти-
пами рассмотренных машин.
Навесное оборудование бульдозеров
Из узлов навесного оборудования бульдозеров наиболее
часто выходят из строя отвал, толкающий брус, раскос
отвала и нож [108]. Для выяснения общей наработки этих
деталей на отказ для разных типов бульдозеров, эксплуати-
руемых в условиях Норильска, были проведены специальные
годичные наблюдения за показателями их работоспособно-
сти. Как видно из полученных данных (табл. 10), ио факти-
ческим наблюдениям .наработка на отказ составляет 30—75%
от средней ’ наработки на отказ по отчетным данным. При
этом срок службы основных деталей колеблется в пределах
650—1200 ч и лишь для раскоса отвала на тракторе Т-140
он достигает 1713 ч. Указанные сроки службы деталей весь-
ма неудовлетворительны.
Отвал бульдозера — сварная конструкция, разрушение
которой связано прежде всего с наличием концентраторов на-
пряжений в местах сварки. Для разных типов отвалов интен-
сивность их разрушений при низких температурах различна,
но во всех случаях достаточно высока (рис. 36, а — г). Ос-
новной тип исследуемого отвала — отвал бульдозера Д-271.
Для изготовления отвала применяется сталь с низкими проч-
ностными свойствами, склонная к хладноломкости (табл. 11).
Так, ударная вязкость материала (образцы вырезались из
реальных деталей) снижается с 6,5—3,8 кгс-м/см,2 при тем-
пературе 20°С до 4,0—0,6 при температуре —30°С. Разброс
значений ударной вязкости можно объяснить значительным
колебанием, химического состава, а также разным временем,
которое отработала каждая деталь до момента разрушения.
Как правило, 80—90% разрушений отвала происходят
либо по сварному шву, либо начинаются от сварного шва.
В данном случае сварной шов — концентратор напряжений,
и поэтому дефект, полученный при сварке, необходимо лик-
92
Таблица 10
Показатели наработки основных деталей навесного оборудования бульдо-
зеров до выхода из строя
Деталь Колич. отка- зов, шт. Суммарная на- работка, маш-ч • Средняя нара- ботка на 1 от- каз, маш-ч Фактическая нара- ботка на 1 отказ от средней по всем от- казам, %
всего в том числе непосредствен- но по наблю- дениям по всем отка- зам по результа- там наблюде- Н ИЙ по всем отка- зам по результа- там наблюде- ний
Трактор Т-140
Нож отвала . . . . 25 11 41 761 8357 1670 759 45
Раскос отвала . . . . 60 18 142 537 30828 2375 1713 72
Отвал . 31 13 55 985 10788 1806 830 46
Толкающий брус 50 17 117 205 20425 2344 1201 51
Трактор-180
Нож отвала .... 16 6 26 952 6223 1685 1037 61
Раскос отвала . . . 10 3 32 577 2894 3258 965 29
Отвал 8 2 19 063 2193 2383 1096 46
Толкающий брус . . . 39 20 84 247 24132 2160 1206 56
Трактор ДЭТ-250
Нож отвала . . . . 13 6 21 307 7533 1639 1255 76
Отвал . 16 8 22 882 6709 1430 838 58
Толкающий брус . . . 13 2 28 304 1303 2177 651 30
видировать путем термической обработки сварного шва или
всего отвала.
Сварные угловые соединения отвала, дающие начало
хрупким разрушениям в основном открытого типа. Такие
соединения целесообразно заменить соединениями закрытого
типа. Часто разрушается или прогибается отвал в централь-
ной части, что вызвано наличием больших напряжений при
резании и перемещении грунта. Трещины возникают также
в местах крепления кронштейнов уравнительных связей, в
боковых стенках отвала и в верхнем листе.
Аналогичный характер разрушений наблюдается и для
других типов отвалов бульдозеров. Основная особенность
всех типов отвалов — существенное увеличение частоты их
разрушений в интервале температур от 0 до —20°С, что ука-
зывает на применение неудовлетворительного по хладостой-
кости материала (см. рис. 36, а — г). Для отвала на тракто-
ре ДЭТ-250 высокая частота разрушений наблюдается так-
же при температуре 20°С, что вероятно, связано с общей
низкой конструктивной прочностью.
93
Рис. 36. Зависимости относительной частоты разрушений (/) и ударной вяз-
кости (2) материала отвалов (а — г) и толкающих брусьев (д — з) бульдо-
зеров на разных тракторах от температуры.
а, д — Т=100 М: 6. е — Т=140; в. ж - Т=180; г. а — ДЭТ-250.
Таблица 11
Химический состав и значения ударной вязкости материала узлов бульдо-
зеров
Температура в момент раз- рушения, °C Содержание элементов Ударная вязкость (кгс-м/см2) при темпера- туре, °C
С S р Мп Si +20 0 -10 -20 — 30 —40 -50
—22 0,20 0,045 0,036
—22 0,13 0,024 0,019
—36 0,20 0,029 0,017
—37 0,17 0,026 0,018
—31 0,20 0,046 0,023
—24 0,18 0,036 0,023
—30 0,20 0,031 0,019
-22 0,18 0,028 0,016
—36 0,22 0,033 0,021
—7 0,17 0,042 0,035
— 16 0,20 0,046 0,025
— 16 0,17 0,042 0,026
— 15 0,18 0,043 0,025
— 15 0,20 0,041 0,029
—36 0,17 0,039 0,027
—37 0,17 0,045 0,033
—38 0,19 0,044 0,022
—37 0,16 0,035 0,024
—41 0,19 0,041 0,027
Отвал
0,44 0,27 6,0 6,5 6,0
0,42 Сл. 5,0 4,0 3,6
0,49 0,09 5,1 4,8 4,2
0,51 0,10 4,6 4,1 3,5
0,46 Сл. 4,0 3,8 3,8
0,36 0,10 3,8 3,8 3,1
0,48 0,10 4,8 3,9 3,3
0,51 0,11 6,1 6,0 5,1
0,30 0,09 6,1 5,0 4,5
Толкающий брус
0,38 0,10 6,0 4,5 3,0
0,39 0,11 3,8 3,5 3,0
0,38 0,10 5,0 4,0 4,5
0,43 0,10 4,0 3,0 2,5
0,45 0,11 3,0 3,0 1,0
0,41 0,08 4,0 3,8 3,3
0,40 0,10 3,3 3,0 —
0,39 0,10 4,1 4,0 3,5
0,41 0,09 5,0 4,5 4,0
0,37 0,10 4,5 4,0 3,5
4,0 2,0 1,1 0,7
2,0 1,0 0,8 0,6
2,4 1,8 0,7 0,7
3,0 1,0 0,5 0,4
2,1 1,0 0,6 0,5
1,5 0,6 0,5 —
2,0 1,0 0,5 0,5
4,7 2,0 0,4 0,3
3,6 1,8 0,9 0,5
1,0 0,8 0,4 0,4
2,5 0,8 0,5 0,5
1,0 0,8 0,6 0,6
2,0 1,0 0,7 0,5
1,0 0,4 0,4 —
2,0 0,7 0,4 0,4
2,0 1,0 0,8 —
3,0 1,0 0,4 0,3
2,0 1,0 0,6 0,6
3,5 1,0 0,5 0,5
Случаи интенсивного изнашивания отвалов в эксплуата-
ционных условиях практически не наблюдаются. Это связано
с тем, что срок службы отвалов определяется главным обра-
зом их аварийностью, т. е. они успевают разрушиться прежде,
чем износятся.
Для повышения работоспособности отвалов, кроме пра-
вильной технологии сварочных работ и проведения соответ-
ствующих режимов термообработки, необходимо заменить
материал. Целесообразно также улучшить конструкцию от-
вала, перераспределив нагрузки, действующие от перемеща-
емого грунта. Следует изготавливать отвалы криволинейной
формы, что позволит, кроме того, снизить скорость изнаши-
вания основного листа. Такая форма отвала принята на за-
рубежных бульдозерах.
Толкающий брус разрушается наиболее часто по свар-
ным швам, проушине и в месте крепления раскоса (см.
рис. 36, д — з). Высокий уровень его разрушений при всех темпе-
ратурах эксплуатации указывает на низкую конструктивную
95
прочность, т. е. расчетное сечение выбрано, видимо, без до-
статочных обоснований.
Ударная вязкость материала толкающего бруса бульдо-
зера Д-271 А (см. табл. 11) при температуре 20°С колеблется
от 6 до 3 кгс-м/см2, а при —30°С падает до 0,4—1,0 кгс-м/см2.
Следовательно, данная деталь не может нормально эксплуа-
тироваться при температуре —30°С и ниже, так как запас
пластичности у материала в этом, диапазоне температур
слишком мал.
Толкающий брус — сварной узел коробчатого сечения,
имеющий несколько сварных швов, поэтому дефекты сварки
особенно сказываются на его работоспособности. Качество
сварочных работ при изготовлении, а особенно при его ре-
монте— низкое. Часто сварку производят по старым швам,
швы перед сваркой не разделывают, сварной шов, а тем бо-
лее всю конструкцию, не подвергают термической обработке.
Боковые стороны толкающих брусьев интенсивно изнаши-
ваются, особенно в местах крепления к отвалу. Низкая изно-
состойкость применяемых материалов (типа стали Ст.З)
уменьшает расчетные сечения, т. е. в конечном итоге увели-
чивает и без того высокую аварийность рассматриваемого
узла.
Таким образом, для повышения работоспособности дан-
ной детали необходимо рекомендовать следующее: при из-
готовлении нужно применять сталь Ст.З спокойной плавки
в термообработанном состоянии; усилить конструкции; из-
менить технологию изготовления (ремонта) с обязательным
включением цикла термообработки сварных швов или всей
конструкции.
Раскос отвала разрушается в
ушинам кремпления его к отвалу.
^абс
Рис. 37. Распределение общего количе-
ства поломок ножа отвала по темпера-
турным интервалам для двух типов
тракторов.
1 — т=180; 2 — Т=140.
среднем сечении и по про-
Закономерности его разру-
шения аналогичны зако-
номерностям разрушения
толкающего« бруса. Изно-
су деталь практически не
подвергается. Работоспо-
собность ее определяется
только конструктивной
прочностью и низкой хла-
достойкостью применяе-
мых материалов.
Нож отвала. Типичные
характеристики разруше-
ния данной детали при-
ведены на рис. 37. Как
видно из представлен-
ных зависимостей, данная
деталь имеет два темпера-
96
ных интервала, в которых наблюдается максимум ее аварий-
ности. Максимум аварийности в интервале температур от 10 до
— 10°С связан с низкой прочностью детали, а в интервале
от —30 до —50°С — с неудовлетворительной хладостойкостью
применяемых материалов.
Несмотря на высокую аварийность рассматриваемой де-
тали, основной причиной выхода ее из строя является низ-
кая абразивная износостойкость конструкционных материа-
лов. Применяемая для средних ножей сталь Ст. 5 должна
быть заменена ввиду неудовлетворительных ее износных ха-
рактеристик. Для крайних ножей обычно используется сталь
типа 110Г13Л. Ее высокие износные свойства на отвалах
бульдозеров не реализуются из-за невозможности динамиче-
ского наклепа данной стали. Только в карьерах на переме-
щении крупно взорванной горной массы возможно выявление
преимуществ данной стали.
Таким образом, рассмотренные зависимости аварийности
деталей навесного оборудования бульдозеров от температу-
ры указывают на низкое качество материалов, применяемых
в строительно-дорожном машиностроении. Качество сварных
конструкций также не отвечает современному уровню разви-
тия техники. Низкая температура в данном случае — только
критерий контроля качества изготовления машин и оборудо-
вания.
Детали ходовой части тракторов
Значительная часть хрупких поломок узлов тракторов
и бульдозеров приходится на детали ходовой части. Анализ
показывает, что затраты на ремонт ходовой части тракто-
ров и бульдозеров достигают 70% затрат на все виды ре-
монтов этих машин. Наиболее подвержены хрупкому разру-
шению такие детали ходовой части, как башмак гусеницы,
каток опорный, звено гусеницы, палец звена гусеницы, ко-
робка балансирной рессоры. Основные данные об аварийно-
сти деталей ходовой части тракторов приведены в табл. 12.
Как видно из приведенных данных, аварийность всех типов
рассматриваемых тракторов весьма высокая. Фактическая
наработка на отказ в этом случае, как правило, составля-
ет не более 50% от наработки, фиксируемой по отчетным
документам.
Башмак гусеницы. Данная деталь наиболее полно иссле-
довалась с точки зрения совместного анализа разрушения
детали и механических свойств применяемого материала
Всего анализировалось 24 случая разрушения, при которых
наблюдались отколы и изгибы башмаков, износ их гребней.
Разрушение башмаков гусениц происходит в силу многих
причин. Одна из них — несоответствие материала и его
7 В. П. Ларионов, В. А. Ковальчук
97
Таблица 12
Показатели наработки основных деталей ходовой части тракторов до вы-
хода их из строя
Деталь Колич. отка- зов, шт. Суммарная нара- ботка, маш-ч Средняя нара- ботка на 1 ос- каз Фактическая нара- ботка на 1 отказ от средней по всем от- казам, %
о <U 0 в том числе непосредст- венно по на- блюдениям по всем отказам по результа- там наблюде- ний 0 f- о S <и о “ S О и Е Л по результа- там наблюде- ний
Т рактор-140
Каток . 28 4 70632 5448 2522 1362 54
Балансир .... . 179 50 338386 47788 1890 956 51
Палец гусеницы . 45 24 60455 17507 1343 729 54
Звено гусеницы . 68 45 71918 33670 1057 748 71
Трактор Т-180
Каток . 16 1 53573 64 3348 64 2
Балансир .... . 103 135 214712 46503 2084 1328 64
Палец гусеницы . 10 4 21036 2183 2104 546 26
Звено гусеницы . 17 11 34673 12112 2039 1101 54
Трактор ДЭТ-250
Каток . 21 1 59315 1419 2824 1419 50
Балансир .... . 58 9 126721 10265 2185 1140 52
Палец гусеницы . 20 11 25889 10132 1294 921 71
Звено гусеницы . 23 14 25494 7102 1108 507 46
термообработки условиям эксплуатации при отрицательных
температурах.
Рассматривая ударную вязкость материала башмаков
(сталь 45) и температурув момент ихразрушения (табл. 13),
можно отметить, что у деталей, материал которых был в
состоянии отжига (поставки), порог хладноломкости насту-
пает при минус 10—15°С. Именно поэтому данная деталь
разрушалась при более высокой температуре, чем башмаки,
которые были термообработаны по режиму улучшения.
Совместный анализ относительной частоты разрушений
и ударной вязкости материала башмака гусеницы (рис. 38 а)
показывает, что с понижением температуры увеличивается
количество разрушившихся деталей и особенно резко воз-
растает относительная частота разрушений. Одновременно с
этим снижается ударная вязкость материала, что указывает
на несоответствие материала (при данной термообработке)
условиям работы исследуемой детали.
Если за критерий работоспособности данной детали при-
нять ударную вязкость материала, то, заменяя материал
98
или его термообработку,
можно увеличить срок служ-
бы. В то же время для
башмака гусеницы сущест-
венную роль играет его из-
нос. Как известно, износ
пропорционален твердости.
Ударная вязкость и износо-
стойкость материала башма-
ка должны быть высокими.
Каток опорный. Разруше-
ние катков всех типов
тракторов, в первую оче-
редь, зависит от неудовлет-
ворительной прочности выб-
ранного материала. Кроме
того, конструктивное реше-
ние детали также не обеспе-
чивает необходимой ее дол-
говечности, на что указы-
вает ее высокая аварий-
ность в интервале положи-
тельных температур. С пони-
жением температуры на уве-
личение аварийности ока-
зывает влияние и низкая хладостойкость материала. Разруше-
ние катков происходит в основном по ребордам. Довольно ча-
сто наблюдается раздавливание передних катков, особенно
при перемещении грунта бульдозером.
Для изготовления данной детали применяется сталь 50Г.
Как видно из данных (табл. 14), которые получены при ис-
Таблица 13
Ударная вязкость (кгс м/см2) мате-
риала башмаков гусеницы (сталь 45)
при температуре, °C
+20 — 10 -20 Темпера- тура в момент разруше- ния,°G
Отжиг
6,0 — — —7
6,1 5,3 — —42
5,7 4,8—0,8 —50
5,9 5,3—0,7 —33
5,7 4,9—0,5 — —19
6,3 5,2 -22
6,4 5,8 — —29
5,8 — — —27
Улучшение
9,8 — 7,4 -26
10,2 — 7,1 —33
9,8 — 7,3 —49
10,0 — 7,5 —48
9,7 — 7,1 —46
10,1 7,5 7,6 —46
Рис. 38. Зависимости относительной частоты поломок (/) и ударной вязко-
сти (2) деталей трактора 1-100М от температуры.
а — башмак гусеницы; б — опорный каток; в — звено гусеницы.
7*
99
Таблица 14 следовании материала раз- Ударная вязкость (кгс-м/см2) опор- рушенных катков, на вели- ных катков (сталь 50Г) при темпера- чину ударной вязкости ста- туре, °C ли оказывает влияние от-
Температу- ра в мо- мент раз- рушения, °C + 20 0 -20 рицательная температура. _40 При этом во всех случаях наблюдалось разрушение ре- бооды катков.
—12 5 8 5 0 2 3 0 8 П° Условиям Работы даН- ,'2 ’ ’8 ’ ная деталь подвергается из- ч’з 4’9 9’0 1 ’о НОСУ абразивными частица- -36 5*4 4 2 2’1 о'ч ми’ кот°Рые попадают меж- ’ ’ ’ ’ ду катком и звеном гусени- цы. Кроме того, реборды
катка испытывают динамические нагрузки, в результате чего
разрушаются в месте перехода к беговой дорожке. Случаи
раздавливания катков (в основном передних) наблюдаются
при температурах ниже —25°, т. е. при снижении ударной вяз-
кости до 2 кгс-м/см2. При работе бульдозером более интен-
сивно изнашиваются и разрушаются передние катки, которые
воспринимают дополнительную нагрузку от навесного обору-
дования.
Зависимость относительной частоты разрушений от тем-
пературы (рис. 38, б) указывает на то, что данная деталь
подвержена разрушениям при положительных и низких тем-
пературах в одинаковой степени. Срок службы катков ко-
леблется от 400 до 2000 ч и зависит от характера выполне-
ния работ и условий эксплуатации. Наименьший срок служ-
бы катков наблюдается зимой.
Звено. Во всех случаях фактором, определяющим разру-
шение звеньев, является их неудовлетворительное конструк-
тивное решение. На это указывает четкий максимум
аварийности в интервале положительных температур, т. е.
расчетные сечения звена в этом случае явно занижены, а
прочность материала мала для выбранных сечений, что ухуд-
шает напряженное состояние детали и создает условия для
ее разрушения.
Звено разрушается в самых разнообразных сечениях,
поэтому требуется его тщательная конструктивная прора-
ботка и соответствующие стендовые исследования. Разрушение
данной детали происходит по отверстиям под болты, кото-
рыми крепится звено к башмаку, или же по отверстию под па-
лец. Эти отверстия — концентраторы напряжений, и при ра-
боте на мерзлом грунте, когда повышаются динамические
нагрузки, происходит разрушение звена по слабому сечению.
Основная масса разрушений данной детали наблюдается
при температурах от —20 до —25°С, т. е. в том, температур-
ном интервале,' когда ударная вязкость материала детали
100
снижается до 3,5 кгс-м/см2. Зависимости ударной вязкости
и относительной частоты поломок от температуры
(рис. 38, в) показывают, что работоспособность данной
детали можно повысить путем изменения ее конструкции и
материала.
Палец звена гусеницы. Характерным местом разрушения
данной детали является стык торцов втулки и звена гусе-
ницы. В процессе эксплуатации в этом месте появляется
концентратор напряжений. Затем при сочетании несколь-
ких факторов (динамические нагрузки, концентратор напря-
жения, низкая температура и т. д.) происходит разрушение.
На работоспособность данной детали основное влияние ока-
зывает воздействие абразивных частиц, которые, попадая в
зазор между звеном и пальцем, изнашивают рабочую по-
верхность обеих деталей.
Металлографические исследования (табл. 15) показывают,
что применяемый материал для данных деталей имел повы-
шенное содержание фосфора (до 0,046%), что повлияло на
величину его ударной вязкости.
Коробка балансирной рессоры. Наиболее часто хрупкие
трещины наблюдаются по зоне сварки угольников крепления
и поперечные трещины — по всему сечению коробки. Основное
количество разрушений происходит при температурах от
—25 до —35°С, что указывает на недостаточную хладостой-
кость материала и получаемого при изготовлении сварного
соединения [90,108].
Краткий анализ хрупких разрушений деталей показыва-
ет, что они связаны в основном с недостаточной хладостой-
костью. применяемых материалов, а в отдельных случаях
зависят от их конструктивных особенностей. Таким образом,
проблему аварийности тракторов и бульдозеров можно ре-
шить, используя качественные стали и тщательно выбирая
конструкцию детали (узла) с учетом их работы в суровых
климатических условиях.
Таблица 15
Химический состав и ударная вязкость материала пальцев звеньев гусеницы
Температу- ра в мо- мент раз- Химический состав, % Ударная вязкость (кгс« • м/сма) при температуре, «С
рушения.
°C С 1 S 1 Р | Мп I S1 +20 | 0 | —20 | -40
—2 0,44 0,037 0,045 0,84 0,36 4,6 3,8 2,8 1,6
—7 0,47 0,036 0,041 0,87 0,34 5,2 4,1 3,0 1,7
—39 0.43 0,038 0,042 0,82 0,33 4,5 3,8 2,8 1,7
—43 0,45 0,038 0,046 0,88 0,35 4,3 3,5 2,4 1,3
—41 0,36 0,037 0,044 0,85 0,35 4,6 3,9 2,9 1,6
—34 0,47 0,029 0,039 0,84 0,35 4,4 3,6 2,6 1,4
—36 0,45 0,039 0,044 0,86 0,36 4,9 4,0 2,9 1,8
—31 0,46 0,038 0,041 0,87 0,33 4,6 3,8 2,7 1,7
101
Технико-экономическая оценка
аварийности машин 1
Методика оценки ущерба, наносимого народному хозяй-
ству страны высокой аварийностью применяемой техники,
представляет значительные трудности. Следует заметить,
что методика оценки экономического ущерба от отсутствия
регионального подхода к определению технической политики
охватывает более широкий круг факторов, чем методика
влияния природно-климатических условий на эффективность
работы машин и оборудования. Так, отсутствие или недоста-
ток различных видов техники сдерживают темпы и масшта-
бы освоения многих уникальных ресурсов зоны Севера и
вызывают большую сезонность эксплуатации машинного
парка. При учете подобных потерь потенциальных экономи-
ческих возможностей ускоренное осуществление региональ-
ной технической политики обеспечило бы получение народ-
нохозяйственной экономии в зоне холодного климата СССР
только по автомобильному транспорту около 500 млн. руб.
в год, а по материалам и электрооборудованию — около
400 млн. рублей 2.
Исходя из этого представляется весьма важным исследо-
вание влияния конкретных природно-климатических факто-
ров на всю совокупность эффективности производства и ис-
пользования ресурсов (основных фондов, капитальных вло-
жений, техники и живого труда) в районах Севера. Однако
в данной работе приводится технико-экономическая оценка
только влияния низких температур эксплуатации на аварий-
ность машин.
В табл. 16 показано изменение основных показателей
эксплуатации бульдозерного парка по горнопромышленным
районам Якутской АССР, размещенным с юга на север и
характеризующимся возрастающей суровостью климата.
Период положительных температур состоит из пяти месяцев
(с мая по сентябрь), период низких температур — тоже из
пяти месяцев (с ноября по март), промежуточный период
включает апрель и октябрь.
Во всех горнопромышленных районах в течении первого
периода осуществляется от 74 до 92% всего годового объе-
ма бульдозерных горных работ. На долю периода низких
температур приходится лишь до 3,8%. В промежуточный
период сравнительно большие объемы горных работ прово-
дятся в Алданском' и Джугджурсдом районах, а также на
горных предприятиях Красноярского края, с менее суровым
1 Написано совместно с канд. эконом, наук Е. Г. Егоровым.
2 По оценке Временной научно-технической комиссии Госкомитета Со-
вета Министров СССР по науке и технике.
102
Таблица 16
Использование бульдозеров на промышленных комбинатах Якутской АССР
Показатель Температурные периоды работы машин
положи- тельные промежу- точные низкие положи- тельные промежу- точные низкие положи- тельные промежу- точные низкие
Алданзолото Индигирзолото Прииск? Усть-Янского р-она
Среднемесячная выработка на ну машину, т-м3 • • . ОД- 12,8 6,2 1,8 10,4 5,4 3,7 10,8 2,8 3,0
Коэффициент использования шинного времени . . . ма- 0,70 0,83 0,37 0,71 0,67 0,36 0,55 0,57 0,41
Коэффициент использования лендарного времени . . КЗ- 0,83 0,83 0.7 0,69 0,42 0,26 0,62 0,53 0,56
Удельный вес от общего годового объема работ, % 74,4 22,1 3,5 81,1 16,2 2,7 92,0 4,2 3,8
Удельный вес отработанного бочего времени, % ... ра- 74,8 22,4 2,8 79,0 18,7 2,3 78,5 11,3 10,2
Таблица 17
Технико-экономические показатели аварийности некоторых машин
Марка 1<олич. ава- рийных разру- шений Среднее время простоев из-за одной аварии, ч Суммарное время просто- ев, тыс. ч Суммарная стои- мость восстано- вления работо- способности ма- шин, тыс. руб.
ЭКГ-8 519 31 16,0 1386,5
ЭКГ-4 198 20 4,0 995,3
СЭ-3 77 45 3,5 770,0
Э-652 85 33 2,9 5,5
Т-100 78 27 2,0 2,0
климатом. Примерно такой же пропорцией характеризуется
использование фонда рабочего времени. Несмотря на крайне
небольшую продолжительность эксплуатации техники в ус-
ловиях низких температур, аварийность стандартных машин
и оборудования в этих условиях выше, чем в других райо-
нах страны.
В Норильске зарегистрировано около 800 случаев разру-
шений балок рукоятей экскаваторов. При этом в зимний пе-
риод (октябрь — март) произошло более 600 поломок. Стои-
мость затрат на восстановительный ремонт машин в этих
районах приведена в табл. 17. В связи с частыми поломка-
ми значительно возрастают простои в ремонте и в ожидании
ремонта, увеличивается расход материала и запасных час-
тей. Например, при эксплуатации экскаваторов Э-153 в Крас-
ноярске фактические простои в ремонте превышают плано-
вые ,в среднем в 3 раза. Только на восстановительные ремон-
ты машин по наблюдавшимся 957 случаям аварийных поло-
мок прямые затраты составили более 3 млн. руб. С учетом,
всех сопряженных затрат и ущерба из-за простоев машин
рассматриваемая величина будет значительно больше.
Поэтому создание техники с высокими показателями работо-
способностями при низких температурах становится необхо-
димостью. Это подтверждается показателями экономической
эффективности применения машин в северном исполнении
в районах Восточной Сибири и Дальнего Востока, несмотря
на то, что эти машины имеют более высокую цену.
Приведенные данные (см. табл. 17) показывают, что в
области низкотемпературной эксплуатации машин накоплен
определенный опыт технико-экономической оценки их эффек-
тивности. Однако целый ряд вопросов требует дальнейшего
изучения и проверки в районах Севера.
Учитывая, что народное хозяйство несет огромные потери
как при занижении эксплуатационного периода использова-
104
ния оборудования, так и при его завышении, важнейшей за-
дачей технико-экономического планирования на горных пред-
приятиях Северо-Востока следует считать установление оп-
тимальных сроков начала и окончания работ, имеющих се-
зонный характер.
Временным и обязательно конкретизированным для опре-
деленного района эксплуатации мероприятием предотвраще-
ния разрушений серийной техники может быть создание обо-
снованных региональных нормативных документов по огра-
ничению работы машин при низких температурах.
На основе анализа работоспособности машин можно ут-
верждать, что для техники, эксплуатируемой при низких
температурах, экономически эффективным может оказаться
пересмотр существующих нормативов расхода запасных час-
тей и своевременное обеспечение ими предприятий и строек
Севера.
Таким образом, низкотемпературная аварийность машин
ставит перед народным хозяйством, страны ряд экономичес-
ких проблем, которые предстоит решать в ближайший пери-
од. Это необходимо для быстрого освоения экономического
потециала Севера. Кроме рассмотренных случаев поломок
при экономической оценке аварийности машин следует поль-
зоваться выводами, вытекающими из работ [90, 106—108].
ЧАСТЬ II
АБРАЗИВНОЕ ИЗНАШИВАНИЕ МЕТАЛЛОВ
ПРИ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУРАХ
Глава 1
СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ПРОБЛЕМЫ
Основные понятия и определения
Наиболее разрушительным видом износа является из.
нашивание поверхности материала абразивными частица-
ми, более твердыми, чем изнашиваемый материал. Такой вид
износа Б. И. Ко'стецкий [109] называет патологическим.
Именно этот вид износа приводит к снижению сроков
службы различных деталей (зубья экскаваторов, ножи буль-
дозеров, коронки рыхлителей и т. д.), контактирующих с
грунтом, особенно мерзлым.
Сложность рассмотрения закономерностей абразивного
изнашивания материалов заключается в кажущейся простоте
процессов, происходящих при контактировании абразивной
частицы и поверхностных слоев материалов. Постоянно уве-
личивающееся количество исследований по данному виду из-
нашивания не намного приблизило нас к пониманию сущест-
ва этого явления. В настоящее время понятие «абразивное
изнашивание» еще более усложнилось по сравнению с су-
ществовавшим ранее [110—113].
С 1960-х годов опубликован ряд монографий, где обсуж-
даются разные аспекты абразивного' изнашивания материа-
лов. Нужно отметить следующие работы: Хрущов, Бабичев
[114, 115], Тененбаум [116, 117], Кащеев [118], Костецкий
[109], Крагельский [119], Ткачев [120]. Большой вклад
в исследования абразивного изнашивания .материалов внесли
также В. Д. Кузнецов, К- В. Савицкий, В. Н. Виноградов,
И. Р. Клейс, Г. К. Шрейбер, Л. С. Цеонек, И. Н. Богачев,
Н. И. Богомолов, И. В. Южаков, Г. М. Сорокин и многие др.
Интересные результаты получены английскими исследовате-
лями под руководством Ф. Боудена и Д. Тейбора и немецкой
школой исследователей во главе с К- Велингером и Г. Уэтцем.
Рассматривая абразивное разрушение материалов, боль-
шинство исследователей считают, что определяющим являет-
ся микрорезание или царапание их поверхности абразивными
частицами. При этом иногда принимается во внимание пла-
106
стнческое оттеснение материала, а иногда и его упругое вос-
становление. Так, Крагельский [119] выделяет пять видов
нарушения фрикционных связей двух контактирующих тел,
три из которых (срез, упругое и пластическое оттеснение
(материала) могут наблюдаться при абразивном изнашива-
нии. Условия перехода от упругого оттеснения к пластическо-
му и ми'Крорезанию он ставит в зависимость от относитель-
ной глубины внедрения абразива в материал и величины сил
адгезии. Автор подчеркивает, что срез (микрорезание) —
явление редкое, так как минеральные частицы в почве округ-
лены и закреплены недостаточно прочно. Однако если уже
в одном из 1000 контактов двух тел оно осуществится, то это
обусловит ведущий вид изнашивания.
Утверждения И. В. Крагельского об относительной ред-
кости микрорезания представляется спорным, так как обра-
зование микростружки происходит достаточно часто при из-
нашивании многих деталей машин, контактирующих с мерз-
лым грунтом.
Костецкий [109] называет микро резание катастрофиче-
ским абразивным изнашиванием. Однако абразивный износ —
это гамма всевозможных контактов абразивной частицы
с поверхностью (материала в диапазоне от простейшего упру-
гого оттеснения до грубого резания.
Взаимодействие двух тел при абразивном изнашивании
практически всегда может быть сведено к указанным
И. В. Крагельским схемам нарушения фрикционных связей.
При этом (многократное упругое или пластическое оттеснение
приводит к усталостному отслоению слоев металла или от-
делению их абразивными частицами. Срез происходит при
однократном воздействии частицы на материал.
Исследователи по-разному представляют механизм взаи-
модействия абразива с изнашиваемой поверхностью. Хрущов
и Бабичев [114] указывают на «два процесса, происходящих
в поверхностном слое металла: образование пластически выда-
вленных рисок— царапин и отделение частиц металла». Львов
[121] считает основным процессом, вызывающим изнашива-
ние, образование пластически выдавленной царапины. Он
подчеркивает, что валики по краям образовавшейся царапи-
ны состоят из «сильно деформированных зерен основы и раз-
рушенных твердых зерен».
В работах К- Беллингера и Г. Уэтца [122—125] процесс
разрушения поверхности (материало® рассматривается как
микрорезание или микроцарапание. Царапание по их схеме
обязательно связано с погружением индентора (абразивного
зерна) на (глубину большую, чем толщина вторичных струк-
тур. Если абразивная частица не в (состоянии проколоть
вторичные структуры, то царапания не наблюдается, а проис-
ходит (непрерывное (разрушение вторичных структур.
107
Абразивное изнашива-
ние по Б. И. Костецкому
[109]—это «процесс ин-
тенсивного разрушения
поверхностей деталей ма-
шин при трении скольже-
ния, обусловленный на-
личием абразивной среды
в зоне трения и выража-
ющийся в местной пла-
a
Рис. 39. Схемы абразивного разрушения
металлов по Б. И. Костецкому (а) и
В. Н. Ткачеву (б).
а: I — разрушение вторичных структур; II—
мнкрорезание; б: I — микрорезание?!I — пласти-
ческое оттеснение; Ш — коррозийно-механиче-
ское изнашивание.
стической деформации и
микрорезании абразивны-
ми частицами поверхно-
стей трения». Автор дает
две схемы контакта аб-
разива с поверхностью
металла близкие к схе-
мам К. Беллингера и
Г. Уэтца (рис. 39, а).
Ткачев [120] попы-
тался комплексно рас-
смотреть микрорезание,
пластическое оттеснение
и коррозионно-механиче-
ское изнашивание, обоб-
щив различные мнения о
характере взаимодейст-
вия материала с абрази-
вом (рис. 39,6).
В. Н. Кащеев [118]
считает, что при абразив-
ном изнашивании в основ-
ном происходит микроца-
рапание. В. Д. Кузнецов
[126] предлагает изу-
чать абразивное изнаши-
вание, приняв за основу
процессы, протекающие
при резании и шлифовании металлов.
Анализ работ по исследованию механизма разрушения
поверхностей материалов абразивными частицами позволяет
предположить, что чисто статического взаимодействия абра-
зивных частиц с изнашиваемой поверхностью нет. М. М. Те-
ненбаум [116] указывает, что при внедрении абразивных
зерен в поверхность (а это происходит почти при любом виде
абразивного изнашивания) они разрушаются. Процесс раз-
дробления зерна по характеру мгновенно прилагаемой энер-
гии подобен взрыву. Следовательно, при любом виде абра-
108
зивного изнашивания материал .всегда взаимодействует с аб-
разивом с некоторой степенью динамичности.
В целом под абразивным изнашиванием большинство авто-
ров понимают разрушение поверхности материалов (деталей)
резанием или царапанием твердыми абразивными частицами.
В этом случае резание — это процесс удаления некоторого
объема материала при однократном действии абразивной час.
тицы, а царапание — процесс, полностью или частично вклю-
чающий передеформирование материала с последующим его
разрушением в результате усталостных явлений, т. е. процесс,
происходящий при многократном воздействии абразивных
частиц. Однако это определение не полностью отражает сущ-
ность явления. Так, абразивная частица, внедряемая в мате,
риал под действием нормальной силы, не производит ни реза-
ния, ни царапания его поверхности. Тем не менее разрушение
материала все-таки происходит.
В настоящем исследовании под абразивным изнашивани-
ем понимается процесс разрушения поверхности материала
при взаимодействии его с частицами (или выступами) дру-
гих материалов. При этом не имеют значения закрепленность,
размер, твердость или материал частиц, а также среда,
в которой происходит процесс изнашивания. Все это опреде-
ляет лишь вид механизма разрушения материала, а сам про-
цесс разрушения остается абразивным. Для существования
процесса абразивного изнашивания важно наличие материа-
ла, каких-либо частиц и некоторого их перемещения относи-
тельно друг друга.
Классификация методов испытаний
на абразивное изнашивание
Любой контакт материала с абразивом включает следую-
щие характерные особенности:
взаимодействие абразивной частицы и изнашиваемой по-
верхности материала представляет как минимум трехкомпо-
нентную систему;
в зависимости от числа компонентов системы и их взаи-
модействия между собой механизм разрушения поверхности
может существенно видоизменяться;
одним из важных компонентов при любом взаимодействии
абразива и материала является окружающая среда.
Представив в обобщенном виде контакт абразива с изна-
шиваемой поверхностью как определенную систему «абра-
зив— среда—материал»', можно с некоторыми допущениями
типизировать современные представления о механизме и ме-
тодах исследования абразивного изнашивания материалов.
1 В дальнейшем эта система будет называться «абразив — материал».
109
На современном этапе 1исследаваний системы с числом ком-
понентов более трех .недостаточно изучены даже при 'положи-
тельных температурах. Поэтому при низких температурах
следует изучать простейшие систем абразив — материал.
Принципиально все методы испытаний подразделяются
«а лабораторные и эксплуатационные. При этом могут быть
собственно лабораторные методы и стендовые. Стендовые
методы .испытаний должны имитировать основные эксплуата-
ционные условия работы деталей машин. Собственно лабора-
торные методы испытаний устанавливают только общие за-
кономерности поведения материалов в тех или иных услови-
ях. Первую классификацию собственно лабораторных мето-
дов исследования абразивного изнашивания предложил
В. Ф. Лоренц [Ш]. В ней он рассматривал два вида взаи-
модействия абразива с материалом: фиксированными и сво-
бодными частицами. Воздействие фиксированными частицами
абразива происходит при 'изнашивании материалов монолит-
ным абразивом или абразивной поверхностью. Воздействие
свободными абразивными частицами возможно при изнаши-
вании в абразивной массе под действием абразивной струи
или абразивной прослойки. Позднее в данную классификацию
был включен также единичный закрепленный абразив [127].
Эта классификационная схема представлена ла рис. 40.
Включение в схему изнашивания абразивной прослойкой
вызывает сомнение, так как это уже четырехкомпонентная
система типа материал — среда — абразив — материал. Ос-
тальные способы испытаний [111, 127] предназначены для
исследования изнашивания только трехкомпонентных систем.
М. М. Хрущов и М. А. Бабичев [114] предложили сле-
дующую классификацию способов исследования изнашивания
материалов: при трении о закрепленные абразивные частицы;
при трении об абразивную прослойку; ударно-абразивное
изнашивание; в струе абразивных частиц; в газовом потоке,
Рис. 40. Схема лабораторных способов исследования абразивного изнаши-
вания материалов.
ПО
увлекающем а&разивные частицы; в потоке жидкости, увле-
кающем абразивные частицы.
Спорным в этой 'классификации представляется выделение
ударно-абразивного изнашивания в самостоятельный вид,
поскольку оно наблюдается в любом другом виде изнашива-
ния. Кроме того, не следует выделять особые виды изнаши-
вания по характеру той среды, в которой изнашивается ма-
териал.
Для построения классификации способов исследования
изнашивания необходимо выяснить функциональное назначе-
ние самого способа, т. е. установить, для исследования какой
системы (по компонентности) он предназначен. Следующее
условие — выяснить направление, величину и скорость прило-
жения нагрузки, а также закрепленность абразивных частиц,
т. е. факторы, определяющие интенсивность изнашивания.
Способы испытаний на изнашивание по функциональному
назначению можно разделить на два типа: изучение трех-
и многокомпонентных систем. В нашей работе рассматрива-
ются простейшие трехкомпонентные системы абразив — ма-
териал, поэтому способы испытаний по характеру закреплен-
ности абразивных частиц можно классифицировать следую-
щим образом: закрепленный абразив; полузакрепленный аб-
разив; свободный (незакрепленный) абразив.
Испытания при закрепленном абразиве могут проводиться
об абразивную поверхность и об единичный абразив. При
этом понятие абразивной поверхности включает в себя и
монолитный абразив, тогда как Лоренц [111] выделяет его
в самостоятельный способ испытаний.
При полузакрепленком абразиве материалы испытывают-
ся об абразивную поверхность и об единичный абразив.
Пример таких испытаний — изнашивание при трении об аб-
разивную шкурку, наклеенную на резиновую подложку [128].
Испытания при свободном абразиве подразделяются на
испытания в абразивной массе и в абразивной струе. В поня-
тие абразивной струи включается также изнашивание .в газо-
вом и водном потоках [114].
Классификация лабораторных методов (способов) и видов
испытаний материалов на абразивное изнашивание примени-
тельно к систем абразив — материал предусматривает,
что в каждом виде испытаний в зависимости от направления
взаимодействия абразива с материалом под действием на-
грузки возможны трение, трение с ударом и удар (рис. 41).
Как видим, самостоятельного ударно-абразивного вида изна-
шивания, выделенного Хрущевым, не существует.
Предложенная классификация допускает также получение
однотипного характера поверхности исследуемых материалов
при разных методах и видах испытаний. Это означает, что
при создании соответствующих нагрузок и скоростей их при-
111
\м е т о д ы испытаний
изн ашиба н ие |
Фиксированный абразиву j Полузакрепленный абразив j ^Свободный абразивJ
виды испытаний
Единичный абразив Ябразивная поверхность '•.Единичный абразив Ябразивная поверхность Я5рази5ная струя
| Тип ы
Лбрйзивная
масса
грение\
эенчес ударом |
Удар |
Рис. 41. Классификация методов и видов испытаний на абразивное изнаши-
вание для трехкомпонентных систем.
ложения характер разрушения поверхности материала при
трении об абразивную поверхность может быть идентичен
характеру разрушения при действии абразивной струи. При
таком подходе к классификации появляется возможность
сравнивать результаты, полученные разными методами ис-
пытаний.
Низкая температура
и абразивная износостойкость металлов
Пока лишь по косвенным признакам можно судить о вли-
янии низких температур на износостойкость металлов. Так,
срок службы кремальерных шестерен экскаваторов ЭКГ-4
в зимний период составляет 5—6 мес, в летний период —
8—9 мес. Зимой увеличивается расход запчастей даже тех
деталей, разрушения которых при понижении температуры
не происходит. Например, удельный расход зубьев экскава-
тора ЭКГ-8 при понижении температуры увеличивается почти
в 3 раза (табл. 18). При этом доля разрушившихся зубьев
резко возрастает, и в интервале температур от —30 до —45°С
она превышает 50% их удельного расхода на 1 тыс. тонн
горной массы. Расход нормально износившихся зубьев с по-
нижением температуры увеличивается почти в '2 раза. Это
112
Таблица 18
Расход зубьев экскаватора ЭКГ-8 при разных температурах
на 1 тыс. т горной массы
Температура, °C Всего износив- шихся зубьев Из них
разрушив- I шихся | износив- шихся
От +20 до 0 10,6 3,2 7,4
От 0 до —15 12,1 4,5 7,6
От —15 до —30 19,8 8,3 11,5
От —30 до —45 30,7 16,5 14,2
указывает на снижение изностойкости стали, так как нельзя
ожидать резкого увеличения абразивной способности горных
пород при понижении температуры.
Работы, посвященные абразивному изнашиванию, уста-
навливают закономерности и ряды износостойкости при нор-
мальных (+20°С), а иногда и при высоких температурах
испытаний. Исследований по установлению функциональной
связи износостойкость (износ) —низкая температура при
абразивном изнашивании практически нет. Основные задачи
таких исследований были сформулированы в работе [135].
Для других схем испытаний (при трении металлических по-
верхностей) аналогичные задачи определены Н. Л. Голего
[136], который показал снижение износостойкости стали 45
при понижении температуры. Тем не менее его результаты
нельзя распространять на абразивный износ сталей из-за
другой схемы контакта абразив — сталь вместо сталь —
сталь.
Л. М. Горюшкин [131] исследовал изнашивание стали
Ст. 3 и наплавки ОЗИ-1 при трении о мерзлый грунт и пока-
зал, что износ этих материалов при температурах до —25°С
возрастает более чем в 200 раз по сравнению с износом при
температуре +20°С. Автор объясняет это явление повышени-
ем закрепленности абразивных частиц в грунте. Однако, не
только закрепленность абразивных частиц увеличивает износ
металлов.
Л. В. Петров [137, 138], исследуя различные наплавки,
отметил, что понижение температуры до —25°С не влияет на
их износостойкость. Однако при температуре —25°С износо-
стойкость несколько ниже, чем при +20°С. Испытаниями при
более низких температурах автор смог бы выявить влияние
температуры на износ наплавок.
В работе К- В. Савицкого и его учеников [139] установ.
лено, что износ стали 110Г13Л с различными добавками при
понижении температуры уменьшается. Однако сами авторы
отмечают, что «причина такого поведения сталей при низких
температурах окончательно не выяснена». Можно предполо-
8 В. П. Ларионов, В. А. Ковальчук
113
жить, что авторы в данном случае допустили методическую
ошибку, так как использовали слишком высокие скорости
скольжения при испытаниях в абразивной массе. Это привело
к конденсации влаги в зоне трения, а следовательно, к созда-
нию 'Смазывающего эффекта, т. е. к снижению износа.
А. Н. Клименко [140] априори утверждает, что «с пони-
жением температуры большинство материалов становится
более прочными и износостойкими». Между тем никаких дока-
зательств в пользу такого утверждения в своей работе он не
приводит.
Таким образом, в литературе очень мало сведений о вли-
янии отрицательной температуры на износостойкость сталей.
Не установлено, при каких схемах .взаимодействия абразив —
сталь влияние температуры наиболее существенно, а также
влияет ли (а если влияет, то как?) изменение пластических
и вязкостных свойств сталей на их износостойкость при отри-
цательных температурах.
Исходя из известных положений о повышении предела
прочности, предела текучести и твердости сталей при пони-
жении температуры, вопрос об ухудшении их изностойкости
в этом случае представляется достаточно неясным. Тем не ме-
нее такая характеристика стали, как ударная вязкость, не
может не оказать определенного влияния на изменение
износостойкости [121]. Если же учесть, что низкая темпера-
тура существенно' снижает вязкость сталей, особенно после
предварительного циклического нагружения, то постановка
исследований по выявлению влияния температуры на абра-
зивное изнашивание различных материалов вполне право-
мерна.
Глава 2
МЕТОД ИСПЫТАНИЯ МАТЕРИАЛОВ
НА ИЗНАШИВАНИЕ
Выбор метода испытаний
Метод испытания материалов на изнашивание при трении
о закрепленный абразив наиболее распространен и изучен по
своим режимам. Этим методом испытываются материалы
при нормальных температурах (ГОСТ 17367'—71 и ГОСТ
11012—69). Пользоваться названными стандартами для ис-
пытаний при низких температурах нельзя, так как принятые
в них режимы не проверены в этих условиях.
Разработанный нами метод заключается в 'Следующем.
Испытание па изнашивание ведется по двум схемам взаимо-
114
действия материала с абразивом: при трении и при ударе об
абразивную поверхность. Необходимость испытания при двух
схемах взаимодействия с абразивом вытекает из того, что
«чистого» трения или удара при изнашивании реальных де-
талей не наблюдается. То, что обычно понимается под изна-
шиванием при трении об абразивную поверхность, в действи-
тельности происходит обязательно с некоторой степенью
динамичности взаимодействия материала и абразива. При
так 'называемом «чистом» трении энергия соударения мате-
риала и абразива обычно невелика. В предлагаемом методе
испытания она принята 4 кгс-м/см2.
Изменение изнашивающей способности абразивной .по-
верхности, как показано Хрущевым и Бабичевым [114], на-
блюдается даже в пределах одного листа шкурки. Поэтому
и при понижении температуры испытаний ее изнашивающая
способность может измениться. В этих же условиях сущест-
венно изменяются физико-механические свойства материалов,
которые определяют их износостойкость. Таким образом, од-
новременно будут .меняться свойства изнашивающего и изна-
шиваемого материалов. В этом случае выявить действитель-
ное влияние низких температур на абразивную износостой-
кость сложно. Только введение эталонного материала, кото-
рый не изменяет своей износостойкости при всех температу-
рах испытаний позволяет учесть изменение изнашивающей
способности абразивной поверхности. Если ранее доказано,
что изнашивающая способность абразива не может 'Изме-
ниться, то введения эталона не требуется.
Кроме изнашивающей способности абразива, при разра-
ботке установок для испытаний следует учитывать скорости
трения. Как показал Голего [136], лишь скорости скольже-
ния до 0,5 м/с обеспечивают сохранение низких температур
в зоне трения. В реальных условиях изнашивания они часто
превышают указанный предел. Однако выяснение износо-
стойкости как характеристики машиностроительных 'материа-
лов возможно только при скоростях скольжения, обеспечи-
вающих сохранение температуры испытаний в зоне контакта
материала с абразивом.
Немаловажным в разработанном методе испытаний явля-
ется необходимость обеспечения высокой работоспособности
установок при температурах до —70°С. Для этого в их кон-
струкциях применены хладостойкие материалы, кинематиче-
ские схемы исключают какие-либо элементы с гибкой связью.
Не следует использовать в таких установках ременные или
фрикционные передачи, так как коэффициент проскальзыва-
вания в этом случае будет различным при разных температу-
рах испытаний, нагрузках, скоростях скольжения и т. д., что
изменит условия проведения испытаний и не позволит полу-
чить сопоставимые результаты.
8*
115
Установки для испытаний на изнашивание
Для испытаний материалов на изнашивание при низких
температурах использовалась серия специально созданных
установок, позволяющих выполнять исследования в широком
диапазоне изменения условий и режимов изнашивания. Ос-
новная — установка для испытаний на изнашивание при тре-
нии и ударе об абразивную шкурку. Для выяснения отдель-
ных методических особенностей указанных испытаний разра-
ботана универсальная уста,нов,ка возвратно-поступательного
действия. Для детализации явлений, происходящих при тре-
нии об абразивную шкурку, применялась установка для
испытаний на изнашивание при помощи закрепленного еди-
ничного абразива.
Универсальная установка (рис. 42). Стол 8 установки
с закрепленной на нем абразивной шкуркой 7 совершает воз-
вратно-поступательное движение. Привод стола осуществля-
ется от электродвигателя 3 через червячный редуктор 4,
сменную пару шестерен 9 и цепную передачу 2, прикреплен-
ную к столу специальным зажимом 5. Максимальный ход
стола (Составляет 600 мм и может регулироваться перемеще-
нием концевых выключателей 10 в пазах рамы 1 установки.
Скорость движения стола может изменяться ступенями при
помощи сменных шестерен 9 в диапазоне от 0,5 до 35 м/мин.
Количество двойных ходов стола репиструется 'специальным
счетчиком.
Образцы любого сечения с квадратным хвостовиком дли-
ной до 35 мм закрепляются в специальной головке 6, на
кото-рой устанавливаются грузы, создающие необходимую
удельную нагрузку на поверхность трения. На установке раз-
мещаются две головки, позволяющие одновременно испыты-
вать как ,исследуемый, так и эталонный материал. Перемеще-
ние образцов поперек стола осуществляется вручную, что
позволяет испытывать образцы как по свежей, так и по частич-
но использованной шкурке.
Установка имеет ряд приспособлений, обеспечивающих
проведение испытаний также при трении о монолитный или
единичный закрепленный абразив. Эти приспособления съем-
ные, что делает установку универсальной для испытаний на
а бр ази вное и зн а ши в а ние.
Установка для испытаний на изнашивание при трении и
ударе об абразивную поверхность (рис. 43).
Образец 6 закрепляется в головке 1 при помощи винта 5.
Нагрузка на образец создается грузами 4, которые вместе
с весом головки и образца определяют удельное давление на
поверхности трения. Головка шарнирно закреплена на фа-
сонной гайке 10, перемещающейся по направляющим 12 хо-
довым винтом И. На хвостовой части головки при помощи
1.16
Рис. 42. Схема (а) и общий вид (б) универсальной установки для
испытания на абразивное изнашивание.
винтов закрепляется сменная накладка 2, соприкасающаяся
с кулачком 3. При вращении кулачка хвостовая часть голов-
ки отжимается вниз, обеспечивая подъем образца. В момент
подхода уступа кулачка к краю накладки последняя соска-
кивает с уступа, освобождая хвостовую часть головки, и про-
исходит удар образца о поверхность барабана 7 с натянутой
на него шкуркой 8.
Пустотелый барабан диаметром 160 мм и длиной 260 мм
имеет прорезь, в которую вводятся концы абразивной шкур-
117
Рис. 43. Схема (а) и общий вид (б) установки для испытания мате-
риалов на изнашивание при трении и ударе об абразивную поверх-
ность.
ки. Для .натяжения ее в барабане 'смонтировано специальное
устройство 9, при повороте которого обеспечивается плотное
прилегание абразивной шкурки к поверхности барабана. Та-
кое крепление позволяет легко .-и быстро заменять листы
абразивной шкурки.
Привод установки осуществляется от электродвигателя
15 через редуктор 14 и сменные шестерни 13 на кулачок. На
втором конце кулачка насажен эксцентрик с собачкой 16,
передающей движение на храповик 17, сидящий на .валу ба-
рабана. Таким образом осуществляется прерывистое враще-
ние барабана. Поворот барабана происходит во время подъе-
ма образца. Удар образца осуществляется в момент оста-
новки барабана. Величина поворота барабана подобрана
таким образом, что образец постоянно ударяется о свежую
поверхность абразивной шкурки. Частота ударов образца
о поверхность барабана может изменяться от 25 до 250 уда-
ров в минуту путем подбора сменных шестерен, имеющих
различное передаточное число при одинаковом -межосевом
расстоянии.
С барабана через сменные зубчатые колеса 18 движение
передается на ходовой винт, который так же, как и барабан,
имеет прерывистое движение. Шаг резьбы на ходовом винте
-составляет 2,5 мм. Набор зубчатых колес позволяет полу-
чить продольное перемещение образца 0,625; 1,25; 2,5; 5 и
10 мм за один оборот барабана. Таким образом, путь трения
образца по поверхности барабана представляет собой винто-
вую линию. Энергия удара образца об абразивную поверх-
ность изменяется 'высотой подъема, т. е. изменением толщи-
ны сменных накладок и веса грузов от 0,2 до 20 кгс-см.
Количество ударов регистрируется электрическим счетчиком
импульсов типа А—440, цепь которого замыкается кулачком.
Для проведения испытаний при скольжении образца по
абразивной шкурке накладка -снимается -с хвостовой части
головки. При этом выступ кулачка не касается головки.
Кроме того, эксцентрик -с собачкой и храповик заменяются
обычной зубчатой передачей. Скорость трения путем подбора
сменных зубчатых колес может изменяться от 0,5 до
50 м/мин.
Установка для испытаний на изнашивание при помощи
закрепленного единичного абразива (рис. 44) предназначена
для изучения деформационных и прочностных свойств по-
верхностных слоев материалов и обеспечивает широкую ва-
риацию условий проведения экспериментов. Она состоит из
нескольких узлов, смонтированных в одном корпусе из лег-
кого сплава. Образцы 13 устанавливаются в кассете 12, ко-
торая крепится винтами к ползуну 11 через прокладку 10.
Предусмотрены кассеты грех типов: для одного, двух и две-
надцати образцов.
119
Ползун можно передвигать винтом 18 по пазу гайки 9,
обеспечивая поперечное перемещение кассеты с образцами.
Это позволяет получить несколько царапин на одном образце.
Продольное перемещение кассеты (рабочее движение) осу-
ществляется гайкой и ходовым винтом 8, приводимым во
вращение электродвигателем 22 через две пары зубчатых пе-
редач 23. Изменяя передаточное число этих пар, можно полу-
чить скорость царапания от 0,068 до 3,5 м/мин.
Микропереключатели типа МП-1 7 автоматически отклю-
чают электродвигатель установ,ии. Перестановка их в пазах
панели позволяет регулировать величину продольного пере-
мещения кассеты. Прямолинейность перемещения гайки обе-
спечивается двумя круглыми направляющими 21.
120
Рис. 44. Схема (а) и общий вид (б) установки для испытаний материалов
единичным абразивом.
Индентор 17 закрепляется в цанге накидной гайкой. Цанга
крепится на оправке, которая винтом 16 стопорится в откид-
ном рычаге 15. На другой стороне рычага установлен пруз 5,
перемещаемый по винту ,и уравновешивающий вес оправки
с цангой и индентором. Таким образом, давление на инден-
тор при царапании определяется только грузом 14 и может
колебаться от нескольких граммов до килограммов.
Для предварительного определения тангенциального уси-
лия царапания в конструкции установки предусмотрено запи-
сывающее устройство, состоящее из маятникового рычага 4
с уравновешивающим грузом 2; стрелки с карандашом 3;
барабана 1 с диаграммной бумагой; реечно-зубчатой переда-
чи, которая включает косозубую рейку 19 и зубчатое колесо
20. Рейка закреплена на нижней части гайки и входит в за-
цепление с зубчатым колесом, связанным фрикционно с бара-
баном. Таким образом, при продольном перемещении гайки
с кассетой барабан получает вращение через зубчатое коле-
со. При отсутствии тангенциального усилия на инденторе
маятниковый рычаг неподвижен, и поэтому стрелка с каран-
дашом нанесет прямую линию по окружности барабана. При
приложении тангенциального усилия к индентору маятни-
ковый рычаг будет отклоняться от вертикального положения,
увлекая за собой стрелку, отклонение которой и покажет
велигчину тангенциального усилия царапания в определенном
121
масштабе. Для более точного определения величины танген-
сиального усилия царапания используются тензометрические
датчики 6, наклеиваемые на откидном рычаге.
Установка позволяет проводить опыты в различных сре-
дах как при положительных, так и при отрицательных тем-
пературах. Для этого предусмотрена специальная ванночка
с двойными стенками, которая устанавливается на ползуне
вместо прокладки. В испытаниях при отрицательных темпе-
ратурах охлаждающим агентом служит жидкий азот, подава-
емый во внешнюю часть ванночки. Жидкий азот охлаждает
среду с погруженной в нее кассетой с образцами. Контроль
температуры осуществляется термометром.
Описанные установки могут помещаться в термокамеру
типа ТКСИ-01-70.
Оценка результатов испытаний
и выбор эталонного материала
В .испытаниях на изнашивание применяются различные
критерии оценки износостойкости материалов: величина ли-
нейного или весового износа, интенсивность, скорость или
темп изнашивания, относительная износостойкость ,и т. д.
При абразивном изнашивании в качестве критерия обычно
используют относительную износостойкость [114, 115, 132].
Она выражается отношением износа эталона к износу (линей-
ный, объемный или весовой) исследуемого материала.
Самый простой способ оценки относительной износостой-
кости материалов—.взвешивание образцов до и после испы-
таний на изнашивание. Однако в этом случае нельзя сравни-
вать между собой износостойкость материалов с различной
плотностью. При этом использование линейного или объем-
ного износа для расчета относительной износостойкости ма-
териалов более оправдано. Между тем взвешивание образ-
цов дает более точные результаты, чем их измерение. Следо-
вательно, наиболее рационально определять весовой износ
материалов по результатам опытов с дальнейшим его пере-
счетом на объемную относительную износостойкость, которую
можно определить из выражения
(60)
где ga и g„— износ эталона и материала по массе, г; р, и —
плотность эталона и материала, г/мм3.
В качестве эталонного материала не рекомендуется ис-
пользовать сплав БАЙ, сталь 45 и другие .ранее применявшие-
ся стали [114, 115], так как они изменяют свои физико-меха-
нические свойства при понижении температуры испытаний.
Не следует из этих же соображений использовать в качестве
эталона цинк, рекомендуемый ГОСТом 11012—69.
122
Таблица 19
Изменение свойств сплава АМг-2 при понижении температу-
ры, °C
Характеристика + 20 — 10 -40 -70
Предел прочности, кгс/мм2 . . . 32 33 32 34
Относительное сужение, % ... 31 30 30 33
Относительное удлинение, % . . 19 20 18 20
Твердость НВ, кгс/мм2 75 75 73 78
Ударная вязкость, кгс-м/см2 . . 5,1 5,0 5,1 4,9
Нами за эталон 'был принят алюмин-иево-мапниевый сплав
АМг-2. Он практически не изменяет своих физико-механиче-
ских свойств до температуры —70° (табл. 19) [141].
Если основные свойства сплава АМг-2 при понижении
температуры остаются неизменными, то есть основания ут-
верждать неизменяемость его износостойкости в этих же
условиях. Для подтверждения этого были проведены 'специ-
альные испытания методом царапания (см. установку «а
рис. 44) при температурах от -р20°С до —196°С. В качестве
индентора использовался наконечник из сплава ВК6М с ра-
диусом закругления р= 160 мм и углом при вершине а=1052.
Нормальная нагрузка на индентор составляла 1,5 кгс, а ско-
рость его перемещения — 0,068 м/мин.
Размеры царапин измерялись на профилографе-профило-
метре «Калибр» 201 по схеме (рис. 45). Для обмеров исполь-
зовались 10 царапин, нанесенных при каждой температуре
[испытаний. Доля материала, перешедшего в навалы, оцени-
валась условным коэффициентом резания, который опреде-
лялся из выражения
Ki=(Si+S2)/5, (61)
где Ki — условный коэффициент резания; Si и S2 — соответ-
ственно площади правого и
левого навалов, мкм; S — пло-
щадь сечения царапины, мкм.
Результаты показали
(табл. 20), что основные раз-
меры царапины и условный ко-
эффициент резания при пони-
жении температуры испытаний
до —70°С практически не из-
меняются. Дальнейшее пони-
жение температуры приводит
Рис. 45. Схема размеров единичной
царапины.
123
/
/
Таблица 20
Размер царапин на сплаве АМг-2 при понижении температуры испытаний
Темпера- тура, сс 1 Размеры элементов царапины, мкм Площадь элементов царапины, мкм2 Условный коэффици- ент реза- 1 ния, Ki
b ь' &2 h 1 | 'И S, I s2 |s,+32
+20 192 91 97 34 27 31 4250 1610 1900 3510 0,80
—20 198 98 84 34 24 26 4220 1570 1460 3030 0,70
—40 199 99 91 34 31 25 4580 2050 1520 3570 0,80
—70 200 95 90 33 26 24 4430 1590 1440 3030 0,70
— 196 196 74 84 23 17 12 3050 840 610 1450 0,47
к изменению как размеров царапины, так и условного коэф-
фициента резания.
Таким образом, стабильность .механических свойств, пол-
ная неизменяемость размеров царапин, условного коэффици-
ента резания и механизма разрушения поверхности сплава
АМг-2 при температурах до —70°С позволяют рекомендовать
его в качестве эталонного материала при проведении испыта-
ний на изнашивание в условиях низких температур.
Выбор размеров и формы образцов
В исследованиях на изнашивание материалов при трении
об абразивную шкурку выбор образцов обычно осуществлял-
ся из конструктивных соображений, что недостаточно право-
мерно. Для выяснения влияния площади контакта образца
Рис. 46. Влияние площади номинального
контакта на износ материалов.
1 — сплав АМг-2; 2 — сталь 45, отжиг; 3 —
сталь 45, закалка, отпуск 200°С.
на результаты испытаний
было проведено специаль-
ное исследование. Из
эталонного сплава АМг-2
и стали 45 были изготов-
лены круглые образцы со
следующими величинами
площадей: 0,0314; 0,25;
0,5; 1,0; 2,0; 3,0 см2. При
этом образцы из стали 45
испытывались в отожжен-
ном и закаленном (от-
пуск 200°С) состояниях
(рис. 46).
Полученные данные
позволяют утверждать,
что для испытаний на аб-
124
разивное изнашивание можно использовать образцы с пло-
щадью номинального контакта до 2 см2. При больших
площадях образцов нарушается прямая пропорциональность
между площадью контакта и величиной износа. Объ-
ясняется это тем, что при выбранных режимах испытаний
(путь трения 10 м, удельная нагрузка па образец 3,6 кге/см2,
скорость скольжения 4 м/мин) эффективная длина царапины
не превышает 16 мм. Следовательно, выбор размеров образ-
цов по направлению трения ограничивается 15 мм.
Исследовалось также влияние формы образцов на резуль-
таты испытаний. Из стали 45 в состоянии доставки были из-
готовлены образцы треугольного, /круглого, квадратного и
прямоугольного сечений с площадью номинального контакта
0,25 см2, В качестве абразива использовались электрокорун-
довая шкурка зернистостью № 8 и № 12. Удельная нагрузка
на образец составляла 2,5; 4,5 и 8 кгс/см2, скорость скольже-
ния — 4,8 'м/мин, а путь трения — 5 м. Полученные данные
(табл. 21) показали, что форма образцов не влияет на ре-
зультаты испытаний. Только на износ прямоугольных образ-
цов с соотношением сторон более 2 влияет эффективная дли-
Таблица 21
Влияние формы образцов на величину износа при разных режимах испы-
таний
Размеры bxft (мм) и направление дви-
жения образцов
Отношение b:h Износ образцов, мг
шкурка № 12, Р=2,5 кгс/см2 шкурка № 8, Р=4,Ь кгс/см2 шкурка № 12, Р~8,0 кгс/см2
Прямоугольные образцы
Движение стороной h
1,58X15,8 1.10 19,6 34,0 53,4
1,77X14,16 1:8 17,3 32,5 50,2
2,04X12,24 Г.6 17,5 33,5 56,7
2,5 ХЮ,0 1:4 17,4 33,7 54,6
3,54X7.08 1:2 18,6 33,4 59,4
5,0 Х5,0 1:1 17,2 31,1 53,4
7,08X3,54 2:1 18,0 34,0 51,2
10,0 Х2,5 4:1 17,0 31,1 49,6
12,24X2,04 6:1 16,3 32,7 47,3
14,6 XI,77 8:1 16,3 26,5 47,7
15,8X1,58 10:1 15,4 26,9 47,0
Треугольные образцы
Движение ребром вперед, сторона
треугольника 7,61 Движение гранью вперед, сторона 18,6 30,6 54,2
треугольника 7,61 Круглый образец 18,3 31,6 59,6
Диаметр 5,64 —. 18,8 32,9 55,1
125
на царапины, которая существенно зависит от удельного
давления.
Таким образом, для проведения испытаний на абразив-
ное изнашивание можно использовать образцы любой формы
с площадью номинального контакта не более 2 см2.
Абразивная способность шкурки
Один из главных вопросов рассматриваемой методики
испытаний на абразивное изнашивание — изменение изнаши-
вающей способности шкурки при понижении температуры.
Казалось бы, что изнашивающая способность шкурки при
понижении температуры должна возрастать, так как проч-
ность и твердость клея, удерживающего абразивные частицы,
при этом увеличиваются. Однако этого не происходит из-за
того, что осдв клея, температура стеклования (охрупчивания)
которого находятся в пределах от —20 до —60°С, заметно
снижается.
В наших основных испытаниях использовалась шкурка
ЧЗШ 160 1000ХЮ0 МСЭ512 М1824. Для выяснения ее изна-
шивающей способности были проведены опыты при повтор-
ном трении и ударе об ее поверхность образцов из сплава
АЛ+-2, а также стали 45 в отожженном и закаленном (от-
пуск 200°С) состояниях при температурах +20, —20 и —40°С
(только сплав АМг-2). Путь трения составлял 10 м, удель-
ная нагрузка — 3,6 кгс/см2, а скорость скольжения
—8,1 м/мин. Результаты испытаний (рис. 47, а) показали, что
при температурах +20 и —20°С при повторном трении по од-
ному и тому же месту абразивная способность шкурки воз-
растает. Темп возрастания абразивной способности больше
при трении сплава АМг-2, чем стали 45. При дальнейших
опытах изнашивания способность шкурки монотонно убывает.
Некоторое возрастание износа материалов при повторном
трении по одному in тому же месту объясняется очисткой
вершин абразивных зерен от тончайшего слоя клея, который
при первичном трении частично- выполняет роль смазки. Но
уже при температуре —40°С такого явления не наблюдалось.
В этом случае износ сплава АМг-2 уменьшался за счет су-
щественного снижения изнашивающей способности шкурки.
При данной температуре клей находится в охрупченном со-
стоянии, и уже при первичном трении начинается выкраши-
вание отдельных зерен абразива.
Оценка изнашивающей способности шкурки при повтор-
ных ударах об ее поверхность названных материалов прово-
дилась при следующих режимах испытаний: энергия удара
образца — 3,6 кгс-см; частота ударов — 96 уд/ми-н; общее
количество ударов — 2000. Результаты испытаний (рис. 47,6)
показывают, что при повторном ударе изнашивающая способ-
126
Номер опыта
Рис. 47. Изнашивающая способ-
ность шкурки при взаимодействии
со сплавом АМг-2 (/ и J')» отож-
женной (2) и закаленной (3)
сталью 45 при разных температу-
рах и схемах испытаний.
а — зависимость изнашивающей способ-
ности шкурки при температурах +20°С
(4), —20°'С (Б) и — 40°С (Б) от по-
вторности трения; б — зависимость изна-
шивающей способности шкурки при
+20°С от повторности удара; в — теоре-
тическая (сплошная линия) и экспери-
ментальная (штриховая) зависимости
изнашивающей способности шкурки при
трении (/) и ударе (/') от температуры
испытаний.
«ость шкурки сразу же снижается, причем более резко—для
сплава АМг-2. Это объясняется тем, что мягкие материалы
при пераичиом ударе не полностью разрушают «активные»
абразивные зерна. Повышение твердости испытуемого мате-
риала приводит к разрушению «активных» зерен уже при
первом ударе.
Изнашивающая способность шкурки при понижении тем-
пературы кроме этого оценивалась по потере веса эталонно-
го материала (рис. 47, в). Отмеченное снижение значений
весового износа эталонного материала доказывает уменьше-
ние изнашивающей способности абразивной шкурки при по-
нижении температуры испытаний.
Для окончательного подтверждения этого вывода был
проведен дополнительный эксперимент. В нем исследовалась
потеря массы шкурки при трении и ударе об ее поверхность
образцов из закаленной стали 45. Образцы шкурки до и пос-
ле опыта высушивались и взвешивались. Путь трения при ис-
пытаниях—0,5 м, а количество ударов — 50. Потеря массы
шкурки при трении и ударе при температуре 4-20°С соста-
127
вила соответственно 16,6 и 12,1 ,мг, а при температуре
—60°С — 30,3 и 19,6 мт. И в этом случае заметно существен-
ное снижение изнашивающей способности шкурим.
Таким образом, изнашивающая способность шкурки при
понижении температуры уменьшается. Это можно компенси-
ровать изменением весового износа эталонного материала,
не меняющего своих физико-механических характеристик при
понижении температуры испытаний.
Влияние твердости и размера зерна абразива
Вопрос о влиянии твердости на результаты абразивного
изнашивания материалов тщательно изучен во многих рабо-
тах [114, 115, 120 и др.]. Соотношение твердости абразива
и материала должно быть ^1,4, поэтому для изготовления
шлифовальных шкурок применяют такие абразивные мате-
риалы (карбид кремния, корунд, электрокорунд и др.), кото-
рые обладают высокой твердостью.
О .влиянии размера зерна абразива на изнашивание мате-
Средний размер зерна
\Рис. 48. Схема влияния
размера зерна абразива
на износ мягких (/), сред-
них (2) и твердых (3) ма-
териалов при положи-
тельных (штриховые) и
низких (сплошные линии)
температурах.
риалов исследователи высказывают
противоречивые точки зрения. Хрущов
и Бабичев [114, 115] указывают на
наличие некоторого «критического»
размера абразивных частиц, напри-
мер для сталей—100 мкм, для цвет-
ных металлов— 120—150 мкм. По
данным М. Гюрлеюка [122], исследо-
вавшего ряд цветных металлов, этот
размер не превышает 70 мкм. Англий-
ские исследователи Г. Натан и
И. Джонс [115] называют величину до
150 мкм. Такой размер, по их данным,
характерен только для алюминия и
латуни, а для других материалов
(медь, бронза, железо и сталь) он ог-
раничен — 80 мкм.
Эти противоречивые результаты
дали нам основание, обобщив их,
предложить собственную схему влия-
ния размера абразива на износ мате-
риалов (рис. 48). Из нее видно, что
на шкурках I—111 нельзя проводить
испытания на износ различных мате-
риалов из-за попадания сопоставляе-
мых результатов на различные участ-
ки кривых /, 2 и <3. Только шкурка IV
может дать сравнимые результаты.
Для испытаний предпочтительнее вы-
128
бирать такие размеры зерен, чтобы они превышали критиче-
ский размер на 30—50 мкм. Дальше увеличивать размер
зерен нежелательно, так как влияние нагрузки на процесс
изнашивания окажется разным.
В реальных испытаниях рассмотренная схема сложнее.
Область перехода к критическому размеру не имеет четко вы-
раженного перелома кривой. Кроме, того, понижение темпе-
ратуры испытаний смещает область перехода в сторону мень-
ших значений критического размера зерна абразива, так как
закрепленность абразивных частиц на шкурке при низких
температурах снижается.
С целью проверки изложенных предпосылок были испы-
таны на изнашивание оргстекло, винипласт, полиформ альде-
гид и сплав АМг-2 (эталон) при трении об абразивную элек-
трокорундовую шкурку разной зернистости. Эти материалы
выбраны для испытаний из-за низкой твердости, что
должно позволить более надежно выявить «критический»
размер зерна абразива при разных режимах испытаний, ко-
торые в данном опыте были следующими: путь трения —
2,5 м, скорость скольжения 4,0 м/мин, удельная нагрузка из-
менялась ступенями от 1,5 до 4,9 кгс/см2, фиксированная тем-
пература испытаний Ц-20 и —60°С.
Результаты испытаний (рис. 49) показывают, что для
« а л Б ° в х д
Рис. 49. Влияние размеров зерна абразива при удельных нагрузках 4,9 (а),
3,5 (б), 2,25 (fl) и 1,45 (г) кгс/см2 на износ разных материалов при темпера-
турах испытаний 14-20°С и — 60°С: А — оргстекло; Б — винипласт; В — по-
лиформальдегид; Г — АМг-2.
9 В. П. Ларионов, В. А. Ковальчук
129
всех проверенных нагрузок и температур испытаний не на-
блюдается строгой пропорциональной зависимости между
величиной износа и размером абразива в докритическом ин-
тервале размеров. При положительной температуре критиче-
ский размер зерна увеличивается с увеличением (нагрузки
и достирает 160 мкм при нагрузке 4,9 кгс/см2. При темпера-
туре —60°С этот размер не зависит от нагрузки и равняется
80 мкм. С увеличением размера зерен абразива более
160 мкм для всех вариантов испытаний наблюдается непро-
порциональное приращение величины (износа разных мате-
риалов.
Из полученных экспериментальных данных вытекает, что
предложенная выше схема подтверждается вполне удовлет-
ворительно. При этом для испытания материалов на изнаши-
вание в диапазоне температур от 4-20 до —60°С следует
применять шкурки зернистостью 100—200 мкм при нагрузке-
до 3,5 кгс/см2.
Выбор режимов испытаний при трении о шкурку
При трении об абразивную шкурку весьма важно опреде-
лить те условия и режимы, которые могут обеспечить сопо-
ставимость и достоверность результатов испытаний. Особое
значение в этом (случае должно быть уделено сохранению
температурного режима в зоне трения. Если при испытаниях
по методике М. М. Хрущева [114] повышение температуры
на 50—70°С не оказывает влияния на результаты (испытаний,
то такое же повышение температуры при низкотемператур-
ных исследованиях недопустимо. Это может привести к кон-
денсации влаги в зоне трения, т. е. к созданию смазочного
эффекта, а следовательно, к искажению результатов испы-
таний.
Выбор пути трения производился по результатам испыта-
ния стали 45, подвергнутой различным режимам термической
обработки. Образцы сечением 5\5 мм испытывались на уни-
версальной установке при удельной (нагрузке 2,87 кгс/см2 и
скорости скольжения 4,8 м/мин. Результаты испытаний по-
казали, что для всех испытанных материалов износ прямо
пропорционален пути трения.
Для того, чтобы погрешность измерения не выходила за
определенные пределы, величина износа должна быть доста-
точно большой. В наших испытаниях погрешность измерения
износа принята ±2%. При взвешивании образцов на аналити-
ческих весах с точностью ±0,1 мг такое условие соблюдается
при весовом -износе 'более 20 мг, т. е. величина износа для
-стали 45 с низким отпуском может быть получена на пути
трения около 7 м. Для повышения точности измерений при-
нят путь трения 10 м.
130
Рис. 50. Зависимость износа разных материалов от удельной нагруз-
ки (а) и скорости скольжения (б).
а —стали 45 (/—^) и У10А (5—S): 1 — отжиг; 2 — закалка, отпуск 600°С; б —
сталь 45: 1 —отжиг; 2—закалка, отпуск 200°С.
Удельная нагрузка выбиралась по результатам испыта-
ний 'сталей 45 и УЮА, подвергнутых различным режимам
термической обработки. Образцы сечением 5X5 мм испыты-
вались на пути трения 10 м при скорости скольжения
4,8 м/мин. Результаты испытаний показывают (рис. 50, а),
что прямая пропорциональность износа в основном сохраня-
ется до удельной нагрузки 10—12 кгс/см2. Эти результаты
аналогичны данным М. М. Хрущова и М. А. Бабичева [114].
Для дальнейших испытаний принята удельная нагрузка на
образец 3,6 кгс/см2.
Скорость скольжения была выбрана по результатам ис-
пытания стали 45 на универсальной установке (сечение об-
разцов ЮХЮ) при удельной нагрузке 3,6 кгс/см2 на пути
трения 10 м (рис. 50, б). Установлено, что в исследованном
диапазоне скорость скольжения не влияет на износ стали 45.
При выборе скорости скольжения проводились специаль-
ные измерения температуры в зоне трения. В образце вы-
сверливалось глухое отверстие диаметром 2 мм. В него встав-
лялось полупроводниковое микротермосопротивление типа
МТ-54. Зазор заливался эпоксидной смолой. Первоначаль-
ное расстояние от поверхноти трения до стенки отверстия
составляло 0,2—0,5 мм. При трении образца о шкурку он
постепенно изнашивался до спая термопары, которая продол-
жала изнашиваться до разрушения, т. е. температура изме-
рялась 'непосредственно на поверхности трения. Микротермо-
сопротивление включалось в измерительную цепь моста по-
9*
131
стоянного тока типа МО-62. Для непрерывной регистрации
измерения температуры использовался осциллограф Н-700.
Было установлено, что температура окружающей среды со-
храняется до скорости 15—20 м/мин. Поэтому с некоторым
температурным запасом для основных испытаний принята
скорость 'скольжения 8,1 м/м.ин.
Таким образом, в испытаниях на абразивное изнашивание
металлических материалов при трении о шкурку следуёт
назначать путь трения более Юм, удельную нагрузку — до
4 кгс/см2 и скорость скольжения — до 10 м/мин. Эти режимы
обеспечивают постоянство температуры в зоне трения и мини-
мальный разброс значений величины износа испытываемых
материалов.
Выбор режимов испытаний при ударе о шкурку
Количество ударов о шкурку фактически представляет
при данном методе испытаний путь трения. Результаты ис-
пытаний стали 45 в зависимости от количества ударов приве-
дены на рис. 51, а. Полученные результаты показывают, что
наблюдается прямая пропорциональная зависимость между
количеством ударов и износом стали 45. Количество ударов
для основных испытаний принято из условия обеспечения
минимального износа закаленных сталей не менее 5 мг при
точности определения его 4%.
Энергия удара — определяющий фактор при испытаниях
по рассматриваемой методике. Она оказывает влияние как
на величину износа, так и на формирование температурного
режима в зоне контакта образца с абразивом. Результаты
Энергия удара, кгс-см
Количество ударов, тыс.
Рис. 51. Влияние количества (а) и энергии (б) ударов на износ
разных материалов.
/ — сплав АМг-2; 2 — сталь 45, отжиг; 3 — сталь 45, закалка, отпуск
200’0
132
выяснения влияния энергии удара на величину износа образ-
цов приведены на рис. 51, б. При энергии удара около 4 кгс-м
нарушается пропорциональная зависимость. В этом случае
проявляется суммарное действие двух факторов: изменение
структуры абразивной шкурки и изменение свойств микрослоя
испытываемых образцов. Для пластичного материала (сплав
АМг-2) характерно деформационное изменение (расплющи-
вание) поверхности образца. При этом уменьшение размеров
зерен за счет дробления резко снижает величину их 'внедре-
ния в поверхность, что уменьшает износ материала. Для
закаленной стали 45 определяющим является только дробле-
ние зерен, так как для макродефбрмации поверхностного
слоя энергия удара еще недостаточна из-за высокой твердо-
сти стали.
Исходя из высказанных соображений, энергия удара при
проведении основных испытаний принята раиной 4 кпс-см,
что позволяет не только сохранять пропорциональность функ-
ции износ — энергия удара, но и обеспечивает сохранение
температурного режима в зоне трения.
Частота ударов выбиралась только из условия сохране-
ния температуры в зоне контакта. Было показано, что рост
температуры начинается при частоте ударов порядка 150 уда-
ров в минуту. Из конструктивных возможностей установки
и из условий сохранения температурного режима в зоне тре-
ния принята частота 96 ударов в минуту.
Скорость соударения также выбиралась из условий сохра-
нения температурного режима в зоне трения. Результаты
испытаний показали, что влияние скорости соударения на
износ несущественно. Из конструктивных возможностей
установки принята скорость соударения 30 м/мин.
Проведенный выбор режимов испытаний материалов по-
казывает, что при ударе об абразивную шкурку проявляются
прочностные свойства этих материалов. Характер взаимодей-
ствия системы абразив — материал существенно изменяется
по сравнению со взаимодействием материалов при трении
о шкурку. При этом для сохранения температурного режима
в зоне трения и получения достоверных результатов следует
принимать общее количество ударов в пределах 1000—1500,
частоту ударов — до 100—150 ударов в минуту и энергию
удара до 4 кгс-см. Предельная скорость соударения не долж-
на превышать в этом случае 35—40 м/мин.
Особенности методики при царапании
материалов единичным абразивом
Царапание единичным абразивом позволяет выяснить
механизм разрушения поверхностного слоя при абразивном
изнашивании. Однако этот метод сам имеет определенные
133
особенности, которые оказывают существенное влияние на
результаты испытаний. К таким особенностям относятся
прежде всего следующие: радиус закругления вершины ин-
дентора; нагрузка; смазывающая среда.
Влияние радиуса закругления индентора изучалось на
отожженной и закаленной с различным отпуском стали 45
при нагрузке 1 кгс и скорости царапания 0,168 м/>мин. Ука-
занная скорость в соответствии с выполненными расчетами
не оказывает влияния на температурный режим в зоне кон-
такта. Царапание производилось по образцам, собранным
в кассету по порядку увеличения их твердости, на установке,
описанной выше (см. рис. 4).
Размеры полученных царапин измерялись на интерферо-
метре МИИ-10. По интерферограммам определяли ширину
царапины по навалам Ьа (полная ширина царапины); чистую
ширину царапины Ь; высоту навалов hi и h2; чистую
глубину царапины h и полную глубину царапины /г0 (см.
рис. 45). Измерения проводились по пяти сечениям царапин
на каждом образце (рис. 52, а).
В характере изменения размеров Ьо и b, h0 и h (2, 3, и 4,5
соответственно) наблюдается некоторая параллельность, но
размеры Ьо и hQ имеют значительный разброс. Это же харак-
терно и для высоты навалов (/). Поэтому они не могут быть
характеристиками процесса царапания. Чистая глубина и
чистая ширина царапины имеют удовлетворительные величи-
ны разброса значений и поэтому могут применяться как ос-
новные характеристики размеров царапин.
Рис. 52. Влияние радиуса закругления индентора (а) и на-
грузки (б) на размеры царапин для отожженной стали 45.
а — размеры царапин: / —ширина навалов; 2~ чистая ширина;
3 — полная ширина; 4 — чистая глубина; 5 — полная глубина; б —
радиусы закругления индентора и температуры испытаний: / —
р = 0,01 мм при — 196°С; 2 —р=0,01 мм при +20°С; 3 — р=0,32 мм при
—19баС; 4 — р = 0,32 мм при +20°С.
134
Влияние нагрузки изучалось на отожженной стали 45 при
температурах плюс 20 и минус 196°С. При этом скорость
царапания составляла 0,168 м/мин, а нагрузка изменялась
в интервале от 0,257 кгс до 4,24 кгс. Инденторы из сплава
Т15К6, как и в предыдущих опытах, имели форму конуса
с углом при вершине 105° и радиусами закругления 0,01 и
0,32 мм. Результаты опытов приведены на рис. 52, б.
Полученные данные (рис. 52, б) показывают, что с повы-
шением нагрузки на индентор размеры царапин увеличива-
ются. В области меньших нагрузок такое увеличение идет
интенсивнее, но примерно одинаково как при положительных,
так и при отрицательных температурах для обоих радиусов
закругления индентора.
Влияние смазывающей среды изучалось на отожженной
-стали 45 при указанных выше режимах испытаний. В качест-
ве жидких сред использовались этиловый спирт, бензин
А-93 и смесь бензина с 0,1 % олеиновой кислоты (поверхно-
стно-активная среда). Для сравнения были проведены испы-
тания на воздухе. Все испытания проводились при темпера-
турах плюс 20 и минус 65°С. Проведенными опытами уста-
новлено, что влияние различных сред на изменение чистой
ширины царапины несущественно. С понижением температу-
ры испытаний это влияние еще более уменьшается.
Таким образом, способ исследования износостойкости ма-
териалов методом царапания весьма перспективен для полу-
чения сведений о механизме абразивного разрушения.
Вскрытие закономерностей при единичном царапании мате-
риалов уже сегодня имеет ряд преимуществ перед другими
способами определения их износостойкости. Однако методи-
ческие аспекты рассмотренного способа требуют дальнейших
исследований.
Глава .3
ИЗНОСОСТОЙКОСТЬ МЕТАЛЛОВ
И УГЛЕРОДИСТЫХ СТАЛЕЙ
Технически чистые металлы
Изучение абразивной износостойкости технически чистых
металлов представляет прежде всего научный интерес. Без
понимания закономерностей их изнашивания невозможно
решить многие вопросы абразивной износостойкости различ-
ных сплавов.
Износостойкость металлов определяется комплексом их
физико-механических свойств, структурой и наличием в них
135
Таблица 22
Степень чистоты и режимы отжига испытанных металлов
Металл Степень чис- тоты, % Нагрев до температуры, °C Выдержка, мин Охлаждение
Алюминий 99,99 380 15 На воздухе
Магний 99,90 340 20 С печью
Медь 99,99 650 30 На воздухе
Никель 99,99 800 15 То же
Титан 99,97 680 15 С печыо
Молибден 99,98 1050 15 На воздухе
Кобальт 99,98 650 15 С печью
Цинк 99,99 200 15 То же
Олово 99,97 100 15 На воздухе
Армко-железо 99,97 800 17 То же
примесей (степенью чистоты). Поэтому для испытаний на
изнашивание при низких температурах была выбрана группа
отожженных технически чистых металлов (табл. 22) с раз-
личной структурой (рис. 53) и механическими свойствами
(табл. 23) в широком диапазоне их изменения. Это позволи-
ло выяснить влияние разных факторов на абразивную изно-
состойкость металлов.
В литературе неоднократно указывается, что с пониже-
нием температуры твердость металлов возрастает. Тем не
менее конкретные величины твердости при низких температу-
рах каких-либо материалов нигде не приводятся. При ис-
следовании износостойкости металлов предполагается неко-
торая корреляция этой характеристики с твердостью иссле-
дуемого материала, поэтому ее исследование для различных
материалов при низких температурах необходимо.
Измерение твердости технически чистых металлов прово-
Таблица 23
Механические свойства испытанных металлов
Металл <5 , КГС/ММ2 В в, % <р, %
Никель 28—30 35—40
Армко-железо 35 40 65—70
Титан 45—60 25 50
Кобальт 50 3,5
Молибден 47,5 46 56
Алюминий 5 49 5,5
Магний 19 16 6
Цинк 6,4 20 50
Медь 20—24 45—55 65—75
Олово 2,5 40—70 75—100
136
Таблица 24
Твердость металлов при разной температуре испытаний, °C
Металл + 20 0 — 30 -70 —196
Олово НВ 10/250/60 6 — 10,5 11,4 39,8
Алюминий 17,2 18,1 19,1 20,1 26,7
Магний 49,8. 49,8 49,8 45,5 53,1
Цинк НВ 5/250/30 34,3 43,7 47,5 51,9 84,9
Медь 47,5 47,5 47,5 56,8 56,8
Армко-железо 95,0 95,0 129,0 126,0 137,3
Никель 76,4 76,4 78,7 80,4 95,0
Кобальт нвв 82,0 88,0 81,0 84,0 90,0
Титан 77,5 74,6 73,3 72,4 89,0
Молибден 90,8 91,0 99,0 99,0 106,9
дилось по стандартной методике. Средние значения твердо-
сти, полученные в результате измерений (табл. 24), показы-
вают, что в исследованном диапазоне температур твердость
всех металлов (кроме магния) повышается.
Рассматривая зависимость твердости металлов от темпе-
ратуры испытаний с точки зрения их кристаллической решет-
ки, можно отметить некоторые закономерности. Так, металлы
с ОЦК решеткой (Fe-a и Мо) в исследуемом диапазоне
температур, увеличивая свою твердость на 25—30 %, обнару-
живают резкое ее повышение при —30°С (на 18—26%). Ме-
таллы с ГЦК решеткой (Си, Al, Ni) дают равномерное повы-
шение твердости на 20%.
Металлы с ГПУ решеткой ведут себя обособленно. Так,
магний сохраняет свою твердость постоянной. Цинк, увеличи-
вая ее на одну треть (по сравнению с исходной) в диапазоне
от -j-20 до —70°С, неожиданно повышает ее почти в 1,7 раза
в диапазоне от —70 до — 196°С. В общем твердость цинка
в исследованном температурном интервале увеличивается
в 2,5 раза по сравнению с твердостью при -{-20оС. Твердость
титана и кобальта с понижением температуры увеличивается
несущественно.
Весьма своеобразно также поведение олова, обладающего
до ~г 18СС алмазной кристаллической решеткой. В исследо-
ванном интервале температур его твердость увеличивается
почти в 6 раз. При этом при температуре до —70°С наблю-
дается только двукратное увеличение твердости. Изменение
твердости олова в некоторой степени аналогично изменению
твердости цинка.
137
138
139
•'М.

140
14!
Рис. 53. Микроструктура исследованных технически чистых металлов.
а — магний, Х500; б — олово, Х300: в — алюминий, Х500; г — цинк, Х500;
д — медь, Х300; е — никель, Х500; ж — железо, Х300; з — молибден, Х500;
и — титан, Х500
Ударная вязкость технически чистых металлов представ-
ляет некоторый интерес в связи с испытаниями их износо-
стойкости при низких температурах. Результаты этих испы-
таний (рис. 54) показывают, что медь и титан имеют доста-
точно высокую ударную вязкость. При этом ударная вязкость
Рис. 54. Ударная вяз-
кость некоторых чистых
металлов.
1 — титан, 2 — медь, 3 — ко-
бальт; 4 — цинк.
титана остается постоянной, а у ме-
ди она снижается с 29,5 кгс-м/см2
при температуре +20оС до 23,1 кгс-
•м/см2 при температуре —60°С, что
по существу никакого* влияния на
пластические свойства меди не оказы-
вает. Кобальт и особенно цинк имеют
низкую, но постоянную во всем диапа-
зоне температур ударную вязкость.
Такие значения рассматриваемой ха-
рактеристики неудовлетворительны,
так как обычно предельными значе-
ниями ударной вязкости материалов
при оценке их хрупкости служит вели-
чина 4 кгс-м/см2.
142
Таблица 25
Относительная (объемная) износостойкость испытанных металлов
при низких температурах, °C
Матернал При трении сб абразивную шкурку При ударе об абразивную шкурку
Ц-20 | -20 | -40 | — 65 + 20 | -20 — 40 -60
Олово 0,41 0,39 0,44 0.48 0,36 0,32 0,30 0,27
Алюминий 0,05 0,58 0,62 0,65 0,53 0,49 0,55 0,48
Цинк 1,19 1,18 1,23 1,17 1,06 0,98 0,97 0,95
Медь 1,62 1,38 1 ,52 1,56 ! ,35 1,05 1,04 1,07
Никель 3,00 2,74 2,68 2,65 1,98 1,95 2,10 2,15
Армко-железо 3,10 2,82 2,90 2,87 3,03 2,46 2,43 2,54
Кобальт 2,35 1,87 1,93 1,97 1,74 1,37 1,34 1 ,42
Титан 3,22 2,82 2,73 2,59 3,01 2,76 2,94 3,38
Молибден 3,96 4,30 4,54 3,58 5,10 4,03 4,00 3,96
Магний 0,36 0,29 0,30 0,30 0,25 0,21 0,25 0,23
Выбранные материалы испытывались «а изнашивание при
трении и ударе об абразивную поверхность по описанной ме-
тодике (см. гл. II). Результаты этих испытаний (табл. 25)
показывают, что мягкие металлы (олово, алюминий, магний,
цинк, медь) практически не изменяют своей износостойкости
во воем исследованном диапазоне температур как при трении,
так и при ударе об абразивную поверхность. У более твер-
дых металлов износостойкость при понижении температуры
уменьшается. Для ряда металлов характерно некоторое повы-
шение износостойкости при температуре —60°С по сравнению
с температурой —20°С. Так ведут себя медь и кобальт при
трении о шкурку, никель, железо и титан — при ударе.
Для абразивной износостойкости отожженных техниче-
ски чистых металлов обычно устанавливают корреляцию
с пх твердостью или микротвердостью. Считается, что в этом
случае имеется прямо пропорциональная зависимость. Меж-
ду тем микротвердость некоторых рассматриваемых метал-
лов, по данным разных исследователей, колеблется в широ-
ких пределах (табл. 26). Указанное расхождение нельзя
объяснять только ошибками измерений, так как на микро-
твердость в этом случае сильно влияют чистота исследуемого
металла, способ его получения и термообработки. Так, ко-
бальт, полученный электролитическим путем, имеет микро-
твердость 247 кгс/мм2, а кобальт поликристаллический, отож-
женный— всего 132 кгс/мм2. Результаты измерения микро-
твердости зависят также от нагрузки па индентор.
Наши данные показывают (рис. 55), что четкой прямоли-
нейной зависимости износостойкости металлов от их микро-
твердости нет. Имеется лишь тенденция увеличения износо-
143
Таблица 26
Микротвердость металлов (кгс-мм2)
при температуре 4-20°С по данным разных авторов
Металл Наши данные ПН] [14 3]
Олово 9,9 13 6—9
Алюминий 28,0 25 25
Цинк 50,0 44 51
Магний 74,5 — 40
Медь 78,8 75 80
Никель 173.3 116 190
Железо 184,8 140 —
Титан 184,4 250 157—209
Молибден 217,0 282 160—190
Кобальт 256,6 145 130
металлов. При этом для
стойкости с повышением твердости
обоих режимов испытаний (трение и удар) сохраняется не-
которая аналогия в поведении износостойкости металлов.
Если построить ряды износостойкости металлов при тре-
нии и ударе об абразивную поверхность в исследованном диапа-
зоне температур (см.табл.25),
то можно отметить, что мягкие
металлы сохраняют этот по-
рядок при обоих режимах ис-
пытаний. С повышением твер-
дости металлов он нарушает-
ся (см. рис. 55), что объясня-
ется различной микротвер-
достью у одних и тех же метал-
лов. Магний и кобальт (а при
ударе и молибден) значитель-
но отклоняются от общей тен-
денции. Отсутствие прямо про-
"[ зависимости
е — Н указывает на то, что
твердость не является опреде-
ляющим фактором при изна-
шивании металлов. Отсюда следует, что чем выше твердость
металла, тем доля ее влияния на износостойкость меньше.
Изучение изношенных поверхностей металлов (рис. 56)
показывает, что при трении об абразивную шкурку домини-
рующим процессом абразивного разрушения является микро-
резание, а при ударе — многократное передеформирование
поверхности, приводящее к усталостному разрушению слоев
материала. С понижением температуры при трении уменьша-
ется количество царапин на единицу поверхности металла
Рис. 53. Зависимость е — Я при ПОрЦИОНЭЛЬНОИ
трении (/) и ударе (2) об абри-
зивную поверхность.
144
Рис. 56. Вид изношенной поверхности никеля при трении о шкурку,
а —+20°С; б-------------------------60°С.
10 В. П. Ларионов, В. А. Ковальчук
,и 'резко снижается доля металла, уходящего в навалы.
В этом случае увеличивается объем непосредственно срезае-
мого материала, что и приводит к интенсификации процесса
изнашивания при низких температурах. При ударе об абра-
зивную поверхность увеличение интенсивности изнашивания
при понижении температуры испытаний связано с уменьше-
нием требуемого количества циклов передеформирования
поверхностных слоев материала [119].
Таким образом, при понижении температуры испытаний
технически чистые металлы в основном снижают свою изно-
состойкость при исследованных режимах взаимодействия
с абразивной поверхностью. При атом чем выше микротвер-
дость, тем влияние температуры заметнее. Это объясняется
уменьшением доли твердости в общей сумме факторов, опре-
деляющих износостойкость металлов. Отсюда; установленные
в работе [114] закономерности не всегда сохраняются при
понижении температуры испытаний. В этом случае характер
взаимодействия металла с абразивом, тип его кристалличе-
ской решетки и 'физико-механические свойства образуют
комплекс взаимосвязанных факторов, каждый из которых
оказывает специфическое влияние на показатели абразивной
износостойкости исследованных материалов.
Углеродистые стали
Углеродистые стали обычно не обладают достаточным
сопротивлением абразивному изнашиванию. Тем не менее они
широко используются для изготовления деталей, контакти-
рующих с абразивом. Поэтому изучение их абразивной изно-
состойкости представляет интерес, особенно при низких тем-
пературах, для которых эта характеристика сталей ранее не
исследовалась.
Для испытаний на изнашивание были выбраны стали
Ст. Зкп, 35Л, 45 и У10А с разными механическими свойства-
ми и структурой (табл. 27). Сталь У10А испытывалась на
изнашивание в отожженном и закаленном с различным от-
пуском (200, 400 и 600°С) состояниях, но механические свой-
ства в этом случае не определялись.
Конструкционные углеродистые стали обыкновенного ка-
чества применяют для конструкций, работающих при относи-
тельно невысоких напряжениях. Кипящие стали (Ст. Зкп) бо-
лее склонны к старению и хладноломкости, они хуже сварива-
ются, чем спокойные. Сталь Ст. Зкп исследовалась в трех со-
стояниях (см. табл. 27), что позволило проследить влияние
микроструктуры на ее свойства. В состоянии поставки и нор-
мализации сталь Ст. Зкп имеет феррито-перлитную структу-
ру. Из-за малой устойчивости аустенита в данной стали
трудно получить мартенситную структуру. В результате са-
146
Таблица 27
Механические свойства и микроструктура сталей
Сталь Термическая обработка о , кгс/мм8 в кгс/мм* 6. % М>, % при -f-20°C, кгс «м/см1 Микроструктура
Ст. 3 кп Состояние поставки 38,9 23,6 25,5 58,0 15 Феррит+перлит
Нормализация 920°С 40,0 27,2 24,8 62,9 11 То же
Закалка с 860°С в масло 52,0 37,0 22,0 56,0 9,2 Псевдоэвтектоид
35Л Отжиг 950°С 55,4 27,2 22,6 38,1 5,9 Феррит+перлит
45 Отжиг 800°С 64—67 39,0 19—20 45—60 4,3—4,8 То же
Закалка с 830°С в воду, отпуск 200°С 140 120 3,0 6,0 1,0 Мартенсит
Закалка с 840°С в воду, отпуск 400°С 73—84 52—59 12—14 46—50 5—7 Троостит
Закалка с 840°С в воду, отпуск 600°С 61—68 41—44 18—20 61—64 12—19 Сорбит
моотпуска мартенсит распадается, что сопровождается из-
мельчением феррита и перлита в виде псевдоэвтектоида,
Вместе с упрочнением закалка малоуглеродистой стали
сдвигает порог хладноломкости в сторону низких температур.
По сравнению с обыкновенными сталями к качествен-
ным сталям предъявляются более строгие требования по
химическому составу и механическим свойствам. Сталь 45
широко распространена в машиностроении для деталей,
упрочняемых закалкой с высоким отпуском. После такой
термической обработки прочность стали значительно возра-
стает. Однако из-за низкой прокаливаемости стали 45 с уве-
личением сечения деталей ее механические свойства сни-
жаются.
Высокоуглеродистая сталь У10А известна как инструмен-
тальная. Стали для режущих инструментов должны обла-
дать высокой твердостью, износостойкостью, прочностью при
некоторой вязкости. Эту сталь, вероятно, при определенных
условиях можно использовать для некоторых деталей режу-
щих органов землеройных машин, т. е. для деталей, контак-
тирующих с абразивом. В данной работе сталь У10А иссле-
довалась на изнашивание при отрицательных температурах
и как сталь, достаточно изученная при нормальных и высо-
ких температурах.
Таблица 28
Твердость сталей при разных температурах, °C
Сталь Термическая обработка + 20 0 —20 —40 —G0 — 196
HRB Ст. 3 кп Нормализация 920° 58,9 54,3 62,7 62,6 71,5 85,8 Поставка 56,6 52,0 58,9 63,8 68,3 83,1 Закалка с 920°С в мас- ло 77,6 74,3 75,6 81,9 81,3 92,8 45 Отжиг 830°С 88,0 80,5 88,3 — 89,6 97,3 Закалка с 830°С в воду, отпуск 600°С 100,5 98,5 99,4 — 97,8 104,0 У10А Отжиг 780°С 87,0 83,9 86,6 88,0 87,1 93,4 HRC 45 Закалка с 830°С в во- ду, отпуск 400°С 37,2 35,8 33,1 — 35,0 38,4 То же, отпуск 200°С 54,0 48,5 53,5 — 52,8 54,0 У10А Закалка с 800°С в во- ду, отпуск 600°С 20,5 17,3 21,3 21,4 25,0 27,6 То же, отпуск 400°С 47,3 41,2 42,5 49,1 47,6 48,2 То же, отпуск, ЙОО’С 58,3 57,2 56,3 56,5 55,4 60,0
148
Рис. 57. Ударная вязкость сталей Ст.Зкп (а), 45 (б) и У10А (а) при по-
нижении температуры испытаний.
О', / — закалка; 2 — нормализация; 3 — поставка; б, е: /—закалка, отпуск 600°С;
2 —закалка, отпуск 400°С; 3 — отжиг; 4 — закалка, отпуск 200°С.
Наиболее важной характеристикой рассматриваемых ста-
лей является их твердость, мы исследовали ее в диапазоне
температур от +20 до —196°С (табл. 28), Анализируя эти
данные, отметим, что твердость всех сталей с понижением
температуры хотя бы незначительно, но возрастает. При
этом, как правило, закаленные стали практически сохраняют
свою твердость во всем исследованном диапазоне температур.
В то же время мягкие стали с понижением температуры
увеличивают свою твердость более заметно.
Испытание некоторых сталей на ударную вязкость пока-
' зало, что термическая обработка существенно влияет на их
склонность к хрупкости (рис. 57). Так, хладноломкая в со-
стоянии поставки сталь Ст. Зкп после закалки показала луч-
шие результаты из дайной испытанной группы сталей. Худ-
шей термической обработкой для испытанных сталей является
отжиг, который дает крупное зерно феррита и грубое строе-
ние .пластинчатого перлита. Поэтому отжиг не может быть
рекомендован в качестве заключительной термической обра-
ботки для деталей машин, эксплуатируемых на Севере.
Наиболее высокую хладостойкость сталей обеспечивает нор-
мальная закалка с последующим высоким отпуском.
Однако не все стали при понижении температуры испьь
таний сохраняют порядок расположения по ударной вязкости
(см. рис. 57) в зависимости от температуры отпуска. Так,
149
Таблица 29
Относительная (объемная) износостойкость сталей
при низких температурах, °C
Сталь Термическая обработка При трении об аб- разивную шкурку При ударе об абразивную шкурку
+20 | —40 -70 +20 | -10 | -30 | —70
Ст. Зкп. Состояние поставки Нормализация 920°С Закалка с 920°С в мас- ло 3,2 3,2 3,6 3,0 3,0 3,3 2,9 3,1 3,1 2,7 3,1 3,1 2,5 3,0 2,8 2,4 2,4 2,6 2,3 2,5 2,8
35Л 45 Отжиг 820°С Отжиг 830°С 3,6 3,9 3,4 3,7 3,3 3,5 3,2 3,7 2,9 3,3 2,8 3,2 2,8 з,о
Закалка с 800°С: отпуск 600°С » 400°С » 200°С 4,4 4,5 6,3 3,9 4,1 4,9 3,8 4,0 4,8 3,7 4,6 6,5 3,2 4,0 5,4 3,1 4,1 4,9 3,1 3,9 4,8
УЮА Отжиг 780°С Закалка с 830°С: отпуск 600°С » 400°С » 200°С 4,0 4,6 5,0 7,5 3,8 3,7 4,4 6,1 3,6 3,8 4,5 6,0 3,5 4,1 5,5 6,2 3,1 3,3 5,0 6,1 2,5 3,4 3,7 5,1 2,8 3,2 3,9 5,0
ударная вязкость при раза выше, чем после 20°С стали УЮА после отжига в среднего отпуска. Однако уже при два 0°С
эти показатели становятся равными, а при —40°С ударная
вязкость отожженной стали в 2 раза ниже, чем отпущенной.
При этом (рассматриваемая характеристика для стали УЮА
после среднего отпуска остается постоянной во всем исследо-
ванном диапазоне температур.
Рассматриваемые углеродистые стали подвергались испы-
таниям на изнашивание при трении и при ударе об абразив-
ную поверхность по разработанной нами методике (см. гл. II).
Температура испытаний изменялась от ~|-20оС до —70°С.
Полученные результаты (табл. 29) свидетельствуют о том,
что стали заметно снижают свою износостойкость во всем
исследованном диапазоне температур при обоих режимах
испытаний. В большинстве случаев износостойкость углеро-
дистых сталей .при трении существенно выше, чем при ударе
об абразивную поверхность. Это указывает на зависимость
износостойкости сталей от схемы их взаимодействия с аб-
разивом.
Влияние твердости на износостойкость исследовалось на
сталях Ст.Зкп, 45 и УЮА, подвергнутых термообработке по
режимам, указанным в табл. 28. Результаты этого исследо-
вания (рис. 58) показывают, что прямо пропорциональной
зависимости е — Н для данной группы сталей не существует.
Имеется только тенденция к повышению износостойкости при
увеличении твердости для обоих режимов испытаний. При
150
этом влияние твердости бо-
лее существенно для испы-
таний при ударе об абразив-
ную поверхность, что связа-
но с различной способностью
материалов сопротивляться
внедрению частиц под дей-
ствием нормальных и каса-
тельных сил. В конечном
итоге от этого зависит ме-
ханизм разрушения поверх-
ностного слоя сталей.
Выполненные исследова-
ния не подтверждают линей-
ную зависимость е — Н, ра-
нее установленную для ста-
лей Хрущовым и Бабиче-
вым [114, 115]. Причины
такого расхождения зало-
жены в статистическом ха-
рактере износостойкости
как свойстве материалов.
Очевидно, что в этом слу-
Рис. 58. Зависимость износостойкости
сталей при трении (а) и при ударе (б)
об абразивную поверхность от их твер-
дости.
1 — У10А; 2 — 45; 3 — Ст. 3 кп.
чае тенденции могут сохраняться, а строгие корреляционные
зависимости будут отсутствовать. Нелинейность функции
е — Н показывает также снижение доли твердости в сумме
факторов, определяющих износостойкость сталей, т. е. на-
блюдается та же картина, что и у технически чистых металлов.
Полученные закономерности снижения износостойкости
сталей при отрицательных температурах могут служить ба-
зой при выборе рациональных материалов для деталей ма-
шин, эксплуатируемых в районах Сибири и Севера. При этом
следует обращать внимание в основном не на твердость
материалов, а на их пластические свойства, которые <в пер-
вом приближении могут оцениваться по показателям ударной
вязкости.
Как видно из рассмотренных данных, режим испытаний
оказывает существенное (если не определяющее) влияние на
величину и характер изменения износостойкости сталей при
понижении температуры. Между тем для положительных
температур Хрущовым и Бабичевым [115] показано, что
износостойкость одних и тех же сталей как при трении, так
и при ударе остается одинаковой. Данное утверждение авто-
ров, вероятно, ошибочно. В настоящее время установлена
(см. табл. 29) разная износостойкость у одних и тех же ма-
териалов в зависимости от схемы их взаимодействия с абра-
зивом. Эта разница подтверждается также изменением вида
изношенных поверхностей.
151
Таким образом, выявлено, что износостойкость углероди-
стых сталей при низких температурах ухудшается. Измене-
ние износостойкости сталей зависит от их структуры, твердо-
сти и схемы взаимодействия с абразивом. Стали с мартен-
ситной структурой при всех температурах испытаний имеют
более высокую износостойкость, чем стали с другими типами
структур. Однако, с учетом вязкостных свойств предпочти-
тельнее использовать стали, подвергаемые закалке со сред-
ним отпуском.
Глава 4
ОБЩИЕ ЗАКОНОМЕРНОСТИ
НИЗКОТЕМПЕРАТУРНОГО АБРАЗИВНОГО
ИЗНАШИВАНИЯ СТАЛЕЙ
Влияние колебаний
химического состава сталей
Износостойкость сталей зависит от вероятности измене-
ния многих факторов и прежде всего от колебаний их хими-
ческого состава. Сталь 45 распространена при изготовлении
деталей машин и рекомендована (в отожженном состоянии)
в качестве эталонного материала при любых испытаниях
на изнашивание [144]. Поэтому статистическое изучение ее
свойств одновременно с износостойкостью представляет
практический интерес. Отдельные статистические исследова-
ния свойств этой стали уже имеются [145].
Для исследования колебаний химического состава, твер-
дости, ударной вязкости и относительной износостойкости
стали 45 были взяты образцы из 40 плавок Кузнецкого ме-
таллургического завода. Образцы из каждой плавки подвер-
гались двум стандартным режимам термической обработки:
нормализации и термоулучшению. Для каждого вида термо-
обработки проводились самостоятельные исследования. Ста-
тистическая обработка результатов испытаний сводилась к
построению кривых нормального распределения и расчету
их параметров. Критерием оценки соответствия полученных
результатов закону нормального распределения выбран
критерий Пирсона Р(%2) [6].
Химический состав стали 45 даже по ГОСТу имеет раз-
брос содержания элементов. Важно только, чтобы этот раз-
брос находился в допустимых пределах, так как каждый
элемент в зависимости от его содержания оказывает самосто-
ятельное влияние на физико-механические характеристики
152
|
Таблица 30
Параметры кривых распределения содержания основных элементов
в стали 45
Химический элемент х, % С Мо А К V, % Е, % PW)
Углерод .... 0,465 0,01 0,468 0,30 2,39 2,1 0,15 0,27
Марганец . . . 0,620 0,04 0,590 1,13 1,31 6,4 0,96 0,69
Кремний .... 0,264 0,03 0,264 0,16 2,78 11,3 1,50 0,40
Сера 0,029 0,002 0,028 0,25 1,95 6,8 2,30 0,28
Фосфор .... 0,022 0,007 0,023 1,99 4,64 31,8 4,50 0,22
сталей. Иногда свойства сталей зависят от соотношения
различных элементов. Средние значения содержания элемен-
тов и параметры кривых их распределения по 40 исследуе-
мым плавкам приведены в табл. 30, а кривые распределения
углерода, марганца и кремния даются на рис. 59, а.
Как видим, сталь 45 характеризуется достаточно высокой
стабильностью химического состава. Распределение содер-
жания всех основных элементов в стали хорошо согласуется
с законом нормального распределения. Распределение дру-
гих элементов (медь, хром, никель) близко к нормальному
и имеет правую асимметрию [145]. Отклонения от нормаль-
ного распределения для данных элементов объясняются,
вероятно, особенностями поставляемой руды. Асимметрия
любого явления, как известно, появляется в результате пре-
обладания одного (или нескольких) какого-либо фактора.
Твердость стали 45 определялась на образцах каждой
плавки как среднее из 3 измерений при температурах 20,
—40 и —80°С. (рис. 59, б и табл. 31).
Приведенные данные говорят о хорошем соответствии
твердости закону нормального распределения. Поэтому для
практических целей достаточно определять твердость по
трем; измерениям одной плавки как в нормализованном, так
и в термоулучшенном состоянии. Вероятно, и для других
видов термообработки данной стали возможно определение
твердости по трем измерениям, так как соответствие расп-
Таблица 31
Параметры кривых распределения твердости стали 45 при температуре 20°С
Термообработка X О Мо А К V, % Е, % Р<Хг)
Нормализация 86,87 1,41 86,29—0,29 0,24 1,6 0,25 0,69 Термоулучшение 97,68 1,69 97,55 0,13—0,22 1,7 0,27 0,50
Рис. 59. Кривые распределения элементов химического
а — /—углерод; // — марганец; /// — кремний; / — экспериментальное; 2 — теоре
для а. в —испытания нормализованной (/) и тёрмоулучшенной (//) стали при
ределения твердости закону нормального распределения
наблюдается при всех температурах испытаний для обоих
исследуемых видов термообработки.
Ударная вязкость определялась по средним значениям
трех испытанных образцов для каждой плавки при темпера-
турах 20, —20, —40 и —80°С (рис. 59, в, табл. 32). Полученные
данные хорошо согласуются с законом нормального распре-
деления, что свидетельствует о достаточной стабильности
ударной вязкости как нормализованной, так и термоулуч-
шенной стали 45 при всех температурах испытаний. При
этом лучшие характеристики наблюдаются у термоулучшен-
ной стали. У нормализованной стали 45 при температурах
испытаний —40 и —80°С критерий Пирсона ухудшается, т. е.
уменьшается соответствие нормальному закону. Это можно
154
в
7
состава (а), твердости (б) и ударной вязкости (в) стали 46.
тяческое. б—I — нормализация; II— термоулучшение; I и 2 — то же, что
разных температурах: 1—5 — соответственно +20; 0; —20; —40; —80°С.
объяснить увеличением, разброса результатов испытаний,
что вызвано резким уменьшением вязкой составляющей в
изломе.
Абразивная износостойкость стали 45 определялась по
результатам испытаний 5 образцов каждой плавки, что
предусмотрено методикой исследований. При этом как для
нормализованной, так и для термоулучшенной стали испы-
тания проводились при температурах +20, —30 и — 65°С на
двух режимах: при трении и при ударе об абразивную
шкурку. Кривые распределения относительной износо-
стойкости для двух видов термообработки при трении и
при ударе об абразивную шкурку строились для всех темпе-
ратур испытаний. Все они хорошо согласуются с законом нор-
мального распределения. Это указывает на достаточно досто-
155
Таблица 32
Параметры кривых распределения ударной вязкости стали 45
при разных температурах испытаний
т°с X <3 Мо А к V, % Е, % Р(х’)
+20 5,55 Нормализация 0,50 5,53 0,03 —0,70 9,0 1,42 0,29
0 4,82 0,62 5,00 —0,23 —0,58 12,8 2,00 0,69
—20 4,13 0,42 4,17 —0,24 0,42 10,0 1,69 0,44
—40 3,44 0,52 3,56 2,93 0,88 15,0 2,38 0,11
-80 1,63 0,56 — — — 34,0 5,30 0,06
+20 11,22 Термоулучшение 1,29 9,89 0,43 —0,78 17,8 2,80 0,21
0 9,48 Г, 97 8,68 0,64 0,28 20,0 3,27 0,19
-20 8,17 1,30 8,16 0,007 0,54 15,7 2,50 0,80
—40 6,77 0,34 6,51 0,56 0,29 12,0 1,98 0,47
—80 5,20 0,96 5,21 -0,02 0,46 19,0 3,00 0,60
верные результаты испытаний, получаемые по разработанной
методике. В данном случае относительная износостойкость
выступает как самостоятельная
характеристика стали 45.
Зоны разброса значений
исследуемых свойств ста-
ли 45 при понижении тем-
пературы приведены на
рис. 60. Характерно, что
только для твердости с по-
Рис. 60. Зоны разброса твердости (/),
ударной вязкости (2), износостойко-
сти при трении (3) и износостойкости
при ударе (4) стали 45 при пониже-
нии температуры.
а — термоулучшение; б — нормализация.
нижением температуры зона
разброса значений увеличи-
вается. Для всех других
свойств стали 45 она умень-
шается. Если рассматри-
вать износостойкость как
самостоятельную характе-
ристику, то следует отме-
тить, что характер ее изме-
нения при понижении тем-
пературы повторяет харак-
тер изменения ударной вяз-
кости и совершенно не со-
гласуется с изменением
твердости. Это значит, что
износостойкость при низких
температурах зависит, глав-
ным образом, от пластиче-
156
ских свойств материала, а не его прочности. Возможно, что
для некоторых сталей износостойкость будет достаточно хо-
рошо коррелировать с ударной вязкостью. Но в этом случае
следует избегать упрощений и тщательно анализировать фи-
зический смысл такой корреляции.
Вероятностный характер износостойкости и других свойств
стали 45 не исключает их оценки по результатам испытаний
одной плавки, как это сделано в гл. III и предусмотрено
разработанным методом испытаний абразивного изнашива-
ния при низких температурах (см. гл. II). Вместе с этим
необходимо, чтобы при испытаниях образцов из одной плав-
ки их минимальное количество предварительно рассчитыва-
лось на основе статистических закономерностей [6]. Тогда
результаты таких испытаний будут располагаться в зоне воз-
можного разброса значений износостойкости исследуемых
материалов.
Таким образом, свойства стали 45 достаточно стабильны
во всем, диапазоне рассмотренных температур испытаний.
При этом установлено, что использование приемов матема-
тической статистики обеспечивает выявление надежных зна-
чений свойств стали 45 при разных видах термообработки.
Показано также, что износостойкость может являться само-
стоятельной характеристикой стали, изменяющейся при
понижении температуры и зависящей от ее пластических
свойств.
Влияние схемы взаимодействия
материала с абразивом
По разработанной методике исследовались еще многие
марки и типы сталей [146—148]. В большинстве случаев
установлено ухудшающее влияние низкой температуры на
абразивную износостойкость этих материалов при двух схе-
мах взаимодействия металлов с абразивной поверхностью
(трение и удар). Значительный интерес представляют другие
схемы взаимодействия материала с абразивом. Поэтому
были проведены испытания на изнашивание стали 45 в круп-
нокусковой и мелкодисперсной абразивной массе. В первом
случае в качестве абразива использовался гравий, а во вто-
ром— карбид кремния. Испытания в крупнокусковой абра-
зивной массе проводились на установке ЧП-I барабанного
типа [149, 150], а в мелкодисперсной'—на установке, схема
которой предложена Н. М. Серпиком [151]. Методика вы-
полнения этих исследований подробно изложена в работах
[149—151], а основные результаты сравнительной износо-
стойкости стали 45 при разных схемах изнашивания приве-
дены на рис. 61. Испытания показали, что схема взаимо-
действия материала с абразивом — один из главных факторов,
157
Рис. 61. Износостойкость закаленной с отпуском 200°С (/), 600°С
(2) и отожженной (3) стали 45 при разных схемах изнашивания
а — трение о шкурку; б —удар о шкурку; а — мелкодисперсная масса;
а — крупнокусковая масса.
определяющих величину относительной износостойкости ста-
ли при любой температуре испытаний. Вместе с этим уста-
новлено, что при всех схемах изнашивания температура
заметно влияет на снижение износостойкости сталей, а по-
рядок их расположения не зависит ни от схемы испытаний,
ни от температуры.
При испытании стали 45 в крупнокусковой абразивной
массе [149] установлено, что микротвердость изношенной по-
верхности термоулучшенной стали несколько ниже, чем на
глубине 0,2—0,3 мм. Если оценить ударное (с проскальзыва-
нием) воздействие крупного гравия на изнашиваемую повер-
хность, то можно предположить, что слой с пониженной
микротвердостью образуется за счет перенапряжения отдель-
ных микрообъемов поверхности. Этого не происходит при
испытании сталей в мелкодисперсной абразивной массе,
так как нормальная (ударная) составляющая воздействия
мелких частиц абразива незначительна при выбранном ре-
жиме испытаний. В этом случае изнашивание происходит
за счет тангенциальной составляющей, реализуемой при ока-
тывании зернами карбида кремния поверхности образца, но
не каждое зерно может вырезать или выдавить лунку на
поверхности материала. Это могут сделать лишь зерна, соот-
ветственно ориентированные относительно поверхности трения.
Следует отметить, что при трении об абразивную поверх-
ность вероятность ориентации зерен, определяющих интен-
сивность изнашивания, более высокая, чем при испытаниях
в абразивной массе. При ударе об абразивную поверхность
характер воздействия абразива на изнашиваемую поверх-
ность в значительной мере идентичен испытаниям в крупно-
кусковой абразивной массе не только по виду изношенной
поверхности, но и по микротвердости предразрушенного слоя
158
[149]. Разница в механизме разрушения поверхностного
слоя состоит в том, что заданная частота ударов установки
увеличивает вероятность контакта оптимально ориентиро-
ванных зерен с изнашиваемой поверхностью.
Изменение износостойкости стали — это также разрушение
поверхности материала в зависимости от его твердости. При
понижении температуры ударная вязкость стали 45 су-
щественно изменяется в зависимости от термообработки.
Это (хотя и косвенно) указывает на возможность охрупчи-
вания стали не только в макрообъеме, но и в тонких по-
верхностных слоях, т. е. можно ожидать, что степень охруп-
чивания в этом случае для тонких поверхностных слоев бу-
дет выше, чем в целом для макрообъема стали. При этом
степень охрупчивания таких слоев должна быть пропорцио-
нальна их твердости. Поскольку макротвердость и микро-
твердость стали 45 при понижении температуры практически
не изменяются, то можно утверждать, что при температу-
ре 20°С на износостойкость материала в основном будет
влиять разница в твердости исходных поверхностей, которая
сохраняется и при понижении температуры. Но тогда сохра-
няется и разность в степени охрупчивания тонких слоев ста-
лей с различной твердостью. Если же учесть утверждение
И. В. Крагельского [119] об уменьшении числа циклов, тре-
буемого для разрушения охрупченных слоев, то установлен-
ное изменение износостойкости стали 45 при понижении тем-
пературы объясняется вполне удовлетворительно.
Высказанные соображения по взаимодействию системы
абразив — сталь для условий трения и удара об абразив-
ную поверхность были экспериментально проверены с исполь-
зованием рентгеноструктурного анализа. Исследовалась
сталь 45 в отожженном и закаленном (средний и высокий от-
пуск) состояниях. При этом оценивались микронапряжения
(напряжения II рода), возникающие в изношенном поверх-
ностном слое и в исходном состоянии.
Рентгенографирование образцов производилось на диф-
рактометре УРС-50ММ с ионизационной регистрацией и
автоматической записью кривых отражения на потенциомет-
ре типа ЭПП 09МЗ. Съемки велись на Fe-излучении. Диаг-
раммы записывались при следующих режимах: скорость
вращения счетчика — 0,5 град/мин; сила тока — 7 мА; напря-
жение— 35 кВ; щелевидные диафрагмы — 0,5X0,5X0,25 мм;
скорость вращения барабана с диаграммной лентой —
1600 мм/ч. Записывались линии от двух порядков отраже-
ния: от плоскостей {ПО}—Fe на Еека-излучении. Углы
отражения составляли 57° и 146° в углах 2 0, т. е. значения
sin 0/Х сильно отличались друг от друга, что давало воз-
можность с большей точностью судить об изменении ширины
и интенсивности линий. Использование отражений от двух
159
порядков одних и тех же плоскостей было полезно и для
частичного исключения влияния текстуры, которая могла
возникнуть при обработке металла. Эталоном при измерении
напряжений служили линии (110)а и (220)к отожженного
Армко-железа.
Раздельное определение напряжений II рода и размеров
блоков проводилось по методу аппроксимации. Профили ли-
ний отражения от плоскостей {220} деформированных образ-
цов описывались функцией типа е—dx\ а значения S =
=tg©(220)/tg 0(110) И r=sec0(22O)/sec0(1iO) были между 3 и 6,
т. е. расширение дифракционных линий было вызвано как
микронапряжениями, так и измельчением блоков. В связи с
этим расчет проводился по методике, в которой аналитиче-
ски учитывалась доля уширения интерференционных линий
за счет напряжений II рода и дисперсности блоков. В случае,
когда распределение I (0) описывается функцией е—Ля\
микронапряжения orf и размеры блоков D рассчитываются
следующим образом.
Если В и b — полуширина линий отражения (110)а и
(220)а a-Fe деформированного металла, а Во и Ьо — то же
для эталона, то физическое уширение для первой (jjj) и
второй (^г) линий будет соответственно
₽! - Vb2-bl (62)
Р2 = /В2 - В20. (63)
Затем раздельно можно определить расширение т, вызван-
ное измельчением, блоков, и п, вызванное микронапряже-
ниями:
rt=^iV[ (iWj)2—Г2]: (1—r2/s2), (64)
т = М[з2-(ММ2]:(*2-г2). (65)
Величина блоков вычисляется по формуле
D=X- 108/m-cos ©(ПО), (66)
а микронапряжения (кгс/мм2) из выражения
Oii = BAa/a—£n/4 tg ©(по,- (67)
Значение модуля Юнга принято равным 21 000 кгс/мм2.
При использовании такого метода расчета ошибка в из-
мерении полуширины интерференционной линии 1 мм приво-
дит к ошибке в значении напряжений ±3 кгс/мм2. Ошибка
в определении блоков составляет 10% при размерах блоков,
меньших 10-5 см. При размерах блоков больше 103 А данные
носят качественный характер.
160
Результаты исследований
показали (рис. 62), что исход-
ное состояние образцов зави-
сит от их термообработки: в
отожженных образцах микро-
напряжения отсутствовали,
блоки имели крупные (более
103А) размеры. В закаленных
сталях наблюдалось измельче-
ние блоков и значительные ос-
таточные напряжения. После
отпуска происходило частичное
снятие напряжений и увеличе-
ние блоков. Для стали 45 на-
пряжения составили 0; 4 и
21 кгс/мм2, а блоки — более
1000, 980 и 500 А (соответствен-
нее. 62. Зависимость напряжений
второго рода в стали 45 от темпе-
ратуры испытаний при ударе (а)
и при трении (б) об абразивную
поверхность.
/ — отжиг; 2 — закалка, отпуск 400°С;
3 — закалка, отпуск 60(г'С.
но для отожженных п закален-
ных образцов с температурой
отпуска 600 и 400°С). Трение и
удар о шкурку при температу-
ре 20°С вызывают дополнитель-
ное измельчение структуры
поверхностных слоев и ведут к
росту микронапряжений, причем удар ведет к более з начи-
тельным изменениям структуры. Наиболее существенные из-
менения происходят в отожженной стали.
С понижением температуры до —30°С дополнительного
измельчения структуры в стали не происходит. Понижение
температуры опыта до —65°С приводит к дальнейшему из-
мельчению блоков. Наиболее сильные изменения испытыва-
ют отожженные образцы, блоки которых при —65°С измель-
чались до 400 А. Напряжения II рода в стали 45 при трении
о шкурку растут незначительно, а при ударе их рост более
ощутим, что наглядно иллюстрирует различие в схемах взаи-
модействия абразив — сталь.
Итак, отмечено ухудшающее влияние низкой температу-
ры на износостойкость сталей при всех режимах испытаний.
Характер такого изменения практически одинаков для иссле-
дованных схем взаимодействия системы абразив — сталь,
хотя количественное выражение износостойкости для каж-
дого режима испытаний различно. Установленные зависи-
мости износостойкость — температура позволяют предполо-
жить, что при каждом режиме испытаний изнашивание по-
верхностного слоя зависит от изменения отдельных свойств
сталей при понижении температуры. Но, поскольку степень
изменения разных свойств сталей различна, естественно,
1 1 В. П Ларионов, В. А. Ковальчук
161
износостойкость при той или иной схеме взаимодействия
абразив — сталь будет зависеть от конкретных свойств, наи-
более полно реализуемых при соответствующем режиме
испытаний.
Формирование поверхности сталей
при абразивном разрушении
Вид изношенной поверхности (топография) определяется
свойствами материала, схемой взаимодействия с абразивом,
и температурой испытаний. Изучение формирования топо-
графии изношенной поверхности для отожженной и закален-
ной (отпуск 200°С) стали 45 проводилось следующим обра-
зом. Полированный образец под нагрузкой 3,5 кгс переме-
щался по абразивной шкурке на 0,5 мм. После этого его по-
верхность изучалась под микроскопом и фотографировалась.
Затем он вновь перемещался на 0,5 мм и вновь исследова-
лась его топография. Так продолжалось до тех пор, пока вид
изношенной поверхности не стабилизировался. Аналогичным
образом проводились испытания при ударе об абразивную
поверхность. В этом случае изменение топографии до пери-
ода стабилизации достигалось последовательными единичны-
ми ударами с энергией удара 4 кгс-см. Таким способом изу-
чалось постепенное развитие процесса абразивного разруше-
ния как при трении, так и при ударе об изнашивающую по-
верхность при температурах +20 и —60°С. Эти визуальные
наблюдения позволили выявить значительное разнообразие
явлений, происходящих при разрушении поверхностей сталей.
Объяснение этих явлений следует искать в механизме взаи-
модействия системы абразив — сталь.
Микрофотографии (рис. 63, I, II) показывают, что к пят-
надцатому единичному цасанию поверхность материала ста-
билизируется, т. е. он практически полностью прирабатывает-
ся. При этом для обоих видов термообработки пластичность
материала, характеризуемая в данном случае образованием
навалов вокруг царапин, снижается при понижении темпера-
туры испытаний. Царапины становятся более мелкими, а ко-
личество их увеличивается, т. е. процесс непосредственного
отделения материала интенсифицируется.
Абразивные зерна на шкурке имеют различные размеры
и форму режущих граней. Поэтому и воздействие их на по-
верхность образца при скольжении его по шкурке различно.
Возможны три вида взаимодействия абразива с поверхно-
стью образца: упругое оттеснение материала, его пластиче-
ское деформирование и микрорезание.
Упругое оттеснение материала возникает в том случае,
когда глубина внедрения абразивного зерна h невелика по
сравнению с радиусом закругления зерна при вершине г.
162
Многократное упругое оттеснение приводит к усталостно-
му выкрашиванию отдельных частиц материала. Однако
интенсивность изнашивания при этом во много раз меньше,
чем при пластическом деформировании и тем более мик-
рорезании.
При увеличении глубины внедрения (точнее при увеличе-
нии отношения h/r) упругое оттеснение переходит в пласти-
ческое деформирование .поверхностных слоев. При этом виде
взаимодействия на поверхности трения образуются пластиче-
ски выдавленные канавки с навалами по бокам. Металл в
навалах по сторонам царапины является уже предрнарушен-
ным [121] и поэтому легко удаляется другими, следом иду-
щими зернами. Этот вид взаимодействия является, вероятно,
основным в условиях эксплуатации при соприкосновении ра-
бочих органов строительных и дорожных машин с округлы-
ми грунтовыми частицами. В случае хрупких материалов или
достаточно большого значения отношения h/r наблюдается
микрорезание поверхности абразивными зернами. Этот вид
взаимодействия наиболее разрушителен.
При скольжении образца по абразивной шкурке, предна-
значенной для механической обработки поверхностей, ведущим
видом разрушения будет микрорезание. Однако при измене-
нии условий испытания изменяется и количество абразивных
зерен, режущих поверхность, что приводит к изменению
интенсивности изнашивания.
С изменением свойств испытуемых сталей при пониже-
нии температуры изменяется также и отношение h/r, при
котором начинается переход пластического оттеснения к
микрорезанию. На это же изменение отношения h/r оказы-
вает влияние и упрочнение сталей, получаемое в результате
пластической деформации.
Склонность сталей к упрочнению при пластической де-
формации зависит прежде всего от их структуры. Наи-
большей способностью к упрочнению обладают аусте-
нитная и мартенситная структуры [152]. С понижением
температуры способность сталей к упрочнению возрастает,
поверхностные слои при этом становятся более твердыми
и хрупкими.
Повышение твердости, полученное за счет наклепа, не
всегда повышает, а .иногда даже снижает износостой-
кость [114]. В то же время охрупчивание поверхностных
слоев приводит к изменению механизма изнашивания. При
этом доля зерен,, которые дают вырезанную канавку, в их
общем количестве начинает увеличиваться, а производящих
пластическое деформирование поверхности — уменьшаться.
Это увеличивает интенсивность изнашивания, что подтвер-
дилось при визуальном исследовании поверхностей износа
под микроскопом.
11*
163
Рис. 63. Формирование поверхности износа отожженной
и ударе (III, IV) об абразивную шкурку при
/ — однократное взаимодействие; 2 — пятикратное
(I, III) и закаленной (II. IV) стали 15 при трении (I, I!)
температурах испытаний +20°С (о) и 60°С (б).
взаимодействие; <3 — десятикратное взаимодействие.
Топография изношенных поверхностен, формируемых
единичными ударами (см. рис. 63, III и IV), стабилизирует-
ся после 10—15 единичных ударов. Изнашивание сталей при
ударе их об абразивную шкурку сопровождается появле-
166
нием на поверхности износа пластически выдавленных лу-
нок, различных по размерам и форме. Пластически выдав-
ленные лунки образуют те абразивные зерна, которые в дан-
ный момент имеют наиболее благоприятную ориентацию
граней по отношению к изнашиваемой поверхности и твер-
167
дость, превышающую твердость этой поверхности. Зерна,
меньшей твердости и неблагоприятно ориентированные к по-
верхности износа, разрушаются, не оставляя заметных сле-
дов износа на этой поверхности.
При повторном ударе часть зерен попадает в ранее обра-
зовавшиеся лунки, расширяя и углубляя их, а другие внедря-
ются между лунками. При этом, как указывается в работе
[153], происходит многократное повторение единичных актов
внедрения зерен абразива в изнашиваемую поверхность, со-
провождаемое пластической деформацией. В результате этой
пластической деформации отдельные частицы материала мо-
гут отрываться от изнашиваемой поверхности. По мере повы-
шения упрочнения поверхностного слоя может происходить
также хрупкое выкрашивание частиц металла. Соотношение
хрупкого выкрашивания и отрыва отдельных частиц с поверх-
ности износа определяется в первую очередь физико-механи-
ческими свойствами испытуемого материала.
Физико-механические свойства материалов с изменением
температуры испытаний значительно изменяются. Особенно
велико это изменение при микроударном нагружении. При
обычных видах нагружения сплавы со структурой мартенси-
та разрушаются хрупко, без развития процессов пластической
деформации.
Иначе обстоит дело при микроударном нагружении
мартенсита. При таком виде воздействия мартенсит ведет
себя как структура с высокой пластичностью и большой
упрочняемостью [152]. Это обстоятельство авторы объ-
ясняют особенностями деформации перенасыщенного твердо-
го раствора (каким является мартенсит), характером прило-
жения нагрузки и условиями деформации. Контактный способ
приложения нагрузки также создает объемное напряженное
состояние микроучастков. Таким образом, при ударном воз-
действии абразивных зерен сопротивление металла изнаши-
ванию определяется свойством поверхностных слоев выдер-
живать многократное пластическое деформирование без раз-
рушения.
Анализ рассмотренных данных (см. рис. 63) показывает,
что как при единичных, так и при повторных контактах одной
и той же поверхности с абразивом доля пластического оттес-
нения уменьшается с понижением температуры. Глубина
внедрения абразива в металл с понижением температуры
в отдельных случаях увеличивается, несмотря на некоторое
повышение его твердости. Это объясняется, вероятно, эффек-
том разупрочнения микрообъемов материала при низких тем-
пературах вследствие интенсификации процессов перенаклепа.
Г л а в a 5
ИЗНАШИВАНИЕ ДЕТАЛЕЙ
ХОДОВОЙ ЧАСТИ ТРАКТОРОВ
Анализ изнашивания некоторых деталей
Особенность натурных испытаний реальных деталей на
изнашивание заключается в том, что для одной и той же дета-
ли в одних и тех же условиях эксплуатации наблюдаются
самые разнообразные схемы взаимодействия абразива с из-
нашиваемой поверхностью. Для исследования были выбраны
детали ходовой части тракторов типа Т-100, оборудованных
бульдозерами (табл. 33). Их долговечность определяется не
Таблица 33
Характеристика деталей трактора Т-100
Деталь Сталь Термообработка изнашиваемой поверхности Твердость, ед. °В’ кгс/мм®
Башмак 45 Отжиг ИЛИ ЦП Я нормализа- НВ 201—209 65
Звено 45 Объемная твч закалка и НВ 321—418 90
Втулка звена 20Г Цементация 1,5—2,5 мм на глубину HRC 54 46
Ролик опор- ный двуборт- 50Г Объемная ТВЧ закалка и HRC 52 66
ный
только хрупкой прочностью, но и абразивной износостой-
костью при низких температурах.
Возможные максимальные нагрузки в зоне контакта ис-
следуемых деталей могут служить
ками для оценки разрушения их
поверхностей. Они рассчитывают-
ся по обобщенной схеме контак-
та деталей (рис. 64), которую
можно представить контактом ци-
линдр — плоскость (каток — зве-
но). Тогда при вдавливании кат-
ка в беговую дорожку звена (см.
рис. 64) в его ободе возникает
напряжение о. Чтобы деформация
катка не превышала предел уп-
ругости, нужно выдержать усло-
вие [121]
\г]г—а1Е, (68)
некоторыми характеристи-
\Р -
169
где Е— модуль упругости катка, кгс/мм2; г=110 мм; (6 =
= 50 мм). Тогда при £=22 000 кгс/мм2 для стали 50Г
Аг[г = 0,003. (69)
Из рис. 64 следует, что
Ar=r(l—cos а). (70)
Отсюда cosa=0,997, а <х=4°24/. Если принять, что при вдав-
ливании катка сила Р совершает некоторую работу А на сред-
нем пути Аг/2, то эта работа может быть приближенно опре-
делена из выражения
PAr = А = 2^-J г • da 2 b • a -cos а = 2rboArsina, (71)
отсюда
P = 2rbosina. (72)
Выполнив необходимые расчеты, получим для катка, зве-
на, втулки и башмака трактора Т-100 следующие возможные
максимальные нагрузки в зоне контакта: 27, 25, 7 и 2,5 тс со-
ответственно. Полученные данные показывают, что при не-
благоприятных положениях деталей относительно друг друга
на них могут действовать хотя и кратковременные, но весьма
значительные нагрузки. Это связано с тем, что трактор дви-
жется по неровному грунту, и в большинстве случаев наблю-
дается перекос деталей. Контакт деталей при этом осуществ-
ляется лишь частью их поверхностей, возникающие напряже-
ния превышают предел текучести применяемого материала,
он деформируется и разрушается. Абразив, находящийся в
зоне контакта, существенно ускоряет процесс разрушения
поверхности деталей. Возможно, что предложенная схема
расчета максимальных нагрузок в зоне контакта дает завы-
шенные их значения. Но если действующие нагрузки будут
даже в 2—3 раза меньше, чем расчетные, то и тогда они бу-
дут способствовать интенсивному разрушению поверхностей
деталей.
Изучение изношенных поверхностей исследуемых деталей
проводилось с целью установления фактического взаимодей-
ствия абразива с материалом различной твердости. Изучение
характера разрушения поверхностей деталей ходовой части
трактора (бульдозер Д-271) в различных условиях эксплуа-
тации показало, что имеются существенные отличия между
воздействием плотной глины и гравия на изнашиваемые поверх-
ности. При работе башмаков гусеницы на глинистых грунтах
наблюдаются короткие неглубокие царапины и мелкие вы-
рывы. Изношенная поверхность башмаков при их работе на
гравелистых грунтах характеризуется однородными вмяти-
нами, напоминающими в некоторой степени поверхность ста-
ли при дробеструйной обработке. В этом случае поверхность
170
детали имеет отдельные царапины по направлению ее относи-
тельного перемещения. Иногда встречаются выдавленные
канавки длиной до 5—8 мм и таких же размеров сколы по-
верхности башмака.
Звенья гусениц тракторов также имеют различный харак-
тер разрушения поверхности беговой дорожки. На глинистых
грунтах беговая дорожка звеньев изнашивается главным об-
разом в результате многократного пластического передефор-
мирования поверхностного слоя металла при больших кон-
тактных напряжениях смятия в зоне пары опорный каток —
звено гусеницы. Изнашиваемая поверхность имеет кратеры —
очаги усталостного выкрашивания или отслаивания диамет-
ром до 1 мм, а также царапины шириной 0,1—0,2 мм. В,ид
разрушенной поверхности при работе звеньев с гравелистой
прослойкой аналогичен описанному выше, но диаметр крате-
ров—очагов усталостного выкрашивания или отслаивания
слоев металла увеличивается до 2—4 мм. При этом чем боль-
ше срок работы звеньев на гравелистых грунтах, тем больше
размер кратеров и их количество на поверхности трения. По-
являются также царапины размером в поперечнике до
0,5—0,6 мм.
Поверхности трения поддерживающих роликов при пере-
мещении бульдозером глинистых грунтов разрушаются в ре-
зультате многократного воздействия абразивных зерен
в определенном направлении (по направлению движения
бульдозера). На поверхности износа в этом случае ярко выра-
жены канавки или царапины, непревышающие в поперечнике
0,1 мм. При работе бульдозера на гравелистых грунтах ка-
навки и царапины увеличиваются в поперечнике, направлен-
ность их становится хаотичной, появляются вмятины или ту-
пиковые царапины.
Износ втулки звена характеризуется короткими (по хор-
де) вырывами — царапинами поверхностных слоев металла.
На ней редко наблюдаются кратеры — очаги усталостного вы-
крашивания, и диаметр их не превышает 1 мм.
Описанные детали изготовляются из материалов (см.
табл. 33), склонность к наклепу которых незначительна. Эти
металлы при изнашивании их в реальных условиях эксплуа-
тации ведут себя по-разному. Однако все они изнашиваются
интенсивнее на гравелистых грунтах, чем на глинистых, что
объясняется изменением характера взаимодействия металла
и абразива.
Исследование микроструктуры проводилось для башмака
и звена гусеницы с целью установления фактической термо-
обработки и ее влияния на структуру изношенного слоя
(рис. 65).
Анализ структур и микротвердости показывает, что харак-
теристики изношенной поверхности для отожженной и зака-
схема, объясняющая это изменение (б),
для разных детален.
1 — гребень башмака; 2 — звено гусеницы.
ленной стали 45 различ-
ны. Так, микротвердость
изношенной поверхности
башмака (пер лит-(-фер-
рит)— 276 кгс/мм2, кото-
рая по глубине изнашива-
емого слоя уменьшается
и на расстоянии 4 мм от
поверхности равна уже
208 кгс/мм2.
Микротвердость изно-
шенной поверхности зве-
на (сорбит) на 60 кгс/мм2
ниже (см. рис. 65) микро-
твердости зоны закалки
ТВЧ и на 125 кгс/мм2
выше сердцевины детали
(перлит сорбитообраз-
ный). Указанное распре-
деление микротвердости
по глубине изнашиваемо-
го слоя объясняется сле-
дующим образом. Относи-
тельно низкая (по срав-
нению с зоной закалки
ТВЧ) микротвердость в
зоне непосредственного
контакта опорный ка-
ток — абразив — беговая
дорожка звена гусеницы
связана с перенаклепом изнашиваемой поверхности. Эту зону
можно назвать предразрушенной. Как видно из рис. 65, с глу-
биной микротвердость увеличивается и достигает 432 кгс/мм2
на расстоянии 250 мк от рабочей поверхности. Это ее макси-
мальное значение, обусловленное суммарным воздействием
принятой термообработки и контактных напряжений в зоне
каток — звено.
Дальнейшее снижение микротвердости объясняется умень-
шением с глубиной как контактовых напряжений в зоне ка-
ток — звено так и влиянием ТВЧ. На глубине 1 мм от поверх-
ности влияние указанных факторов Существенно ослабе-
вает— переходная зона. На глубине около 3 мм начинается
сердцевидная зона, мииротвердость которой обусловлена
структурой сорбитообразного перлита, полученного при тер-
моулучшении стали 45.
Изучение хладостойкости сталей, непосредственно приня-
тых для тех или иных деталей, дает возможность выявить
склонность материала к хрупкому разрушению при низких
172
-60 -40 -20 0 20 -40 -20 О 20 -40 -20 О 20
Т,аС.
Рис. 66. Изменение ударной вязкости материала звена (а),
башмака (б) и опорного катка (а) при понижении температуры.
температурах в реальных условиях эксплуатации. В этом слу-
чае формируется представление о суммарном воздействии всех
факторов на хладостойкость сталей. Охрупчивание сталей при
понижении температуры изменяет характер их изнашивания
под действием абразивных материалов.
Из 10 звеньев, 25 башмаков и 6 опорных катков были вы-
резаны стандартные образцы для испытания на ударную вяз-
кость. Детали снимались с машин, эксплуатируемых в четырех
организациях Норильска и Красноярска. У всех деталей пред-
варительно были проверены химсостав и термообработка.
Образцы из каждой группы деталей были разделены на 4—6
партий, каждая из которых испытывалась самостоятельно во
всем исследуемом диапазоне температур (рис. 66).
Хладостойкость сталей в конкретных деталях при пониже-
нии температуры резко снижается и не соответствует хладо-
стойкости специально изготовленных образцов из тех же ста-
лей, термообработанных в лабораторных условиях (см. рис.
66). Особенно низкая хладостойкость у материала башмака
гусеницы, что объясняется его неудовлетворительной структу-
рой, полученной в результате отжига.
Эпюры износа деталей строились по результатам специаль-
ных измерений с целью выявления наиболее изнашиваемых
сечений и определения максимальных скоростей изнашивания
исследуемых деталей (рис. 67, 68 и табл. 34).
Из приведенной эпюры износа звена (см. рис. 67) видно,
что изнашивание беговой дорожки происходит неравномерно
по ее длине. В сечениях /и2 наблюдается повышенный износ,
причем в сечении 2 он максимальный и достигает 3—4 мм. При-
чины неравномерности изнашивания звена гусеницы — нали-
173
a
Рис. 67. Эпюры износа звена (а), втулки (б) и башма-
ка (в) гусеницы трактора Т-100.
чие абразивной среды и значительные динамические нагрузки,,
возникающие при движении бульдозера в момент копирова-
ния гусеничным полотном неровностей мерзлого грунта.
Максимальный износ в сечении 2 объясняется преобладанием-
Рис. 68. Кривые распределения размеров звена (а), башмака (б) и втул-
ки (в) по максимально изношенному сечению.
174
Таблица 34
Параметры кривых распределения износа деталей трактора Т-100
Деталь п X G Мо А К Е, % В<Х!)
Звено 163 118,58 1,25 118,48 0,084 —0,5 0,82 0,44
Башмак 40 12,68 0,85 12,13 0,55 —0,49 1,07 0,20
Втулка 46 63,81 0,7 63,5 —2,24—0,64 0,16 0,46
движения бульдозера вперед, т. е. при рабочем (нагруженном)
состоянии машины. Результаты измерений показывают, что.
допустимым износом беговой дорожки звена является износ
до размера по высоте 118 мм. Это хорошо согласуется с тех-
нологическими особенностями закалки поверхности звена
ТВЧ, при которой закаленный слой имеет глубину 3—3,5 мм.
Следовательно, при износе на глубину более 3 мм дальнейшая
работа звена нецелесообразна, так как наступает аварий-,
ный износ.
Башмак бульдозера Д-271 изнашивается относительно, рав-
номерно по всей поверхности контакта с абразивом, (см, рис.
67). Наиболее интенсивно изнашиваемой его частью является
гребень. Это объясняется тем, что гребень, воспринимая наг-
рузку от веса трактора, передает ее грунту на относительно
небольшой площадке контакта по сравнению с общей поверх-
ностью башмака. Кроме того, интенсивному изнашиванию,
подвергаются также те грани башмака, которые перекрыва-
ются друг другом. В этом случае наблюдается типичный вид
износа, возникающий в результате воздействия абразивной
прослойки.
Эпюра износа втулки (см. рис. 67) имеет ярко выражен-
ный односторонний характер. Максимальный износ охваты-
вает 130—180° окружности втулки. Наибольшая частота мак^
симальных износов втулки находится в интервале размеров 63,
75—64, 25 мм. Указанный износ втулки происходит более
интенсивно при перемещении грунта бульдозером. В этом слу-
чае наблюдаются наиболее тяжелые условия работы пары ве-
дущее колесо — втулка. Неудовлетворительный характер ра^
боты этой пары зависит прежде всего от конструкции гусенич-
ного хода. Существующее натяжное устройство не обеспечи-
вает постоянства размеров гусеничного хода. По мере износа
деталей между ними появляются недопустимые зазоры, что
приводит к росту динамических нагрузок и <к интенсификации
процесса изнашивания. Зимой, когда натяжное устройство
плотно забивается мерзлым грунтом и снегом, оно теряет свое
функциональное назначение.
17$
Таблица 35
Характеристика износа
деталей трактора Т-100
Л к S £ Средний линейный Средняя скорость
износ, мкм изнашивания, мкм
в точке] детали в точке] детали
Башмак
1 331,5 200,9
2 196,0 112,7
3 134,1 221,1 81,3 134,0
4 232,8 141,1
Звено
1 79,5 48,2
2 110,2 66,8
3 92Д 56,2 6О’°
4 99,0 60,0
5 113,5 68,8
время
работы
деталей
Исследование скоро-
стей изнашивания звена
и башмака гусеницы вы-
полнялось в карьере «Пе-
счаный» (Красноярск)
при работе бульдозера
Д-271 по перемещению
гравелистых грунтов. Ис-
пытания проводились при
температуре —5 °C, т. е.
при той температуре, с
которой начинается рез-
кое изменение ударной
вязкости башмака гусени-
цы в условиях эксплуата-
ции (см. рис. 66) и воз-
растание износа стали 45
при проведении испыта-
ний на изнашивание ста-
ли 45 в крупнокусковэй
абразивной массе (см.
рис. 61, г).
деталей составило 1 ч 40 мин.
проводилось способом негативных
Чистое
.Измерение износа
оттисков [154].
В эксперименте, чтобы исключить влияние приработки на
результаты измерений, исследовались детали, предварительно
отработавшие около 50 ч. Одновременно измерялись 15 баш-
маков и звеньев на каждой гусенице. При этом каждое звено
измерялось в 4 точках по длине гусеницы, а башмак — в 4 по
длине гребня. Средние из 30 измерений по каждой точке; а
также рассчитанные скорости изнашивания приведены в
табл. 35. Данные показывают, что разброс значений величи-
ны износа гребня башмака составляет более 200%, а звена —
около 40%.
По результатам измерений были рассчитаны средние сро-
ки службы звена и башмака при их работе в гравийных карь-
ерах. Для башмака срок службы не превышает 200—250 ч
работы детали, для звеньев гусеницы — 600 ч чистого време-
ни работы детали, что составляет примерно 3,5—5 месяцев
эксплуатации машины. Эти сроки службы очень малы и при-
водят к частым и неоправданным простоям машин.
Таким образом, выполненный анализ изнашивания некото-
рых деталей бульдозеров типа Д-271 в эксплуатационных
условиях позволил выяснить характер разрушения поверх-
ностей деталей при абразивном износе. При этом установлены
отдельные количественные характеристики поверхностей изна-
шивания (микротвердость, скорость изнашивания и др ) ,
176
а также изменение хладостойкости реально применяемых ма-
териалов. Характер изнашивания таких же деталей других
типов тракторов аналогичен рассмотренному.
Натурные испытания изнашивания
башмаков трактора
Для проверки того, как влияют различные грунтовые усло-
вия на абразивную износостойкость деталей ходовой части
тракторов, были проведены специальные сравнительные испы-
тания башмаков трактора Т-ЮОМГП в г. Апатиты (Мурман-
ская обл.) и в Красноярске. При этом сравнивались серийные
и термоулучшенные башмаки из стали 45. Эта сталь была выб-
рана по двум причинам. Во-первых, из нее изготавливаются
до 75% поступающих в эксплуатационные организации баш-
маков в виде запасных частей, во-вторых, износостойкость этой
стали исследована при разных схемах взаимодействия с абра-
зивом в условиях низких температур. Кроме того, сталь 45ГР,
которая применяется Челябинским тракторным заводом для
изготовления башмаков тракторов типа Т-ЮОМГП и Т-130,
также подвергается термоулучшению по тому же режиму тер-
мообработки, что и сталь 45’.
Для выполнения производственных испытаний башмаки
трактора подвергались закалке с температуры 830+10 °C (вы-
держка в печи 20 мин) в воду с температурой 18—30°С. От-
пуск производился с температур от 400+25 до 600±25°С пос-
ле выдержки в печи в течение 30 мин. При этом более низкий
отпуск выбирался для деталей, работающих на песчаных или
глинистых грунтах. Для грунтов с гравелисто-галечниковыми
и валунными включениями температура отпуска принималась
600°С. Твердость после термообработки составляла 285—
418 НВ.
Известно, что правая гусеница на 15—20% разрушается и
изнашивается интенсивнее, чем левая, что связано с условия-
ми работы машины и машиниста. Поэтому термоулучшенные
башмаки ставились на всех трех машинах на правую гусени-
цу, а серийные — на левую. На левую гусеницу ставилось
также 2—3. контрольных термоулучшенных башмака. На се-
рийные башмаки в г. Апатиты для сокращения их разруше-
ний делалась наварка прутков из арматурной стали диамет-
ром 20—25 мм.
При проведении испытаний замерялся износ пяти конт-
рольных башмаков на каждой гусенице по трем сечениям (по
середине и на расстоянии 50 мм от краев башмака). Сначала
замеры проводились через 10 смен работы бульдозера, а в
дальнейшем интервалы наблюдений были увеличены.
В Апатитах трактор Т-ЮОМГП, оборудованный бульдозе-
ром, работал на перемещении среднекусковой породы и тяже-
12 В. П. Ларионов, В. А. Ковальчук
177
Рис. 69. Износ серийных (О) и термоулучшенных (•) баш-
маков трактора Т-100МГП на разных грунтах.
1 — гравелисто-галечниковые с валунами; 2 — песчаио-гравинпые;
3 — глинистые.
лых моренных грунтов, в которых содержится более 50% гра-
велисто-галечниковых и валунных включений. Абразивность
таких грунтов очень высокая. Кроме того, на повышение абра-
зивных свойств грунтов влияют различные .химические соеди-
нения, сопутствующие апатитам.
В Красноярске один бульдозер работал постоянно и интен-
сивно на перемещении фракционированного гравия, щебня и
песка. Второй был занят на типичных строительных работах
по перемещению и разработке глинистых грунтов. Интенсив-
ность его загрузки в течение смены была невысокая.
Анализируя данные испытаний башмаков в г. Апатиты,
можно отметить, что износ серийных башмаков в 2 раза выше,
чем термоулучшенных (рис. 69). Наглядное представление о
величине износа сравниваемых башмаков можно получить из
рис. 70. При этом для обоих типов башмаков процесс их при-
работки заканчивается в течение 10 смен. В дальнейшем кри-
вые износа контрольных башмаков можно разделить на три
периода эксплуатации средней продолжительностью 130 смен:
летне-осенний, зимний, весенне-летний. В первый и третий
периоды приращение величины износа примерно одинаковое,
а во второй — повышенное. Это объясняется влиянием низких
температур на износостойкость стали 45.
Выбраковка гусеничного полотна в исследуемых условиях
велась не из-за износа башмаков, а из-за их хрупкого разру-
шения. Поэтому через 230 смен работы серийные башмаки
вместе со звеньями (за исключением пяти контрольных) были
заменены новыми. Повышенное приращение величины износа
башмаков на второй серийной гусенице объясняется большей
178
No page in original
Таким образом, проведенные в г. Апатиты испытания пока-
зали, что термоулучшение башмаков позволяет в 2 раза повы-
сить срок их службы. При этом в 1,4—1,6 раза повышается
срок службы сопряженной детали — звена гусеницы. Отпада-
ет также необходимость приварки дополнительных прутков
для повышения конструктивной прочности башмаков. Кроме
этого, на термоулучшенные башмаки грунт практически
не налипает, что улучшает их сцепление с грунтом (см.
рис. 70).
Анализируя результаты испытаний башмаков в Краснояр-
ске, необходимо отметить, что скорость их изнашивания на
песчано-гравийных грунтах почти в 2,5 раза выше, чем на гли-
нистых. Это характерно как для серийных, так и для термо-
улучшенных башмаков. Величина износа по гребню практиче-
ски одинакова для обоих типов башмаков и зависит только от
грунтовых условий. Измерения износа пребня башмака в дан-
ном случае (см. рис. 69) не показывают их истинной износо-
стойкости. Между тем края серийных башмаков в 1,5—1,8 ра-
за тоньше, чем термоулучшенных. Они имеют также более
грубый вид изношенной поверхности, что объясняется их мень-
шей твердостью. Звенья, сопряженные с серийными башмака-
ми, износились в 1,4—1,6 раза быстрее, чем звенья, сопря-
женные с термоулучшенными башмаками. Это связано с тем,
что разрушение серийных башмаков увеличивает динамич-
ность работы гусеницы при одновременном увеличении удель-
ного давления на оставшуюся площадь неразрушившихся
башмаков.
Таким образом, испытаниями установлено следующее: тер-
моулучшение башмаков повышает срок их службы в условиях
Кольского полуострова в 2—2,2, в Красноярске — в 1,5—1,8
раза; термоулучшение башмаков увеличивает срок службы
сопряженной детали (звена) в 1,4—1,6 раза без дополнитель-
ных затрат на повышение ее долговечности; срок службы се-
рийных и термоулучшенных башмаков определяется грунто-
выми условиями; экономическая эффективность термоулучше-
ния башмаков должна рассчитываться из условий сопоставле-
ния полного комплекса гусеничного полотна, так как выбра-
ковка гусениц ведется по результатам изнашивания звеньев,
а не башмаков.
Экономический эффект от термоулучшения башмаков с
учетом повышения срока службы звеньев составляет в год
на одну машину 400—800 руб. в зависимости от фактической
стоимости башмаков в разных районах страны и стоимости их
термообработки на разных ремонтных заводах. Термоулучше-
ние башмаков следует рекомендовать как заводам-изготови-
телям запасных частей, так и ремонтным заводам. Термиче-
ское улучшение особенно предпочтительно в данном случае
потому, что оно редко повышает как хладостойкость, так и
.180
абразивную износостойкость материала. Положительный эф-
фект, полученный при натурных испытаниях башмаков трак-
тора, подсказывает провести дальнейшие исследования в этом
направлении. Следует испытать самые различные виды тер-
мического, термомеханического улучшения и другие способы
обработки деталей и узлов, подверженных в условиях низких
температур изнашиванию и действию динамических нагрузок.
Нет сомнения, что будут найдены высокоэффективные пути
повышения работоспособности машин, предназначенных для
разработки мерзлых грунтов.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Нельзя рассчитывать, что в ближайшее время мировая
машиностроительная промышленность сможет выпустить нас-
только надежные машины для условий Севера, что их аварий-
ность и изнашивание будут уменьшены до экономически эф-
фективного уровня, хотя определенные сдвиги в этом направ-
лении несомненно произойдут. Такое утверждение основано на
фактических данных, приведенных в настоящей работе. Из
этого следует, что многие вопросы низкотемпературной рабо-
тоспособности машин еще ждут своего решения.
Создание и применение разнообразной техники для усло-
вий Севера — проблема не только инженерно-техническая и
экономическая, но и социальная, касающаяся вопросов ком-
фортности трудовых процессов, изменения соотношения затрат
мускульной и умственной энергии. Научно-технический прог-
ресс действует как фактор, сокращающий потребность в тру-
довых ресурсах, но одновременно он резко повышает роль
инженерно-технического труда, увеличивает потребность в
высококвалифицированных работниках.
Сегодня необходимо понять, что без решения главных воп-
росов хрупкой прочности и низкотемпературной износостой-
кости машиностроительных материалов (а это зависит в пер-
вую очередь от научных и инженерно-технических работников)
нельзя ожидать резкого повышения надежности и долговечно-
сти машин для Севера. Идеи, заложенные в формуле (3),
должны как можно быстрее пройти уровень теоретических ис-
следований и получить конкретное решение в деталях и конст-
рукциях машин.
Основное направление (решения проблемы конструктивной
прочности заключается в разработке методов расчета деталей
машин при низких температурах с учетом возможности их
разрушения и изнашивания. При этом вопросы разрушения в
какой-то мере можно решать из общих принципов теории про-
чности. В то же время вопросы изнашивания (как наименее
182
изученные) пока еще требуют разработки специальных
методических положений и выявления общих законо-
мерностей.
В области низкотемпературной прочности и хрупкости ма-
териалов целесообразно разрабатывать следующее: расчет-
ные методы прогнозирования поведения машин и сварных кон-
струкций с понижением температуры; новые конструкционные
материалы для массового машиностроения и производства
металлоконструкций; технологические решения, обеспечиваю-
щие наиболее полное использование лучших свойств и качеств
основных конструкционных материалов в готовом изделии;
новые присадочные материалы, обеспечивающие высокую про-
изводительность работ и надежность сварных конструкций
при эксплуатации.
Рассматривая данные задачи, следует помнить, что систе-
матизированный статистический анализ случаев хрупких раз-
рушений деталей машин и элементов конструкций при низких
температурах, осуществляемый с единых позиций, дает бога-
тый материал для практического решения многих вопросов.
Для принятия действенных мер по повышению хладостойкости
конструкций важное значение имеют результаты фундамен-
тальных исследований, направленных на установление физи-
ческой картины протекающих процессов, а также на поиски
различных критериев оценки склонности конструкций к
хрупкости с позиций линейной и нелинейной механики
разрушения.
В области низкотемпературного абразивного изнашивания
машиностроительных материалов целесообразно разрабаты-
вать следующее; обобщающие критерии износостойкости с по-
зиций прочности и пластичности материалов при низких темпе-
ратурах; методы ускоренных испытаний на изнашивание в
условиях низких температур; методы расчета деталей машин
на износе с учетом вероятности их разрушения и изнашивания;
новые износостойкие материалы для работы при низких темпе-
ратурах.
Решая поставленные задачи, необходимо помнить, что за-
кономерности изнашивания материалов при положительных
температурах не могут быть механически перенесены на диа-
пазон низких температур. Именно поэтому нужно рассматри-
вать каждую имеющуюся закономерность как некоторую ха-
рактеристику режимов (или условий) испытаний, видоизменя-
емую при действии на нее низкой температуры.
Для того, чтобы понять влияние тех или иных свойств
материала на его износостойкость, следует представить процесс
изнашивания как двуединый, состоящий из внедрения абразив-
ной частицы в поверхность материала с его последующей
деформацией. Если основное разрушение материала происхо-
дит в момент внедрения частицы, то износостойкость должна
183
коррелировать с его прочностными характеристиками. Если
же доминирующим будет разрушение материала при движе-
нии абразивной частицы, то следует искать закономерности,
связывающие износостойкость со свойствами, которые опре-
деляют сопротивление пластической деформации.
Таким образом, в дальнейшем необходимо рассматривать
проблему низкотемпературной работоспособности машин как
многофакторную в системе «надежность машин—затраты
живого труда». В этом случае станет ясно, что практически
любые затраты на повышение надежности и долговечности
машин с учетом их работы в условиях Севера экономически
оправданы, если они технически целесообразны.
ЛИТЕРАТУРА
1. Панкевич Б. И. Некоторые вопросы методики обоснования экономиче-
ски целесообразного уровня надежности тракторов для условий Край-
него Севера. Автореф. канд. дне. М., 1974. 25 с. (МИИСП им. В. П. Го-
рячкина) .
2. Домбровский Н. Г., Гальперин М. И. Землеройно-транспортные маши-
ны. М., «Машиностроение», 1965. 276 с.
3. Боголюбов Б. Н. Долговечность землеройных и дорожных машин. М.,
«Машиностроение», 1964. 224 с.
4. Ковальчук В. А. Влияние климатических факторов на оценку надежно-
сти строительных машин.— В кн.: Строительство в районах Восточной
Сибири и Крайнего Севера. Вып. 5. Красноярск, 1963, с. 113—127.
5. Елизаветин М. А. Повышение надежности машин. Изд. 2-е, переработ.
и доп. М., «Машиностроение», 1973. 430 с.
6. Длин А. М. Математическая статистика в технике. М., «Советская нау-
ка», 1958. 466 с.
7. Попов К. В. О методике изучения поломок машин, работающих в су-
ровых климатических условиях.— В кн.; Региональные особенности
использования оборудования в северных условиях. Вып. 4. Новосибирск,
Изд-во Сиб. отд. АН СССР, 1965, с. 28—37.
8. Zener С. The Micro — Mechanism of Fracture, Fracturing of Metals.—
In: Symposium American Society for Metals. Cleveland Ohio, 1948,
p. 3—29 (Trans. ASME, A40).
9. Котрелл A. X. Дислокации и пластическое течение в кристаллах. Под
ред. А. Г. Рахштадта. М., Гос. изучи.-техн, изд-во лит-ры по черной
и цвети, металлургии, 1958. 267 с.
10. Орован Е. Классическая и дислокационная теория хрупкого разруше-
ния.— В кн.: Атомный механизм разрушения. М., Гос. науч.-тех. изд-во
лит-ры по чери. и цвет, металлургии, 1963, с. 170—184.
11. Одинг И. А. Теория дислокаций и ее применение. М., Изд-во АН СССР,
1959. 8О'с.
12. Фридель Ж. Дислокации. М., «Мир», 1967. 643 с. '
13. Владимиров В. 11., Ханнанов Ш. X. Актуальные задачи теории зарожде-
ния дислокационных трещин.— «Физика металлов и металловедение»,
1970, т. 30, вып. 3, с. 490—511.
185
14. Griffith A. A. The phenomenon of rupture an flow in solids — Philos.—
“Trans. Roy. Soc.”, London, Series A, 1920, v. 221, p. 163—198.
15. Orowan E. Fundamentals of Brittle Behavior in Metals.—In: Fatigue
and Fracture of Metals (a symposium held at MIT in 1950). W. M. Mur-
ray, ed. New York, Tech. Press of MIT and John Wiley, 1952, N 4,
p. 139—167.
16. Касаткин Б. С. Структура и микромеханизм хрупкого разрушения ста-
ли. Киев, «Техника», 1964. 264 с.
17. Irwin G. R. Fracture Dynamics. Fracturing of Metals.— “Trans. Amer.
Soc. Metals.”, Cleveland, 1948, v. 40A, p. 147—166.
18. Orowan E. Progress in Physics.— “Phys. Soc.”, London, 1949, № 12,
p. 185—201.
19. Irwin G. R. Сгаск — Toughness Testing of Strain — Rate Sensitive
Materials.— “Journal Eng.”, Trans. ASME, Power, 1964, Oct., p. 444—
450. August, 1960.
20. Ellioth H. A. An analyses of the conditions for rupture due to Grif-
fith cracks.— “The Proceedings of the Physical Society. 1947, v. 56, pt. 2,
№ 232, p. 208—223.
.21 . Леонов M. Я., Панасик В. В. Развиток найдр‘1бн1ших тр!щин в твердо-
му Нлг— «Прикладнэ механика», 1959, т. V, вып. 4, с. 391—401.
22. Баренблатт Г. И. Математическая теория равновесных трещин, обра-
зующихся при хрупком разрушении.— В кн.: Проблемы механики
сплошных сред. М.— Л., Изд-во АН СССР, 1961, с. 29—44.
23. Панасюк В. В. Определение напряжений и деформаций вблизи мель-
чайшей трещины.— В кн.: Научные записи Института машиноведения
и автоматики АН УССР. Вып. VII, Киев, 1960, с. 114—127.
24. Мак Клинтон Ф. А., Ирвин Д. Р. Вопросы пластичности в механике
разрушения.— В кн.: Прикладные вопросы вязкости разрушения. М.,
«Мир», 1968, с. 143—186.
25. Черепанов Г. П. Механика хрупкого разрушения. М., «Наука», 1974.
640 с.
26. Wells A. A. Application of Fracture mechanics at and beyond general
yielding.— “British Welding Journal”, 1963, v. 10, № 11, p. 563—570.
27. Nichols R. W. The status of the applicayion of fracture mechanics to
pressure vessels.— In: Practical application of fracture mechanics to
pressure vessels technology. London, 1971, p. 307—316.
28. Irwin G. R. Analysis of Stresses and Strains near the End of the Crack
Traversing Applied.— “Journal of Applied Mechanics.” 1957, v.24,№.3,
ж p. 361—364.
29. Браун У., Сроули Д. Испытания высокопрочных металлических мате-
риалов на вязкость разрушения при плоской деформации. М., «Мир»,
1972. 246 с.
30. Irwin G. R. Fracture Mechanics.— In: Structural Mechanics (Proc. 1st
Symposium on Naval Structure Mechanics), 1960, p . 557—591 .
31. Маркочев В. M., Гольцев В. Ю., Бобринский А. П. Упрощенная схема
измерения длины трещины в образцах из листовых материалов методом
электрического потенциала.—«Заводская лаборатория», 1971, т. 37,
№ 5, с. 598—600.
186
32. Финкель В. М., Серебряков С. В. Излучение звуковых и ультразвуко-
вых импульсов при росте трещин в стали.— «Физика металлов и метал-
ловедение», 1968, т. 25, вып. 3, с. 543—548.
33. Дроздовский Б. А., Маркочев В. М., Гольцев В. Ю. Методика оценки
критической длины трещины при однократном растяжении.— «Завод-
ская лаборатория», 1966, т. XXXII, № 7, с. 859—866.
34. Ларионов В. П., Григорьев Р. С., Яковлев П. Г. Некоторые проблемы
повышения хладостойкости материалов и конструкций.— В кн.: Склон-
ность материлов и конструкций к разрушению при отрицательных
температурах. Якутск, изд. Якутск, фил. СО АН СССР, 1975, с. 3—13.
35. Гуляев В. П., Ларионов В. П., Кузьмин В. Р., Шапошников А. С.,
Яковлев П. Г. К вопросу определения вязкости разрушения сварных
соединений.— «Проблемы прочности», 1975, № 2, с. 45—48.
36. Рахманов А. С. Оценка хрупкости металла резервуаров и трубопрово-
дов. Автореф. канд. дне. М., 1963. 20 с.
37. Шевандин Е. М. Методика оценки склонности к хрупкому разрушению
по виду излома.— «Заводская лаборатория», 1959, т. XXV, № 12,
с. 1497—1502.
38. Гуляев А. П., Никитин В. Н. Сравнение различных методов оценки со-
противления сталей хрупкому разрушению.— «Заводская лаборатория»,
1965, т. XXXI, № 1, с. 88-94.
39. Вигли Д. А. Механические свойства материалов при низких температу-
рах. М., «Мир», 1974. 373 с.
40. Иванова В. С., Гуревич С. Е., Кольев И. М. и др. Усталость и хруп-
кость металлических материалов. М., «Наука», 1968. 216 с.
41. Георгиев М. Н. Вязкость малоуглеродистых сталей. М., «Металлургия»,
1973. 224 с.
42. Иванова В. С., Кудряшов В. Г. К вопросу об оценке склонности ме-
таллов к хрупкому разрушению.— «Заводская лаборатория», 1967, т. 33,
№ 12, с. 1546—1548.
43. Гуляев А. П., Георгиев М. Н., Анучкин М. П. Исследование механики
разрушения при испытании на ударный изгиб,— МиТОМ, 1968, № 5,
с. 64—69.
44. Дроздовский Б. А., Фридман Я. Б. Влияние трещин на механические
свойства конструкционных сталей. М., «Металлургиздат», 1960. 260 с.
45. Лившиц Л. С., Рахманов А. С. Об определении ударной вязкости при
низких температурах и склонности металла к зарождению и развитию
трещин,—«Заводская лаборатория», 1959, т. XXV, № 2, с. 190—193.
46. Бакши С. А., Моношков А- Н. Определение работы деформации при
ударе по осциллограмме «усилие — время».— «Заводская лаборатория»,
1964, т. XXX, № 9, с. 1122—1126.
47. Гуляев А. П. Разложение ударной вязкости на ее составляющие по
данным испытания образцов с разным надрезом.— «Заводская лабора-
тория», 1967, т. XXXIII, № 4, с. 473—476.
48. Бушманова Е. Л., Потак Я. М., Сачков В. В. О влиянии легирования
на сопротивление железа хрупкому разрыву (отрыву).— «Журнал тех-
нической физики», 1951, т. 21, вып. 1, с. 26—31.
49. Канев В. С. Построение и анализ статистических моделей при иссле-
довании хладостойкости сталей и их механических свойств. Автореф.
187
канд. дне., Новосибирск, Ин-т гидродинамики СО АН СССР, 1974.22 с.
50. Владимирский Т. А. Хрупкость сталей. М., Машгиз, 1959. 234 с.
51. Гольдштейн Я. Е. Низколегированные стали в машиностроении. М.,
Машгиз, 1963. 240 с.
52. Schmidt J. Archiv Eisenhiittenwesen, 1934, № 6. s. 263.
53. Шеванднн E. M., Разов И. А. Исследование хладноломкости железа
и стали в связи с величиной зерна и химическим составом.— «Физика
металлов и металловедение», 1955, т. 1, вып. 2, с. 219—230.
54. Попов К. В., Носырева Е. С. Хладостойкость сталей с различным содер-
жанием углерода и марганца.— В ки.: Строительство в районах Восточ-
ной Сибири и Крайнего Севера. Выи. 13, Красноярск, Красноярское кн.
изд-во, 1966, с. 67—71.
55. Гуляев А. П. Прочность стали и проблема легирования.— «МиТОМ»,
1961, № 7, с. 23—28.
56. Гольдштейн Я. Е., Чарушннкова Г. А. Влияние никеля на хладнолом-
кость стали.— МиТОМ, 1962, № 12, с. 12—14.
57. Сачков В. В., Потак Я. М. О роли механического двойникования при
хрупком разрушении железа.— «Журнал технической физики», 1954,
т. 24, выи. 3, с. 460—466.
58. Молдовский О. Д. Роль кремния и алюминия в ослаблении вредного
влияния фосфора на качество стали. М., Металлургиздат. 1964, 196 с.
59. Георгиев М. Н., Попова Л. В., Никитин В. Н., Литвиненко Д. А. Влия-
ние титана на вязкие свойства низколегированной стали.— «Проблемы
прочности», 1971, № 5, с. 98—103.
60. Георгиев М. Н., Попова Л. В., Георгиева И. Я. О роли составляющих
ударной вязкости при переходе стали в хрупкое состояние.— «Физика
металлов и металловедение», 1969, т. 28, № 6, с. 1077—1081.
61. Пятакова Л. Л., Кузнецова Л. М., Шубина С А, Полтавец И А
Влияние микроиеоднородности на хладноломкость пигкопегировапной
стали,— МиТОМ, 1973, № 12, с. 48—53.
62. Crossman N. Pearlitic Structure Effect on Brittle Transition Tempera-
ture.— "The Welding Journal”, ]949, v. 28, № 6, p. 265—269.
63. Stroh A. N. Theory of the Fracture of Metals.— “Advances in Physdcs.”,
1957, v. 6. № 24, p. 418—465.
64. Петч H. Дж. Переход из вязкого состояния в хрупкое в железе.— В кн.;
Атомный механизм разрушения. М., Гос. науч.-тех. изд-во по черн.
и цвет, металлургии, 1963, с. 69—83.
65. Мак-Грегор К. В. Значение остаточных напряжений.— В кил Остаточ-
ные напряжения в металлах и металлических конструкциях. М., ПЛ,
1957, с. 120—146.
66. Винокуров В. А. Отпуск сварных конструкций для снижения напряже-
ний. М., «Машиностроение», 1973. 215 с.
67. Ларионов В. П., Новиков Г. А., Яковлев П. Г. Повышение хладостой-
кости кипящей стали путем термической обработки.— В кн.: Техника
для Севера. М., «Экономика», 1966, с. 182—188.
68. Яковлев П. Г., Новиков Г. А., Ларионов В. П. О работоспособности
при низких температурах сварных соединений из кипящей стали.—
188
В кн.: Строительство в районах Восточной Сибири и Крайнего Севера.
Вып. 13. Красноярск, Красноярское кн. изд-во, 1966, с. 59—66.
69. Иванова В. С., Гордиенко Л. К- Новые пути повышения прочности ме-
таллов. М, «Наука», 1964. 118 с.
70. Бернштейн М. Л. Термомеханическая обработка сплавов. М., «Метал-
лургия», 1968, т. I—II. 1171 с.
71. Гордиенко Л. К- Субструктурные упрочнения металлов и сплавов. М.,
«Наука», 1973. 224 с.
72. Григорьев Р. С., Ларионов В. П., Сосин Т. С., Яковлев П. Г. Термо-
пластическое упрочнение конструкционных сталей, работающих при низ-
ких температурах. Новосибирск, «Наука», 1974. 48 с.
73. Давиденков Н. Н., Назаренко Г. Т. Изменение механических свойств
стали в процессе уставания.— «Журнал технической физики», 1953,
т. 23, № 5, ч. I и II, с. 741—765.
74. Разов И. А., Художникова Л. Ф., Шевандин Е. М. Исследование влия-
ния циклического нагружения на изменение склонности стали к хладно-
ломкости.— В кн.: Прочность металлов при переменных нагрузках. М.,
Изд-во АН СССР, 1961, с. 61—74.
75. Одинг И. А., Никонов А. Г., Марьяновская Т. С. Влияние циклической
нагрузки на порог хладноломкости стали.— «Докл. АН СССР», 1962,
т. 143, № 6, с. 1332—1336.
76. Попов К. В., Киселев Ю. В. О влиянии циклических нагружений на
склонность технического железа к хладноломкости.— «Докл. АН СССР»,
1965, т. 163, № 3, с. 628—633.
77. Попов К. В., Киселев Ю. В. Влияние работы в условиях усталости на
хладноломкость стали.— «Автоматическая сварка», 1967, № 3, с. 44—47.
78. Киселев Ю. В. Исследование влияния усталости на склонность стали
к хладноломкости. Автореф. каид. дис. М., НИИ машиноведения, 1966.
13 с.
79. Попов К. В., Киселев Ю. В., Нечай Е. П., Чипчева Э. А. Влияние усло-
вий эксплуатации машин на склонность стали к хрупкому разруше-
нию.— В кн.: Проблемы хладостойкости конструкционных сталей.
Иркутск, Вост.-Сиб. кн. изд-во, 1971, с. 61—66.
80. Григорьев Р. С., Ларионов В. П., Новиков Г. А., Яковлев П. Г. Хладо-
стойкость сталей при статическом и циклическом нагружениях. М.,
«Наука», 1969. 96 с.
81. Иванова В. С. Диаграмма усталостного разрушения металлов.—«Докя.
АН СССР», 1958, т. 119, № 1, с. 71—75.
82. Иванова В. С. Усталостное разрушение металлов. Металлургиздат, 1963.
272 с.
83. Ратнер С. И. Разрушение при повторных нагрузках.—«Докл. АН
СССР», т. 106, 1956, № 2, с. 246—249.
84. Paton В. Е. Prospects of welding development. Commemorative lecture
to mark the 25th anniversary of the International Institute of Welding.
Printed by J. B. Reed Ltd Windsor. London, 1973, 12 p.
85. Винокуров В. А., Ларионов В. П. Основные направления и перспективы
исследований по обеспечению хладостойкости сварных соединений.—
В сб. докладов Всесоюзной научно-технической конференции «Работо-
189
способность машин и конструкций в условиях низких температур. Хла-
достойкость материалов». Ч. II. Прочность металлов и сварных кон-
струкций. Якутск, издание ЯФ СО АН СССР, 1974, с. 3—18.
86. Ларионов В. П., Григорьев Р. С., Новопашин М. Д. и др. Испытания
полноразмерных сосудов из стали 14Х2ГМР при отрицательных темпе-
ратурах.— Бюллетень научно-технической информации «Физико-техни-
ческие проблемы Севера». Якутск, изд. ЯФ СО АН СССР, 1975,
с. 21—27.
87. Сервисен С. В., Махутов Н. А. Предельные состояния и запасы прочно-
сти элементов конструкций и деталей машин при низких температу-
рах.— В сб. докладов Всесоюзной научно-технической конференции
«Работоспособность машин и конструкций в условиях низких темпера-
тур. Хладостойкость материалов». Ч. I. Работоспособность машин и
конструкций. Якутск, издание ЯФ СО АН СССР,, 1974, с. 13—40.
88. Васильченко Г. С., Кошелев П. Ф. Практическое применение механики
разрушения для оценки прочности конструкций. М., «Наука», 1974.
147 с.
89. Robertson Т. S. Propagation of Brittle Fracture in Steel.—“Journal of
Iron and steel Institute.” 1953, v. 175, № 12, p. 361—374.
90. Григорьев P. С., Ларионов В. П., Новиков Г. А., Яковлев П. Г. Хлад-
ноломкость металлоконструкций и деталей машин. М., «Наука»,
1969. 95 с.
91. Kanazawa Т. Recent studies on brittle crack propagation in Japan.—
In: Proceedings of an international conference on Dynamic crack propa-
gation. Books of Noorhoff International Publishing. Leyden, 1972, Sta-
tures 565—597.
92. Ito T., Tanaka V., Sato M. Study of Britte Fracture Initiation from
Surface Notch in Welded Fusion Line Tokyo, September 1973, Internati-
onal Institute of Welding. Doc. X — 704 — 73.
93. Холл У. Дж., Кихара X., Зут В., Уэллс А. А. Хрупкие разрушения свар-
ных конструкций. М., «Машиностроение», 1974. 320 с.
94. Технология электрической сварки плавлением. Под ред. акад. Б. Е. Па-
тона. Москва — Киев, Машгиз, 1962. 663 с.
95. Тулохонов К. Н., Ларионов В. П. Особенности технологии ручной
электродуговой сварки сталей при низких температурах.— В сб. докла-
дов Всесоюзной научно-технической конференции. Работоспособность
машин и конструкций в условиях низких температур. Хладостойкость
материалов. Ч. II. Прочность металлов и сварных конструкций. Якутск,
издание ЯФ СО АН СССР, 1974, с. 210—220.
96. Сефериан Д. Металлургия сварки. М., Машгиз, 1963. 347 с.
97. Островская С. А. К оценке стали по стойкости против кристаллизацион-
ных трещин в металле шва.— «Автоматическая сварка», 1964, № 1,
с. 7—12.
98. Прохоров Н. Н. Горячие трещины при сварке. М., Машгиз, 1952. 220 с.
99. Жданов И. М. О деформациях металла шва в процессе кристаллизации
при автоматической сварке.— «Сварочное производство», 1962. № 4,
с. 26—28.
100. Gerbeaux Н. Le ргоЫёгпе des contraintes residuelles et les risques de
rupture fragile en construction soudee (The-problem of residual stresses
190
and the risks of brittle failure in welded contractions)-“Soudage et
Techniques connexes”, Mars — avril 1958, v. 12, № 3/4, p. 109—141.
101, Kennedy R. The Influence of Stress Relieving on the Initiation of
Brittle Fracture in Welded Plate Specimens.— “British Welding Jour-
nal”, 1957, v. 4, № 11, p. 529—545.
102. Окерблом H. О. Сварочные деформации u напряжения. Теория и ее
применение. М.— Л., Машгиз, 1948. 252 с.
103. Яковлев Е. Г., Матханов В. Н. Хладостойкость сварных соединений из
сталей ВСт. Зси. и 10ХСНД, работающих при переменных нагрузках.—
В сб. докладов Всесоюзной научно-технической конференции. Работо-
способность машин и конструкций в условиях низких температур. Хла-
достойкость материалов. Ч. I. Работоспособность машин и конструкций.
Якутск, ЯФ СО АН СССР, 1974, с. 191—201.
104. Махутов Н. А. Сопротивление элементов конструкций хрупкому разру-
шению. М., «Машиностроение», 1973. 201 с.
105. Труфяков В. И. Усталость сварных соединений. Киев, «Наукова думка»,
1973. 216 с.
106. Попов К. В., Савицкий В. Г. Низкотемпературная хрупкость стали
и деталей машин. М., «(Машиностроение», 1969. 192 с.
107. Яковлев П. Г. Исследование хрупких разрушений деталей транспортно-
дорожных машин при низких температурах. Автореф. канд. дис. Ново-
сибирск, 1966. 22 с.
108. Ковальчук В. А., Ларионов В. П., Пархоменко Е. В., Яковлев П. Г.
Хрупкие разрушения деталей бульдозеров при отрицательных темпера-
турах.— В кн.: Строительство в районах Восточной Сибири и Крайнего
, Севера. Вып. 5. Красноярск, 1963, с. 173—182.
109. Костецкий Б. И. Трение, смазка и износ в машинах. Киев, «Техника»,
1970. 395 с.
ПО. Зайцев А. К. Методика лабораторного испытания материалов на износ
(методы и машины).— В кн.: Всесоюзная конференция по трению п из-
носу в машинах .Т. 1, М — Л., Изд-во АН СССР, 1939, с. 310—327.
111. Лоренц В. Ф. Износ деталей, работающих в абразивной среде.— В кн.:
Всесоюзная конференция по трению и износу в машинах. Т. 1, М.— Л.,
Изд-во АН СССР, 1939, с. 93—110.
112. Хрущев М. М. Основные положения к методам испытаний на изнаши-
вание,— В кн.: Всесоюзная конференция по трению и износу в маши-
нах. Т. 1, М,— Л., Изд-во АН СССР, 1939, с. 297—309.
113. Конвисаров Д. В. Методика лабораторных испытаний металлов на
износ трением и типы испытательных машин.— В кн.: Всесоюзная кон-
ференция ио трению и износу в машинах. Т. 1, М,—Л., Изд-во АН
СССР, 1939, с. 328—345.
114. Хрущов М. М., Бабичев М. А. Исследование изнашивания металлов.
М., Изд. АН СССР, 1960. 351 с.
115. Хрущев М. М., Бабичев М. А. Абразивное изнашивание. М., «Наука»,
1970. 252 с.
116. Тененбаум М. М. Износостойкость конструкционных материалов и де-
талей машин при абразивном изнашивании. М., «Машиностроение»,
1966. 331 с.
191
117. Тененбаум М. М. Абразивная износостойкость материалов. Автореф
докт. дис. М., 1969. 46 с. (МИНХ и ГП).
118. Кащеев В. Н. Абразивное разрушение твердых тел. М., «Наука», 1970.
247 с.
119. Крагельский И. В. Трение и износ. Изд. 2-е перераб. и доп. М., «Маши-
ностроение», 1968. 480 с.
120. Ткачев В. Н. и др. Методы повышения долговечности деталей машин'.
«Машиностроение», 1971. 272 с.
121. Львов П. Н. Износостойкость деталей строительных и дорожных ма-
шин. М., Машгиз, 1962. 89 с.
122. Gurleyik М. Gleitverschleiss — Untersuchungen ап Metallen und nicht-
metallischeen Hartstofien unter Wirkung korniger Gegenstoffe. Dis-
sertation. Technische Hochshule, Stuttgart, 1967. 45 S.
123. Wellinger K.. Uetz H. Verschleiss durch kornige und mineralische Stof-
fe unter Beriicksichtigung des Mahiverschleisses in Kugelmiihlen.—
“Zement— Kalk — Gips”, Bd. 18, Nr. 2, 1965, S. 3—14.
124. Wellinger K-, Uetz H. Verschleiss durch Wirkung von kornigen mtneralis-
chen Stoifen. Sonderdruck aus “Materialpriifung”, Bd. 9, Nr. 5, 1967.
125. Wellinger K-( Uetz H. Verschleissmechanismen bei Gleitreibung und
kornigen Stoffen. Sonderdruck aus “Umschau in Wissenschaft und
Technik”. Nr. 4, Frankfurt/M, 1968, S. 121.
126. Кузнецов В. Д. Физика твердого тела. Т. IV. Томск, 1947. 542 с.
127. Волков Ю. В. и др. Долговечность машин, работающих в абразивной
среде. М., «Машиностроение», 1964. 116 с.
128. Браун Э. Д. К вопросу исследования трения твердого тела по грунту.—
В кн.: Научные принципы и новые методы испытаний материалов для
узлов трения. М., «Наука», 1968, с. 95—104.
129. Савицкий К. В. Влияние условий трения на абразивный износ метал-
лов.— «Труды Сибирского физико-технического ин-та», Томск, вып. 31,
1952, с. 44—59.
130. Богачев И. Н., Журавлев Л. Г. Исследование износостойкости сталей
при абразивном изнашивании.— В кн.: Повышение износостойкости п
срока службы машин. Т. I. Киев, Изд-во АН УССР, 1960, с. 92—101.
131. Горюшкин Н. Н. Исследование износа стали применительно к работе
режущих деталей землеройных машин на мерзлых грунтах. Автореф.
канд. дис. Томск, ТПИ, 1965. 14 с.
132. Тадольдер Ю. А. Об изнашивании технически чистых металлов в абра-
зивной струе. Автореф. канд. дис. Таллин, 1966. 34 с. (ТПИ).
133. Хрущов AL М. Некоторые общие закономерности разных подвидов абра-
зивного изнашивания.— В кн.: Повышение износостойкости и срока
службы машин. Вып. 1. Киев, 1970, с. 183—189.
134. Хрущов М. М., Бабичев М. А. Абразивная износостойкость и физиче-
ские характеристики материала.— «Машиноведение», 1971, № 2,
с. 106—111.
135. Ковальчук В. А., Михайловский А. И. Об исследовании абразивного
изнашивания деталей строительных машин в условиях Сибири и Край-
него Севера.— В кн.: Строительство в районах Восточной Сибири и
Крайнего Севера. Вып. 5, Красноярск, 1963, с. 132—146.
192
136. Голего Н. Л. Схватывание в машинах и методы его устранения. Киев,
«Техника», 1966. 231 с.
137. Гринберг Н. А. и др. Износостойкость наплавочных материалов при
разных температурах.— «Вестник машиностроения», 1965, № 6,
с. 33—37.
138. Петров В. И. и др. Износ и повышение долговечности зубьев ковшей
экскаваторов.— В кн.: Строительство в районах Восточной Сибири
и Крайнего Севера. Вып. 13. Красноярск, 1966, с. 113—127.
139. Савицкий К. В. и др. Абразивный износ стали Г13Л при комнатной
и низких температурах.— В кн.: Проблемы хладостойкости конструк-
ционных сталей. Иркутск, Восточно-Сибирское кн. изд-во, 1971,
с. 427—434.
140. Клименко А. П. и др. Холод в машиностроении. М., «Машиностроение»,
1969. 248 с.
141. Кошелев П. Ф., Беляев С. Е. Прочность и пластичность конструкцион-
ных материалов при низких температурах. М., «Машиностроение», 1967.
364 с.
142. Боуден Ф., Тейбор Д. Трение и смазка твердых тел. М., «Машинострое-
ние», 1968. 544 с.
143. Иванько А. А. Твердость. Киев. «Наукова думка», 1968. 127 с.
144. Совещание по методам оценки эффективности твердых износостойких
наплавок. Тезисы докладов. М., 1964. 5 с. (Ин-т машиноведения).
145. Казанцев А. П., Канев В. С. Применение методов корреляционного ана-
лиза для исследования влияния химического состава на твердость ста-
ли 45.— В кн.: Применение статических методов при исследовании
хладноломкости стали и ее механических свойств. Новосибирск, «Нау-
ка», 1968, с. 112—122.
146. Рекомендации по оценке хладостойкости и абразивной износостойкости
металлов. Красноярск, 1971. 35 с. Авт.: Ковальчук В. А., Гурьяно-
ва В. И.
147. Ковальчук В. А., Тарасов Г. Ф. Абразивная износостойкость инструмен-
тальных сталей при отрицательных температурах.—В кн.: Строитель-
ство в районах Восточной Сибири и Крайнего Севера. Вып. 22. Крас-
ноярск, 1973, с. 175—182.
148. Ковальчук В. А. и др. Методика испытаний материалов на изнашива-
ние о закрепленный абразив при отрицательных температурах.— В кн.:
Строительство в районах Восточной Сибири и Крайнего Севера. Вып. 18.
Красноярск, с. 107—143.
149. Ковальчук В. А. и др. Исследование и экономическая оценка долговеч-
ности деталей машин при низких температурах.— В кн.: Строительство
в районах Восточной Сибири п Крайнего Севера. Вып. 9. Красноярск
1966, с. 206—226.
150. Ковальчук В. А. Исследование влияния отрицательной температуры
на абразивное изнашивание деталей землеройных машин. Автореф.
канд. дис. М., 1972. 21 с. (МИСИ им. В. В. Куйбышева).
151. Серпик Н. М., Кантор М. М. Исследование изнашивания сталей при
трении в свободном абразиве.— В кн.: Износ и трение металлов и пласт-
масс. М., «Наука», 1964, с. 29—51.
13 Н. П. Ларионов, В. А. Ковальчук
193
152. Беленкова М. М. и др. Влияние мартенсита деформации на хладнолом-
кость аустенитных сталей и их упрочнение при пластической деформа-
ции.— «Физика металлов и металловедение», 1960, т. 10, № 1,с. 122—130.
153. Виноградов В. Н. и др. Метод испытания на изнашивание при ударе
об абразивную поверхность.— «Заводская лаборатория», 1966, № 11,
с. 1407—1409.
154. Ковальчук В. А. Измерение износа деталей машин методом негативных
оттисков.— В кн.: Хладостойкость и износостойкость сталей. (Научные
сообщения). Красноярск, вып. 2, 1969, с. 36—46.
ПРИЛОЖЕНИЯ
13;

Приложение 1
ЖУРНАЛ ОТКАЗОВ МАШИН
Марка или тип машины_____,_______ Заводской № машины Хозяйственный X?---------
Завод-изготовитель Год выпуска Дата ввода в эксплуатацию---------------------
На момент заполнения журнала отработано машино-часов, при этом выполнен объем работ
(м3, т, км пробега и пр.).____________________________________________________
Машинист Разряд Стаж работы
Пом. машиниста Разряд Стаж работы
Форма заполнения журнала
Наименование вышедшей из строя детали Дата и время выхо- да детали из строя Дата установки данной де- тали Температура в момент вы- хода детали из строя, СС Простои, ч Как восстановлена работоспособность ма- шины (замена, ремонт и пр.) Краткая характеристика места разрушения и причина выхода детали из строя

Приложение 2
Министерство ----------------------------------
Объединение------------------------------------
Главк -----------------------------------------
Предприятие------------------------------------
Участок--------------------- ------------------
АКТ ПО РАССЛЕДОВАНИЮ АВАРИИ №
1. Комиссия, назначенная приказом №
от 197 г
в составе председателя__________________________________
членов _________________________________________________
(ф-, и., о., должность)
составила настоящий акт по расследованию аварии, происшед-
шей в час мин.числа_____________________:_________месяца
197 г. на ______________________________________________
(указать марку машины, узел, № чертежа детали)
2. Категория аварии ____________________________________
3. Режим и место работы объекта до аварии
(утвержденный и фактический)
4. Подробное описание обстоятельств аварии
(возникновение и протекание, указать наличие
динамической и статической нагрузки)
198
5. Последствия аварии:
а) несчастные случаи с людьми---------------------------
(количество, тяжесть)
б) характер повреждений, разрушений
(указать место разрушения)
в) потери производства в натуральном выражении
г) то же в денежном выражении --------------------------
д) стоимость ликвидации последствий аварии (ориентиро-
вочно)__________________________________________________
6. Дата и время пуска объекта в работу после аварии
7. Продолжительность простоя объекта в результате аварии
(в сутках, часах)
8. Были ли ранее на данном объекте аналогичные аварии, раз-
рабатывались ли по ним противоаварийные мероприятия
и справка об их выполнении---------------------------------
9. Оценка действия оперативного персонала (в момент аварии)
10. Заключение о состоянии объекта и выполнение правил его
технической эксплуатации перед аварией --------------------
11. Решение комиссии:
а) причины аварии -----------------------------------.
б) виновники аварии----------------------------------
199
12. Предложения комиссии по ликвидации аварии_____________.
(технические и организационные мероприятия)
Ответственные лица________________________________________
Сроки выполнения мероприятий______________________________.
Приложение 3
Шифр-------------
№----------------
КАРТОЧКА РАЗРУШЕННОЙ ДЕТАЛИ
1. Общие сведения представлены
(указать организацию)
2. Лабораторные исследования выполнены__________________
(указать организацию)
3. Выводы и рекомендации выполнены______________________
(указать организацию)
4. Фото поломки выполнено_______________________________
(указать организацию)
Общие сведения о детали
1. Наименование и адрес эксплуатационной организации
2. Марка или тип машины______________________________
3. Заводской № машины----------4. Хозяйственный № ма-
шины -------------5. Завод-изготовитель
------------------ 6. Год выпуска машины
201
А
7. Время ввода машины в эксплуатацию в данной организации
8. Отработано машино-часов
9. Выполнен объем работы в м3, т, км пробега и пр
10. Характеристика условий эксплуатации---------------
11. Наименование детали, заводская маркировка и № чертежа
12. Гарантийный срок службы--------------------------
13. Время установки и разрушения
(число, месяц, год, час)
детали------------------------------------------------
14. Состояние машины (рабочее или нерабочее)
15. Квалификация машиниста (разряд, стаж)
16. Температура в момент разрушения, °C
17. Возможные причины разрушения (мнение машиниста, ме-
ханика и пр.)________________________________________
18. Фото места разрушения_____________________________
19. Схема разрушения детали___________________________
20. Характеристика места излома
21. Простой в часах из-за поломки
22. Стоимость восстановительных работ, руб____________-
202
Окончание приложения 3
Выводы и рекомендации
1. Соответствие марки материала, размеров и технологии из-
готовления требованиям рабочего чертежа-----------------
а) по конструкции детали-------------------------------
б) по химсоставу---------------------------------------
в) по термообработке ----------------------------------
г) по ударной вязкости----------------------------------
д) по технологии изготовления--------------------------.
2. Общий вывод о причинах разрушения детали
3. Рекомендации по улучшению работоспособности детали
203
Приложение 4
РЕЗУЛЬТАТЫ ЛАБОРАТОРНЫХ
ИССЛЕДОВАНИЙ МАТЕРИАЛА ДЕТАЛИ
1, Химический состав
С S Р Мп Si Сг
2. Предполагаемая марка материала
3. Термообработка _______________________________
4. Прочностные характеристики материала _— _____
5. Ударная вязкость материала (а„) и процент волокна в изло«
ме (В) при Т, °C
+20 0 —10 —20 —30 —40 —50 —60 —80 -100
йн
В
6. Твердость материала при Т, °C
+ 20 —50 -100 -180
Поверхность
Сердцевина
7. Другие свойства и характеристики материала
204
ОГЛАВЛЕНИЕ
От редактора..................................................... 3
Введение...................................................... 5
Часть /. Хрупкое разрушение деталей и сварных конструкций
машин 7
Глава 1. Методика исследования работоспособности машин . . —
Понятия и принципы оценки работоспособности машин. . . —
Сбор и систематизация исходной информации................ 9
Обработка информации........................................ 13
Анализ информации .......................................... 15
Типизация недостатков серийных машин и виды разрушения
их деталей ...............................................19
Глава 2. Хрупкое разрушение металлов..........................22
Механизм разрушения поликристаллических металлов ... —
Методы оценки вязкости разрушения сталей.................28
Ударная вязкость — метод качественной оценки хладостойко-
сти сталей................................................34
Химический состав и хладостойкость стали.....................39
Величина зерна и хладостойкость стали ...................... 42
Влияние термической и термомеханической обработки на хла-
достойкость стали.........................................43
Влияние циклического нагружения на хладостойкость стали 49
Глава 3. Влияние технологических особенностей на хладостой-
кость сварных соединений . . . . ..............54
Оценка склонности сварных соединений к хрупкому разрушению —
Особенности технологии сварки сталей при низких температурах 65
Предварительный подогрев стыков при сварке в условиях низ-'
ких температур...............................................73
Влияние циклического нагружения на хладостойкость сварных
соединений............................................... 79
Глава 4. Разрушение деталей и узлов машин.........................82
Строительные экскаваторы ................................. .....
Карьерные экскаваторы типа ЭКГ-8........................... 88
Навесное оборудование бульдозеров............................92
Детали ходовой части тракторов ............................. 97
Технико-экономическая оценка аварийности машин . . . 102
205
Часть II. Абразивное изнашивание металлов при низких темпера-
турах 106
Глава 1. Современное состояние проблемы...........................—
Основные понятия и определения ............ —
Классификация методов испытаний на абразивное изнашивание 109
Низкая температура и абразивная износостойкость металлов 112
Глава 2. Метод испытания материалов на изнашивание . . . 114
Выбор метода испытаний.......................................—
Установки для испытаний на изнашивание.....................116
Оценка результатов испытаний и выбор эталонного материала 122
Выбор размеров и формы образцов............................124
Абразивная способность шкурки..............................126
Влияние твердости и размера зерна абразива ............... 128
Выбор режимов испытаний при трении о шкурку .... 130
Выбор режимов испытаний при ударе о шкурку .... 132
Особенности методики при царапании материалов единичным
абразивом.......................................... 133
Глава 3. Износостойкость металлов и углеродистых сталей . . 135
Технически чистые металлы .................................. —
Углеродистые стали ........................................ 146
Глава 4. Общи? закономерности низкотемпературного абразив-
ного изнашивания сталей....................................152
Влияние колебаний химического состава сталей .... —
Влияние схемы взаимодействия материала с абразивом . . 157
Формирование поверхности сталей при абразивном разрушении 162
Глава 5. Изнашивание деталей ходовой части тракторов . . . 169
Анализ изнашивания некоторых деталей.........................—
Натурные испытания изнашивания башмаков трактора . . 177
Заключение......................................................182
Литература......................................................185
Приложения . . '..................................... . 195
Владимир Петрович Ларионов
Владимир Александрович Ковальчук
ХЛАДОСТОЙКОСТЬ
И ИЗНОС ДЕТАЛЕЙ МАШИН
И СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
Ответственный редактор
Николай Васильевич Черский
Редактор Л. В. Нонкина
Художественный редактор Т. Ф. Каманина
Художник И. В. Богослов
Технический редактор Г. Я. Герасимчук
Корректоры В. К. Тришина, А. В. Ноллетова
Сдано в набор 19 января 1976 г. Подписано в печать
21 октября 1976 г. МН 02080. Формат 60X90*/ie. Бумага
машиномелованная. 13 печ. л., 12,5 уч.-изд. л. Тираж
1850 экз. Заказ № 24. Цена 88 коп.
Издательство «Наука», Сибирское отделение. 630099, Но-
восибирск, 99, Советская, 18.
4-я типография издательства «Наука». 630077, Новоси-
бирск, 77, Станиславского, 25.