Текст
М М- С А В Е Р И Н
ДРОБЕСТРУЙНЫЙ
НАКЛЕП
М А Ш Г и 3
М. М. САВЕРИН
проф. докт. техн, наук
ДРОБЕСТРУЙНЫЙ
НАКЛЕП
ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ
И ПРАКТИКА ПРИМЕНЕНИЯ
МАШГИЗ
ГОСУДАРСТВЕННОЕ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО
МАШИНОСТРОИТЕЛЬНОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
Москва 195 5
В книге рассматриваются вопросы технологии
дробеструйного наклепа, основы динамики процесса об-
работки, теоретическое и эксперимента лы ое исследо-
вание остаточных напряжений при наклепе, влияние
наклепа на прочность и обобщен опыт внедрения про-
цесса дробеструйного паклена в промышленности
Книга предназначается для конструкторов и техно-
логов машиностроительных предприятий, а также для
работников научно-исследовательских институтов.
Рецензент канд. техн, наук Б, Ф. Балашов
Редактор канд. техн, наук Б. А. Проник
Редакция литературы по машиностроению и приборостроению
Зае. редакцией инж, Н. В. ПОКРОВСКИЙ
ПРЕДИСЛОВИЕ
Настоящая работа обобщает исследования дробеструйного на-
клепа, создания методов расчета и непосредственного конструи-
рования соответствующего оборудования, а также практики
применения дробеструйной обработки с целью упрочнения машино-
строительных деталей. Наряду с описанием оригинальных работ,
выполненных непосредственно автором, в монографии освещаются
также работы в области дробеструйного наклепа отечественных
научно-исследовательских институтов, заводов и отдельных иссле-
дователей.
Рекламный характер иностранной литературы позволил автору
использовать лишь весьма ограниченную ее часть, в какой-то мере
представляющую интерес для советского читателя.
Монография, естественно, не охватывает всей проблемы дробе-
струйного наклепа, однако автор надеется, что она окажет поло-
жительное влияние на дальнейшее исследование и совершенство-
вание одного из наиболее перспективных видов упрочняющей тех-
нологии, который уже нашел широкое применение в практике оте-
чественных заводов.
ВВЕДЕНИЕ
Современные энергетические, транспортные и другие машины
работают в условиях циклической нагрузки. Их качество в значи-
тельной мере определяется усталостной прочностью наиболее ответ-
ственных деталей. Успехи металлургов и металловедов позволили
значительно расширить номенклатуру применяемых в настоящее
время машиностроительных материалов. Специфические свойства и
высокие механические характеристики многих из них явились для
конструктора мощным средством создания прочных и надежных меха-
низмов. В то же время следует отметить, что стали новых марок и спе-
циальные сплавы более резко отличаются от известных ранее по
статическим, но не усталостным механическим характеристикам.
После того как было установлено, что поверхность деталей
является основным фактором, определяющим усталостную проч-
ность деталей, требования к чистоте и механическим свойствам
поверхности резко возросли. Даже тщательно обработанная поверх-
ность является носителем если не конструктивных (галтель, выточка)
то технологических (следы механической обработки) или эксплуата-
ционных (царапины, коррозии) концентраторов напряжений. Опыт
эксплуатации машин говорит о том, что потенциальные возможности,
особенно высокопрочных материалов, проявляются лишь в том
случае, когда к качеству поверхности детали предъявляются столь
же высокие требования, как и к самому материалу.
Незначительное механическое повреждение поверхности или ее
дефекты служат очагами зарождения усталостной трещины (фиг. 1 и 2),
предопределяют преждевременное разрушение детали при цикли-
ческом нагружении. Повышение чистоты поверхности обычно дости-
гается шлифованием или полированием, однако не только после
шлифования, но даже после тщательного полирования поверхность
детали все же сохраняет риски и надрезы.
Отрицательное влияние оказывают и те вредные растягивающие
остаточные напряжения, которыми сопровождаются многие техно-
логические процессы обработки деталей. При нормально проведен-
ном шлифовании неблагоприятные остаточные растягивающие на-
пряжения в поверхностных слоях могут достигать десятков кило-
граммов на квадратный миллиметр. [IJ, [2].
При шлифовании закаленных деталей, особенно в местах рез-
кого изменения их сечения, где дефекты поверхности или вредные
5
растягивающие напряжения особенно нежелательны, весьма часто
наблюдается местный нагрев металла и его отпуск. При этом металл
изменяет механические качества, приобретенные в процессе терми-
ческой обработки, что, естественно, отрицательно отражается на
усталостной прочности детали.
Остаточные напряжения, возникающие при ряде других техно-
логических процессов изготовления деталей (отливке, термической
обработке, правке и т. п.), а также напряжения, появляющиеся
в эксплуатации, представляют не меньшую опасность, усугубляю-
щуюся тем, что во многих случаях бывают неизвестны ни величина,
ни характер распределения этих напряжений.
Поверхностный слой имеет пониженную усталостную прочность
не только потому, что он может иметь большое число различных
Фиг. 1. Следы грубой механической
обработки, послужившие причиной
усталостного разрушения.
Фиг. 2. Электромаркировка,
явившаяся очагом зарождения
усталостной трещины.
концентраторов напряжений или испытывать влияние дополни-
тельных неблагоприятных растягивающих напряжений, но также
потому, что он является границей металла, нарушающей целость его
кристаллических зерен.
Поверхностные слои определяют прочность детали в целом также
и потому, что при основных видах напряженного состояния (изгиб,
кручение) в реальных деталях эти слои испытывают максимальное
напряжение от внешних нагрузок. Именно этим объясняется широ*
кое распространение и развитие многочисленных методов поверх-
ностного упрочнения деталей (дробеструйный наклеп, обкатка
роликами, поверхностная закалка, цементация, азотирование, циа-
нирование и др.).
Усталостная прочность деталей весьма резко повышается химико-
термической обработкой (цементацией, азотированием, цианиро-
ванием). Основной недостаток этих процессов — длительность. Так,
например, время, потребное для азотирования, обычно исчисляется
десятками часов.
Поверхностная закалка, так же как и обкатка роликами, приме-
нима для относительно простой формы обрабатываемых изделий.
6
В тех случаях, когда поверхностно закаленный слой прерывист»
чсталостная прочность деталей может не повышаться, а падать.
Только глубокое изучение всех методов поверхностного упроч-
нения с учетом экономических соображений и технических возмож-
ностей позволяет выбрать из них наиболее целесообразный в каждом
конкретном случае.
Пластическая деформация последовательными многократными
ударами применяется как средство упрочнения с весьма отдаленных
времен (например, отбивка кос). Однако наклеп деталей дробью
является относительно новым процессом упрочняющей технологии.
В 30-х годах в результате исследовательской работы, проведен-
ной И. М. Гордон [3] на одном из отечественных заводов была
доказана возможность повышения твердости поршневых пальцев
методом дробеструйного наклепа. С этой целью использовалась,
гравитационная дробеструйная установка. Влияние дробеструй-
ного наклепа на усталостную прочность в то время еще не изучалось.
В настоящее время широкими экспериментальными работами, а также
непосредственной практикой применения дробеструйного наклепа
на заводах выявлены его большие возможности и перспективы как
процесса, значительно повышающего прочность и срок службы
машиностроительных детален.
Высокая производительность, относительно низкие затраты на
специальное оборудование, возможность упрочнения самых разно-
образных деталей, отличающихся по материалу и сложности кон-
фигурации, шлифование или полирование которых затруднено,
предопределили быстрое развитие и промышленное применение
этого процесса. Универсальность метода, при котором достигается
эффективное упрочнение деталей и во многих случаях отпадает
необходимость в ряде трудоемких технологических операций по их
обработке, закрепила за этим процессом прочное место на многих
заводах как общего, так и специального машиностроения. Большое
внимание этому виду обработки уделяется не только в СССР, но
также и за границей.
Сущность процесса дробеструйного наклепа заключается в том,
что в совершенно готовом виде деталь, прошедшая механическую и
термическую обработку, подвергается действию потока дроби.
Дробинки (стальные или чугунные) под действием собственного
веса, увлекаемые воздушной струей или отбрасываемые лопатками
быстро вращающегося ротора, наклепывают поверхность детали.
При этом меняются физические свойства поверхностного слоя
металла, повышается его твердость, создается благоприятное распре-
деление остаточных напряжений по сечению детали, а также видо-
изменяется форма и ориентация кристаллических зерен поверхност-
ных слоев, так что сопротивление этих слоев пластической дефор-
мации и разрушению повышается.
Дробеструйному наклепу посвящены многие статьи отечествен-
ных и иностранных авторов, однако должного критического их
анализа и обобщения до настоящего времени практически не было.
Опыт дробеструйного наклепа на первом этапе развития этого
7
процесса (до 1947 г.) освещен в нашей технической литературе
И. С. Козловским [4]—(6], а также рядом других авторов [7]—[13].
В дальнейшем обработка деталей дробью явилась объектом изу-
чения во многих отечественных научно-исследовательских инсти-
тутах и на заводах.
Результаты соответствующих исследований, проведенных в Цен-
тральном научно-исследовательском институте технологии и машино-
строения (ЦНИИТМАШ), представлены в работах автора [14]—[29],
И. В. Кудрявцева [20]—[34], А. В. Рябченкова [35]—[41] и других
сотрудников этого института [42]—[46]. Опыт в области дробе-
струйного наклепа Научно-исследовательского института техно-
логии и организации производства отражен в работах С. С. Лосева и
И. Т. Семенова [47], Всесоюзного научно-исследовательского инсти-
тута железнодорожного транспорта (ВНИИ МПС) — в работах
Н. П. Щапова [48], [49] и Л. М. Школьника [50]—[52], Ленин-
градской Краснознаменной Военно-воздушной инженерной акаде-
мии (ЛКВВИА) — в работах Н. М. Пульцина [53], [54], Москов-
ского института механизации и электрификации сельского хозяйства
(МИМЭСХ) —в работах Е. Н. Болховитиновой [55]—[58], Экспе-
риментального научно-исследовательского института подшипнико-
вой промышленности (ЭНИИПП) — в работе А. А. Португаловой [59].
Процесс наклепа деталей дробью изучается также в других
институтах. Результаты этих работ частично освещены С. В. Серен-
сеном [60]—[62], Г. П. Мещаниновой [63], М. И. Кузьминым [64],
С. И. Ратнер [65]—[66], М. Я. Шашиным [67]—[68], И. А. Шапош-
никовым [69], Д. С. Листгартеном [70], В. Н. Фредовым и А. Я. Зай-
цевой [71], Г. М. Орловым [72], [73], Д. Г. Иванниковым [75|,
Б. Г. Гуревич [76] и др.
Практика внедрения дробеструйного наклепа на отечественных
заводах, а также вопросы, связанные с технологией производства
дроби и соответствующего дробеструйного оборудования, изложены
в работах А. Д. Ассонова [77], Н. А. Карасева [78]—[86], Д. А. Свеш-
никова, А. М. Тарасова и др. [87]—[91], Я. Г. Гольштейна и
А. Н. Демьяновича [92], А. М. Ветницкого и М. В. Холмогорова
[93], [94], А. Е. Шевелева [95], П. Д. Глухова [96], В. В. Гусева
[97], П. И. Бородавченко и А. Н. Дронова [98], И. П. Беленовского
и др. [99]. Материалы по проектированию дробеструйного обору-
дования даны также в технической информации Оргтрансмаш [1001.
Этот далеко не полный перечень работ в области дробеструйного
наклепа говорит о большом внимании, уделяемом этому процессу
в пашей стране.
Многочисленная зарубежная литература носит в основном реклам-
ный характер, не содержит теоретических сенов процесса дробе-
струйного наклепа, а также весьма узко освещает результаты экспе-
риментального его исследования. Основное внимание в ней уде-
ляется рекламированию тех или других конструкций дробеструйного
оборудования или дроби. Экспериментальные работы носят подчи-
ненный характер и в основном преследуют ту же цель. Объективные
и полные данные по результатам соответствующих исследований,
8
как правило, отсутствуют, а соответствующие статьи ограничи-
ваются лишь сведениями об эффективности дробеструйного наклепа
без указаний параметров режима, при котором достигнуто соответ-
ствующее упрочнение. Эти данные требуют критического подхода,
ибо они не всегда являются объективными. На фоне тех достижений,
которые имеет отечественная практика по дробеструйному наклепу,
соответствующая иностранная литература представляет весьма огра-
ниченный интерес для советского читателя.
В настоящей работе изложены теоретические и эксперименталь-
тые работы автора и др. в основном отечественных исследователей, а
также обобщен опыт внедрения процесса дробеструйного наклепа
на передовых заводах.
В главе I освещены вопросы связанные с остаточными напря-
жениями, которыми сопровождается процесс дробеструйного на-
клепа и которым он в большой мере обязан своей высокой эффек-
тивностью. Определяется связь этих напряжений, а также глубины
наклепанного слоя с параметрами режима дробеструйной обработки.
Оценивается деформация детали при ее наклепе дробью. Дается
новый экспериментальный метод измерения остаточных напряже-
ний, возникающих при поверхностном и, в частности, дробеструй-
ном упрочнении деталей, сообщаются сведения о его практическом
использовании, а также оценивается возможность применения су-
ществующих экспериментальных методов измерения напряжений
применительно к поверхностно упрочненным деталям. Далее здесь
сообщаются экспериментальные данные по определению остаточ-
ных напряжений, возникающих при дробеструйном паклепе, и
влиянию па эти напряжения: угла атаки дроби, длительности на-
клепа, размера и формы наклепываемых деталей, их материала и
твердости, размера дроби, давления воздуха при использовании
пневматических дробеметов, а также последующего после наклепа
нагрева или циклического нагружения деталей. В той же главе
сообщается о результатах использования оптического метода изме-
рения напряжений для оценки напряженного состояния в зонах
концентраторов поверхностно упрочненной детали.
Глава II посвящена вопросу влияния дробеструйного наклепа
на прочность деталей, в основном при их циклическом нагружении.
Оценивается роль в упрочнении детали непосредственного упрочне-
ния поверхностного слоя, а также остаточных напряжений, кото-
рые возникают в процессе дробеструйного наклепа, приводятся
схемы упрочнения, рассматривается влияние на эффективность упроч-
нения термической обработки как предшествующей дробеструй-
ному наклепу, так и последующей после него. С тех же позиций,
используя широкий экспериментальный материал, оценивается вли-
яние длительности наклепа, а также эффективности упрочнения
деталей в зависимости от их абсолютных размеров и наличия раз-
личного вида конструктивных, технологических или эксплуатацион-
ных концентраторов напряжений (галтели, надрезы, напрессованные
втулки, сквозные поперечные отверстия, обезуглероженный поверх-
ностный слой, сварка, коррозия и т. д.). В той же главе I оцени-
9
вается влияние шлифования наклепанных дробью деталей, а также
перегрузок их в процессе эксплуатации на стабильность упрочнения,
достигнуто поверхностным наклепом. Приводятся данные о влиянии
дробеструйного наклепа на контактно-усталостную прочность и
износостойкость деталей, а также о влиянии качества дроби на
эффективность упрочнения. Сообщаются результаты эксперимен-
тальных работ по наклепу дробью чугунов и литой стали, а также
использованию комбинированных обработок, включающих дробе-
струйный наклеп. Вопросу прочности детали при однократном
нагружении уделено относительно мало места, так как дробеструй-
ный наклеп практически еще не нашел применения для повышения
•соответствующих характеристик материала.
В главе III рассматривается тепловой эффект дробеструйного
наклепа. Проведенный анализ приобретает практический интерес
в связи с ростом производительности и мощности дробеструйного
оборудования. Оценивается как мгновенная температура в пласти-
чески деформируемой при дробеструйном наклепе зоне, так и рас-
пределение температуры и общий нагрев в процессе обработки
деталей. Вводится новое понятие — удельная мощность потока
дроби, а также дается экспериментальный метод определения этого
параметра, что, в свою очередь, позволяет оценить тепловой баланс
при дробеструйном наклепе, а также установить объективный кри-
терий оценки качества и мощности соответствующего оборудования.
В главе IV проводится анализ движения дроби и износа лопаток
ротора дробемета механического принципа действия, устанавли-
ваются законы движения дроби в зависимости от конструкции
ротора и, в частности, наклона его лопаток и наличия нагнетателя.
Оценивается влияние трения дробинок о лопатки ротора и собствен-
ного веса дробинок ла характер их движения, скорость их вылета
и угол поворота регулирующей втулки. Этот анализ позволяет дать
рекомендации о рациональном конструировании ротора дробемета,
а также объясняет характер износа и пути повышения долговечности
его лопаток.
В главе V описано универсальное и специализированное дробе-
струйное оборудование (гравитационное, пневматическое и механи-
ческое), приведены подробные данные по дробеструйной установке,
разработанной ЦНИИТМАШ и в настоящее время выпускаемой
серийно рядом предприятий. Здесь же сообщается технология про-
изводства чугунной и стальной дроби, а также экспериментальные
и производственные данные по контролю ее качества.
В главе VI даны конкретные примеры использования дробе-
струйного наклепа при упрочнении ряда машиностроительных дета-
лей, в том числе рессорных листов, спиральных пружин, глубинно-
насосных штанг, зубчатых колес, полуосей заднего моста троллей-
буса, пуансонов для горячей штамповки колец подшипников каче-
ния, а также самих колец, гибочных матриц, штампов холодной
штамповки, а также спиральных сверл.
В данной главе использована также богатая практика наших
передовых заводов и институтов.
ГЛАВА I
ОСТАТОЧНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ И ДЕФОРМАЦИЯ
НАКЛЕПАННОЙ ДРОБЬЮ ДЕТАЛИ
Проблема изучения остаточных напряжений, т. е. тех напряжений,
которые сохраняются в деталях после удаления причин, вызвавших
их появление, привлекала внимание исследователей уже много лет.
Практика эксплуатации различных машин, а также анализ причин
их разрушения убеждают в том, что остаточные напряжения и их
величина, знак и характер распределения в ряде случаев оказывают
существенное влияние на прочность и долговечность деталей.
Долгое время остаточные напряжения рассматривались в технике
как отрицательное явление. Наличием этих напряжений вполне
справедливо объяснялись многие случаи преждевременного раз-
рушения деталей, их коробления и растрескивания. Разрабаты-
вались различные приемы борьбы с пагубным влиянием этих напря-
жений. Лишь относительно недавно остаточные напряжения стали
использоваться в качестве факторов, упрочняющих, а не ослабляю-
щих деталей. Это стало возможным тогда, когда была выяснена
природа остаточных напряжений, когда появились методы, позво-
ляющие оценить величину и характер распределения этих напря-
жений и когда техники научились управлять ими.
Касаясь работ, посвященных изучению остаточных напряжений,
следует отдать должное заслугам русских ученых и в первую
очередь Н. В. Калакуцкому, который заложил основы научного
анализа этих напряжений. Его капитальный труд [1011 «Исследо-
вание остаточных напряжений в чугуне и стали», опубликованный
в 1887 г., построен на богатом экспериментальном материале, имеет
четкую технологическую направленность и до настоящего времени
является той теоретической базой, на которой построены основные
современные методы экспериментального определения остаточных
напряжений. Идеи, высказанные Н. В. Калакуцким, получили
дальнейшее широкое развитие в трудах отечественных исследова-
телей, среди которых занимают видное место работы Н. Н. Дави-
денкова и его сотрудников [102]—[105], И. А. Одинга [106],
Г. Н Аксенова [107], Г. В. Курдюмова и его сотрудников [108],
[109], А. П. Комара [ПО], И. Е. Конторовича [111], И. В. Куд-
рявцева [30] и др. Ряд работ, в основнОхМ советских исследова-
телей, посвящен изучению остаточных напряжений, связанных
11
с дробеструйным наклепом. Результаты этих исследований подроб-
нее будут рассмотрены ниже.
Общей причиной возникновения остаточных напряжений в детали
является неоднородность линейных и объемных изменений ее мате-
риала. Этими изменениями сопровождаются многие технологические
процессы: термическая и термохимическая обработка металла, его
пластическая деформация и т. п.
В зависимости от зоны влияния различают: а) остаточные напря-
жения первого рода, зона влияния которых охватывает весь объем
изделия или значительную его часть; б) остаточные напряжения
второго рода, когда размеры зон имеют макроскопический характер
и ограничиваются объемом одного или нескольких зерен металла;
в) остаточные напряжения третьего рода, когда размер зон имеет
микроскопический характер и охватывает лишь объемы несколь-
ких кристаллических ячеек зерна.
В настоящее время разработан ряд методов количественного и
качественного анализов остаточных напряжений. Наиболее распро-
страненными из них являются механические методы, иначе назы-
ваемые методами последовательного снятия слоев, при которых
о величине остаточных напряжений первого рода судят по деформа-
ции, сопровождающей удаление того или иного слоя изделия. Эти
методы отличаются простотой и наглядностью. Они позволяют оце-
нить не только величину, но и характер распределения остаточных
напряжений первого рода по сечению детали. Недостатком является
то, что измерение напряжений этими методами требует разрушения
детали и возможно лишь при условии достаточно однородного напря-
женного сотояния на относительно большом участке изделия.
Рентгеновский метод, также нашедший распространение в прак-
тике, позволяет судить о напряжениях не только первого, но и вто-
рого и третьего родов по изменению параметров кристаллической
решетки. Этот метод при анализе поверхностных напряжений не
требует разрушения детали и применим в этом случае к весьма неодно-
родному напряженному состоянию. Возможности рентгеновского
метода ограничены тем, что не для всех металлов, к числу кото-
рых следует отнести и стали, подвергнутые пластической дефор-
мации, этот метод оказывается достаточно точным.
Остаточные напряжения в детали, связанные с дробеструйным
наклепом, обязаны своим возникновением тем линейным и объемным
изменениям металла, которыми сопровождается пластическая дефор-
мация поверхностных слоев обработываемого дробью изделия. При
этом определенную роль играют возможные структурные изменения,
термический эффект и диффузионные процессы, влияние которых
на остаточные напряжения в отдельных случаях существенно про-
является не только непосредственно в момент наклепа детали дробью,
но и в течение длительного времени после него.
При наклепе металла дробью возникают остаточные напряжения
всех трех родов; однако при исследованиях обычно ограничиваются
измерением и анализом лишь напряжений первого рода. Наличие
этих напряжений в наклепанных дробью деталях внешне проявляется
12
в том, что детали деформируются в процессе обработки. Так, напри-
мер, плоская пластина при одностороннем наклепе приобретает
сферическую форму, лист рессоры при наклепе его с вогнутой сто-
роны выпрямляется и т. п. Тот факт, что обработанная дробью
поверхность детали стремится стать выпуклой, говорит, что в накле-
панном слое возникают сжимающие остаточные напряжения. Вели-
чина этих напряжений и характер распределения, как это будет
показано ниже, в основном зависят от режима дробеструйного на-
клепа, металла упрочняемого изделия, его термической обработки,
а также формы и размера детали.
Деформация деталей при дробеструйном наклепе, естественно,
отражается па технологии их изготовления. Так, напривер, листо-
вые рессоры, подвергающиеся наклепу, должны иметь повышенную
предварительную кривизну, так как в процессе обработки дробью
они частично выпрямляются.
Деформация пластин используется как контрольное средство
процесса дробеструйного наклепа.
Ниже приводятся результаты теоретического и эксперименталь-
ного исследования остаточных напряжений, связанных с дробе-
струйным наклепом, устанавливается связь между параметрами
режима дробеструйной обработки, эффективной глубиной накле-
панного слоя и величиной остаточных напряжений в нем, дается
описание экспериментального метода, разработанного автором и
предназначенного для определения этих напряжений, а также
сообщаются результаты анализа влияния остаточных напряжений
на деформацию деталей, что позволяет установить зависимость
деформации деталей от условий и параметров режима дробеструйной
обработки. Отсутствие способов измерения всего поля остаточных
напряжений в зоне концентраторов поверхностно упрочненной
детали заставило автора прибегнуть к моделированию и восполь-
зоваться с этой целью, видимо, впервые, оптическим методом.
1. ОСТАТОЧНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ И ГЛУБИНА НАКЛЕПАННОГО СЛОЯ
Зависимость между параметрами режима дробеструйной обра-
ботки, эффективной глубиной наклепанного слоя и осаточными
напряжениями в нем представляет большой практический интерес.
Обладая этой зависимостью, можно сознательно регулировать и
изменять режим наклепа деталей, варьировать отдельные его пара-
метры, добиваясь оптимальных условий наклепа, контролировать и
фиксировать установленный режим обработки детали. Ниже при-
водится теоретическое решение вопроса о влиянии различных
параметров режима на глубину наклепанного слоя, а также на
величину остаточных напряжений в нем
Статические испытания по вдавливанию шарика позволили
установить за пределом упругих деформаций зависимость между
нагрузкой Р и диаметром отпечатка d в следующем виде Ц12]:
Р = а^п, (1)
13
где Hi и л — коэффициенты, характеризующие материал; зави-
сит также от диаметра вдавливаемого шарика, в то
время как п несколько изменяется с наклепом ма-
териала.
Для многих металлов п колеблется в пределах от 2 до 2,5. Для
сталей можно принять п = 2,2.
Если воспользоваться известным законом подобия, согласно
которому все напряжения, в том числе и условные, по диаметраль-
р
ному сечению шарика должны оставаться постоянными при
~4~
условии соблюдения геометрического подобия, то зависимость (1)
можно представить в виде уравнения:
4
где D — диаметр шарика;
7/0 — постоянная, характеризующая материал.
Постоянная Яо связана с соотношением
т_г 4
Лс — аг
Установлено, что величина //0 не зависит от размера шарика, что
послужило поводом к предложению считать эту характеристику
или пропорциональную ей щ О71-2 за истинную статическую твер-
дость материала.
Уравнение (2) можно преобразовать, а именно:
#=«.(4Г=«- ®
4
где Нм — величина твердости по Майеру, отличающаяся от твердо-
сти по Бринелю тем, что силу относят не к поверхности отпечатка,
а к ее проекции.
Имея соотношение между силой и диаметром отпечатка, можно
найти величину работы А при статической деформации:
х
А = j Pd\,
О
где к — глубина отпечатка.
В первом приближении можно принять, что
тогда после интегрирования получим
. __ kH„D« / d \»+2
л — b(n + 2) \D )
(4)
14
Величина удельной работы, т. е. работа, отнесенная к объему
углубления, будет:
Д
а~~ V
Объем V сферического сегмента при малой стреле к будет
тогда
у—
32D ’
(б>
Если распространить уравнение (1), а также закон подобия на
динамические условия деформации (возможность чего подтверж-
дается экспериментом), то полученные зависимости останутся в силе-
и в этом случае. Однако постоянные п, Но и Нм, естественно, примут
другие значения. Экспериментальные данные по ударным испыта-
ниям на вдавливание показывают, что для сталей п = 2.
Тогда уравнения (3) и (5) для ударного вмятия сталей примут вид
Р
~4~
Hq daft Нм. дал’
(6>
Это означает, что, с одной стороны, удельная работа адия равна
пачению динамической твердости >НМ дин, а с другой—что эти вели-
чины не зависят ни от величины ударной энергии, ни от диаметра
шарика.
Измерение ударной твердости для какого-либо металла не пред-
ставляет затруднений и осуществляется с помощью весьма простых
приборов, таких, как, например, пружинный ударник Баумана,,
которым автор и пользовался при проведении своих экспери-
ментов.
Используя уравнение (4), а также принимая во внимание, что
для сталей пдия = 2, напишем выражение для ударной энергии Ад1М
в следующем виде:
Д ____ ^М. дик Л4
32 • D ’ ’
откуда диаметр отпечатка при ударном вмятии
d = 2y/’
УАдияР
кН м. дин
и глубина отпечатка
4D — Г nHM,daHD •
13
Для отдельной дробинки ударная энергия определяется ее ско-
ростью v и массой т, последняя, в свою очередь, пропорциональна
объему и удельному весу, т. е.
где v — скорость дробинки;
1 — удельный вес;
g— ускорение силы тяжести.
Тогда для диаметра вмятины rf, ее глубины ). и обьема V полу -
чим следущие выражения:
&дин 12g Нц.дин
К тем же по существу уравнениям можно подойти и другим
путем, а именно, используя теорию соударения упругих шаров.
Известно, что величина сближения упругих шаров в момент
наибольшей деформации сжатия будет }113}:
5 и3 \ 5
\ 4 ‘ п.п2 J
где v — скорость сближения обоих тел в начале удара.
пн Ц-
п ----Z •
1
8OiDt
_______SDiDz______
9x«(*i + *»)(Di+Dz) »
где .т^ и — массы соударяемых шаров;
А, и А» — упругие постоянные материалов соударяемых шаров;
и Dt — их диаметры.
Дробь, используемая при дробеструйной обработке, обладает
скоростью, значительно превосходящей скорость перемещения дета-
ли, в то время как ее диаметр и масса, как правило, значительно
меньше, чем у обрабатываемого изделия.
Это позволяет значительно упростить выражение для П|,н2 и,
как следствие, выражение для а^. Тогда
«! = kzDv'°.
16
где k3 — коэффициент, характеризующий упругие, а в нашем случае,
очевидно, упруго-пластические свойства материалов;
v — скорость дроби;
D—диаметр дроби.
По известному сближению можно подсчитать усилие Р [113]:
где k4 — коэффициент, характеризующий упругие, а в нашем слу-
чае, видимо, так же как и k3 — упруго-пластические свойства
материалов.
Тогда после подстановки выражения для «и получим
6
Р = к-,ОЪ6,
(8)
где feB — коэффициент, характеризующий упруго-пластические
свойства метериалов.
Из уравнения (1) следует, что диаметр отпечатка
(9)
Как уже указывалось ранее, динамическими испытаниями уста-
новлено, что для сталей коэффициент п = 2. Тогда, подставив в фор-
мулу (9) выражение Р из уравнения (8), получим
з
(Ю)
или приближенно диаметр вмятины от удара дробинки будет
d — k£>Vv.
(Н)
где kt — коэффициент, зависящий от упруго-пластических свойств
материалов.
Сравнивая это .уравнение с уравнением (7), можно обнаружить,
что они тождественны, если под коэффициентом понимать постоян-
ную 3^—•
F vgHg. дан
В дальнейшем мы воспользуемся уравнением (7), где фигурирует
добавочная весьма существенная и относительно легко определяемая
характеристика металла — его ударная твердость.-
Если принять, что зона наклепа будет подобна и прямо пропор-
циональна объему вмятины от дробинки (в этом отношении весьма
показательны исследования пластически деформированной зоны
2 Гяпдрци <99? . 17
при шариковой пробе, проведенные В. В. Варнелло [114], то глу
бина наклепа будет пропорциональна глубине вмятины X, т. е.
^накл ^7
Ру
дин
(12)
где /?7 — коэффициент пропорциональности, зависящий от удель-
ного веса дробинки.
Диаметр наклепанной зоны, образовавшейся в результате удара
отдельной дробинки dKaKV будет пропорционален диаметру вмятины d,
т. е.
=k*DV нм.6ин ’ <13)
где k8 — коэффициент пропорциональности, аналогичный коэффи-
циенту k,.
Если'учесть возможность расположения обрабатываемой поверх-
ности под некоторым углом а к направлению полета дробинок, то
в расчетных формулах вместо скорости v следует ввести лишь ее
нормальную составляющую, равную v sin а. Тогда выражения для
глубины наклепанной зоны и ее диаметра при ударе отдельной
дробинки получим в виде
j _____, Dv sin я
^накл л ГТ}---- >
V Пм дин
,г (И)
г пи,дин
В первом приближении можно считать, что глубина наклепан-
ного слоя создаваемого потоком дроби, будет пропорцио-
нальна глубине наклепа \акл, возникающего при ударе отдельной
дробинки. Это до некоторой степени оправдывается тем, что повтор-
ные удары последующих дробинок значительно менее эффективны,
чем первые.
Тогда
< Dv sin у
где k — коэффициент пропорциональности.
Иначе говори, глубина наклепа, которая играет реш/иощую роль
в эффективности дробеструйного процесса при упрочнении деталей,
имеющих концентраторы напряжений, прямо пропорциональна
скорости дроби, ее диаметру, синусу угла атаки (угол, под которым
дробь встречает обрабатываемую поверхность) и обратно пропор-
циональна корню квадратному из ударной твердости металла.
Остаточные напряжения в наклепанном слое, видимо, в большей
степени, чем глубина последнего, зависят от того, насколько полно
обработана поверхность. Тот факт, что деформация деталей при
дробеструйной обработке с течением времени затухает, говорит
18
о том, что остаточные напряжений имеют некоторый предел, который,
очевидно, в первую очередь определяется физическими и механи-
ческими свойствами обрабатываемого металла. Можно полагать,
что при достаточно полно проведенном процессе средняя величина
остаточных напряжений оыаклв наклепанном слое будет пропорцио-
нальна величине тех внешних напряжений, при которых они созда-
ются, т. е. ударной твердости металла Нм.дпи-
Тогда
анакл = (16)
где т — коэффициент пропорциональности.
Следует признать, что это является лишь грубым приближением,
так как, естественно, ударная твердость далеко не полно харак-
теризует в этом отношении металл.
Как известно, с течением! времени,
даже в ненагруженных деталях и при
нормальных температурах, остаточные
напряжения в наклепанном слое изме-
няют свою величину как за счет объем-
ных изменений, происходящих вслед-
ствие продолжающихся процессов фа-
зовых превращений, так и за счет
процессов релаксации и диффузии.
Исследование дробеструйного про-
цесса убеждает в том, что к опре-
деленному моменту, когда достигается
сплошной наклеп детали, наступает насыщение, т. е. дальнейшая
обработка дробью становится неэффективной. Это насыщение на-
ступает постепенно, с ассимптотическим приближением к макси-
мальному значению, вследствие все учащающегося повторного
попадания дробинок ла ранее наклепанные участки обрабатывае-
мой поверхности.
На диаграмме (фиг. 3) представлена кривая изменения по вре-
мени отношения S поверхности вмятин, являющихся следами удара
дробинок, ко всей обрабатываемой в данный момент поверхности.
Для этой кривой можно принять зависимость
S = (l-e-h'), (17)
где I — время;
b = tg р — коэффициент, отражающий ту скорость, с которой
обрабатываемая поверхность покрывается следами от
удара дробинок в начальный момент процесса.
Естественно, что эта скорость b в первом приближении будет
прямо пропорциональна площади отпечатка, оставляемого в резуль-
тате удара единичной дробинки - , числу дробинок N, выпу-
скаемых дробеметом в единицу времени, синусу угла атаки а, т. е.
угла, под которым дробь ударяется о деталь, и обратно пропорцио-
нальна расстоянию детали от ротора дробемета L. Если учесть, что
2* 19
рассеивание дроби в дробеметах механического принципа действия
происходит преимущественно в плоскости вращения ротора, то на
основании сказанного коэффициент b можно представить в виде
Ь = Ь'—-L-----
(18)
где bt — коэффициент пропорциональности.
Количество дробинок N, выпускаемых дробеметом в единицу
времени, прямо пропорционально пропускной способности дробе-
мета, выраженной в весе дроби q кг, сек, и обратно пропорционально
кубу диаметра дробинок Ь.
Заменяя в уравнении (18) N через q и D и подставляя выражение
для dMI(* из формулы (14), получим
О = С-----; =— .
Z.D НМя $ан,
где с — коэффициент пропорциональности.
После подстановки найденного выражения для b в уравнение (17)
имеем
vqt sin1 д
(2°)
Так как qt есть количество дроби Q, пошедшей на обработку
данного участка детали, то
S—1—е ьоУнм.5ин. ^21)
Ограничивая S величиной, определяемой условием оптимальной
экспозиции, получим из уравнения (20) выражение для экспозиции
наклепа участка детали, скатываемого потоком дроби:
f -- с 'LD Лпн
1 Vq sin* а
Выражение для соответствующего расхода дроби из уравнения
(21) будет
(23)
х а vsntfa 4 '
Коэффициенты с, и с2 определяются условием получения опти-
мальных результатов дробеструйного наклепа.
Из уравнений (22) и (23) следует, что время, потребное на обра-
ботку детали, так же как и расход дроби, при увеличении ско-
рости дроби или угла ее падения на обрабатываемую поверхность
растут. Увеличение диаметра дроби, так же как и расстояния
обрабатываемой поверхности от ротора дробемета, ск взывает об-
ратное влияние. Детали высокой твердости требуют более дли-
тельного наклепа.
20
В том случае когда детали по габаритам выходят за пределы
потока дроби и требуют последовательной дробеструйной обработки,
время, затрачиваемое на полную обработку, так же как и расход
дроби, пропорционально возрастет.
Особо следует остановиться на обработке круглых деталей
(валов, штанг и т. п.), которые в обычных дробеметах исключают
возможность одновременного всестороннего наклепа. Время, так же
как и расход дроби на обработку таких даталей, естественно, должно
быть больше. Так как однородность наклепа в данном случае дости-
гается вращением детали в процессе дробеструйного наклепа, то
уравнение (20) следует видоизменить так:
1 г
-у q sin* av I sin’ <o tdt
—
S=l— e LDyHM.duH t (24)
где ш — угловая скорость вращения детали под потоком дроби.
Так как
t wt
J sin2 a>tdt= J sin2
о о
то при значениях io/, кратных 2тг (а это является обязательным
условием однородности всесторонней обработки круглой детали),
получим
t
Jsin’wftft t.
и
Тогда после подстановки уравнение (24) примет вид
1 vqt sin’ а
S=l— e 4 LDVH (25)
Из уравнения (25) следует, что время на обработку и расход
дроби при наклепе круглой детали в 4 раза выше, нежели в случае
обработки плоской, не вращающейся в процессе наклепа детали.
2 . ОСТАТОЧНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ И ДЕФОРМАЦИЯ
НАКЛЕПАННЫХ ДРОБЬЮ ДЕТАЛЕЙ
При обработке дробью многих деталей приходится считаться
с возможностью их деформации, которая возникает в результате
дробеструйного наклепа. Это особенно существенно для такого рода
деталей, как рессоры, прочность и долговечность которых в большой
мере зависят от предварительной кривизны отдельных листов.
Вопрос о деформации пластины, подвергнутой дробеструйному
наклепу, приобретает значение также и по той причине, что весьма
21
распространенный it по существу единственный в настоящее время
способ контроля дробеструйной обработки основан на измерении
стрелы прогиба контрольной односторонне наклепанной дробью
пластинки, которая под влиянием остаточных напряжений в накле-
панном слое, деформируясь,
принимает сферическую фор-
му (фиг. 4).
Теоретический анализ
этого вопроса позволил не
только выявить прочность
существующего метода кон-
Фиг. 4. Деформация односторонне оОра- троля, по крайней мере в Том
ботанной дробью стальной пластины. виде, в котором он приме-
няется сейчас, но также
предложить новый, простой метод, позволяющий раздельно оценить
как глубину наклепанного слоя, так и величину остаточных на-
пряжений в нем, возникающих при дробеструйной обработке
детали.
а) Односторонняя дробеструйная обработка
незакрепленной пластины
Данный случай предполагает, что пластина имеет возможность
свободно деформироваться непосредственно в момент дробеструйной
обработки. Практически это имеет место при наклепе дробью рессор
и других подобных деталей. К вопросу о деформации таких деталей
можно подойти, используя известные в теории упругости уравнения
для чистого изгиба пластин (113].
Выражение для радиуса кривизны 7? пластины, деформируемой
внешним равномерно и всесторонне распределенным моментом,
величина которого на единицу периметра равна М, имеет вид
/? =
Eftg 1
12(1- *)* М ’
(26)
где Е — модуль упругости;
v — коэффициент Пуассона;
й0 — толщина пластины (в нашем случае й0 = h — 6яакл).
Роль внешней нагрузки при деформации пластины под действием
внутренних напряжений выполняет усилие, развиваемое в наклепан-
ном слое. Величина этого усилия, естественно, пропорциональна глу-
бине наклепанного слоя и среднему остаточному напряжению в нем.
Изгибающий момент на единицу периметра элементарного участка
пластины, свободно деформируемой при обработке дробью (фиг. 5),
будет
Met = aHOK^^., (27)
где Ьмкл — глубина наклепанного слоя;
анакл — средняя величина остаточного напряжения в наклепан-
ном слое.
22
Радиус кривизны Rce сферической поверхности, которую примет
эта пластина после односторонней обработки, можно записать в виде
р ___ (Л —
св 6 (1 •»)
Заменяя отношение -“Я— через * и пренебрегая высшими степе-
нями получим
(28)
Р - ^(1-3?)
6(1
(29)
При этом допускается ошибка, величина которой в зависимости
от будет:
Фиг. 5. Распределение напряжения в одно-
сторонне обработанной дробью пластине при
условии, что она в процессе обработки могла
свободно деформироваться:
сплошные линии — до выпрямления пластины, пунктир-
ные — после выпрямления.
При Ошибка приближен- ной формулы (29) для R В Ч.
0,01 0,03
0,02 0,13
0,05 0,87
0,1 4
0,2 22
Ошибки приближенной
формулы достигают замет-
ной величины лишь при
относительно большой тол-
щине наклепанного слоя.
Даже при толщине накле-
панного слоя всего лишь
в 10 раз меньшей, чем тол-
щина пластины, ошибка
не превышает 4%.
Определим характер распределения внутренних напряжений по
сечению и их величину при односторонней дробеструйной обработке
пластины в свободном состоянии.
Эти напряжения являются суммарными напряжениями изгиба
°изг.св и растяжения ace ненаклепанной части сечения пластины.
Так как в нашем случае
°- <•=* (Г±Т)5=3a—1 <1 +
13 се ^накл ।ч == °иа«слТ (Ч” f) •
(30)
то растягивающее напряжение непосредственно под наклепанным
слоем будет
°р. се ==осв 4“ аизг. ее~ анаКл7 (^ "Ь (31)
23
Это напряжение, даже при малой толщине наклепанного слоя,
достаточно велико. Так, например, при толщине наклепанного
слоя == 0,1 мм, созданного в пластине, толщина которой /г =
— 1 мм, т. е. при 7 =0,1,
°р. св ~ ^’^°накл'
Иначе говоря, в этом случае растягивающее напряжение, воз-
никающее непосредственно под наклепанным слоем, всего лишь в
2 раза меньше средней величины сжимающих напряжений в самом
наклепанном слое.
Напряжения сжатия со стороны, которая не подвергалась дро-
беструйному наклепу, будет
св яазг.св ° св анакл1 (2 "I" S’}), (3^)
т. е. в первом приближении растягивающее напряжение, возникающее
непосредственно под наклепанным слоем при малой его толщине,
примерно в 2 раза выше величины сжимающих напряжений, возни-
кающих в пластине со стороны, не обработанной дробью.
Точнее
Может возникнуть вопрос, как изменяется величина напряжений
и характер их распределения по сечению, если пластина будет
упруго выпрямлена, т. е. возвращена в то исходное положение,
которое она имела до дробеструйной обработки. Характер распре-
деления напряжений в этом случае изображен на фиг. 5 пунктирной
линией.
Обратная деформация пластины вызовет добавочные напряжения
от изгиба, величину которых а£.и.а>для крайних волокон можно опре-
делить так:
9tut. св ~ 2 (1 — \) Rce ~ (1 ~ Зу) ~ Зянакл1 (1 + 3f)-
Тогда среднее напряжение в наклепанном слое после выпрямле-
ния пластины будет
Янакл. св ~ янакл *1“ яизг. св янакл G 3Т)’
а величина компенсирующих, растягивающих напряжений в осталь-
ной части сечения
°'с, = о'накл < 1 + 4т)-
Приведенное выше уравнение (29) для радиуса кривизны по-
зволяет решить вопрос об эффективной глубине наклепанного слоя
24
по результатам дробеструйной обработки с одним режимом двух
пластин различной толщины.
Действительно, зная отношение а стрел прогиба этих пластин
/j и /2, можно записать, что
__ Л Л, (I — 7i
h Кив hi (I — tz *
где Rice и Rtce радиусы кривизны свободно обработанных соот-
ветственно первой и второй пластин.
Обозначив через р отношение толщины пер-
вой пластины к толщине второй и приняв во
внимание, что глубина наклепа как для первой,
так и для второй пластины одинакова, поскольку
обработка их велась с одним режимом, получим
Р hi 71
Тогда
Л = Д_ 1 —
?а ' 1-37J
или
ара—1
откуда эффективная глубина наклепанного слоя
будет
= ТА~ j) (34)
Если толщина второй пластины в 2 раза
больше, чем толщина первой, уравнение (34)
примет вид
^накл = з __2) ’ (35)
8)^’^
Фиг. 6. База при-
бора для измере-
ния стрелы про-
гиба контрольных
пластинок:
а — двухточечного;
б — трехточечного;
в — четырехточечного.
Зная глубину наклепанного слоя, а следовательно и 7, можно
подсчитать величину среднего сжимающего напряжения в наклепан-
ном слое, используя данные по стреле прогиба одной из пластин
Из уравнения (29) следует, что
_ Eh П - Зт)
6 (1 - V) 1R" •
С другой стороны, известно, что стрела прогиба f связана с ради*
усом кривизны R соотношением
/ =
HR ’
(36)
где а — база прибора для измерения стрелы прогиба (фиг. 6)
25
Выражение для средней величины остаточных напряжений
в наклепанном слое в окончательном виде будет
, _± / £h (1-3?)
°нак4 — з - й2 (| — у) 7
(37)
б) Деформация рессорных листов при дробеструйном наклепе
Листовые рессоры автомобилей в свободном состоянии должны
иметь определенную стрелу прогиба. Так, например, для автомо-
биля ГАЗ-51 отклонение от номинальной величины стрелы прогиба
допускается в пределах плюс 2,0 — минус 1,0 мм. Учитывая, что
рессорные листы, обрабатываемые дробью с вогнутой стороны,
в свободном состоянии, заметно деформируются и уменьшают свою
первоначальную кривизну, необходимо гибочно-закалочные штампы
для этих рессор делать с учетом деформации рессорных листов при
дробеструйной обработке. На основании полученного ранее уравне-
ния (28) изменение кривизны Депрессорного листа при дробеструй-
ном
наклепе будет
д f 1 \ 1________1 6(1 ~ ^нак^накл'1
\RJ Rice Rice
(38)
где /?1Л)и R2ce — радиус кривизны рессорного листа соответственно
до и после дробеструйной обработки.
Это выражение упростится, если пренебречь толщиной накле-
панного слоя ЪяаКЛ, которая по величине значительно меньше тол-
щины рессорного листа ft.
Тогда
<39)
Из уравнения (39) следует, что изменение кривизны рессорного
листа при дробеструйной обработке прямо пропорционально глубине
наклепанного слоя и величине остаточных напряжений в нем, а
также обратно поропорционально квадрату толщины рессорного
листа. Если воспользоваться ранее установленной зависимостью (15)
глубины наклепанного слоя Ьча)елот скорости и диаметра дроби, а так-
же выражением (16), то уравнение (39) можно преобразовать так:
= <4°>
где К — коэффициент пропорциональности, величина которого опре-
деляется свойствами наклепываемого металла.
Данная зависимость нашла достаточно хорошее эксперимен-
тальное подтверждение при проведении соответствующих опытов
работниками Горьковского автомобильного завода имени Молотова.
Д. А. Свешников и И. Г. Пархиловский (891 подвергали дробе-
26
ируйной обработке рессорные листы длиной не менее 560 лсм, шири-
ной 65 лл и толщиной 10, 8, 7 и 6 мм. Измерение стрелы прогйба
до и после наклепа производилось на базе 400 мм.
Рессорные листы наклепывались чугунной дробью различного
диаметра (0,4—1,2 мм) на промышленной дробеструйной установке
0184 Горьковского автомобильного завода имени Молотова при
скорости вращения ротора 2200 об/мин (скорость дроби 57 м/сек) и
скорости конвейера 2,6 м/мип (экспозиция 23 сек.).
Результаты экспериментов представлены на фиг. 7.
Авторами установлена
стрелы прогиба от толщи-
ны рессорного листа в
виде
4 (£) ~ k
Коэффициент k для
дроби различного диа-
метра 0,4—0,6; 0,6—0,8;
0,8—1,0 и 1,0—1,2 мм
соответственно равен
0,00295; 0,00448; 0,00619 и
0,00780 мм.
Имеющиеся отклонения
эмпирическая зависимость изменения
л
Фиг. 7. Изменение кривизны рессорных ли-
стов в зависимости от их толщины и диаметра
дроби, используемой при наклепе (891.
от приближенной зависи-
мости (47), — несколько меньшее значение изменения кривизны
для тонких листов и несколько большее для толстых, — вполне
закономерно и позволяет нам, опираясь на ранее проведенный
теоретический анализ, оценить глубину наклепанного слоя рес-
сорного листа и величину остаточных сжимающих напряжений
в этом слое. Из фиг. 7 следует, что для дроби диаметром
0,8—1,0 мм и рессорного листа толщиной h2 = 6 мм изменение
кривизны д(-^~=17,6 • IO-51/мм; для рессорного листа толщи-
пой й2 ==Ю мм изменение кривизны Д(-я—) = 5,8- 10_’1/льм.
\КЪев/
Соответственно этому
17,6'10-5
5,8-10-5
= 3,04;
= ^4. = — = 0 6
ft2 10 и’°-
Подставляя эти данные в уравнение (34), получим толщину накле-
панного слоя
» ___ а?»—1 , ________ 3,04-0,36— 1 R_nqo
rW.< — 33 (<ф - 1) п1 ~ 3-0,6 (3,04-0,6 - 1)D ~ u’46 ММ'
27
Напряжение в этом слое, учитывая, что для дроби диаметром
0,8—1.0 мм k =0,00619 1 /мм, я для рессорной стали v =0,3 и
Е = 2,1 • 10*4 кг/мм*, можно найти из уравнения (39), подставив
значение йз выражения (41).
Тогда
______КЕ
внакл— 6(l-v)^SJ
_ 0,00619-2-Ю'1
6(1 —0,3)-0,38
= 77 кг 1мм3.
Проведенный теоретический анализ и экспериментально-произ-
водственный опыт позволяют сделать следующие выводы:
1. Рессорные листы при дробеструйном наклепе с вогнутой сто-
роны заметно деформируются, что необходимо учитывать при
проектировании гибочно-закалочных штампов.
2. Деформация рессорных листов прямо пропорциональна диа-
метру и скорости дроби, используемой при наклепе, и обратно про-
порциональна квадрату толщины листов.
в) Односторонняя дробеструйная обработка закрепленной
пластины
Закрепленная пластина не может деформироваться непосред-
ственно в момент дробеструйной обработки. Практически это имеет
место при наклепе дробью контрольных пластинок, которые обраба-
тываются в закрепленном со-
стоянии на специальных колод-
ках, и по стреле прогиба кото-
рых судят об интенсивности дро-
беструйного наклепа.
Фиг. 9. Модель детали с укреплен-
ными на ней контрольными пла-
стинками.
Фиг. 8. Контрольная пла-
стинка, укрепленная на спе-
циальной колодке.
Сущность этого метода контроля заключается в том, что одно-
временно с обработкой детали под поток дроби помещается эталон-
ная пластинка, укрепленная четырьмя винтами на специальной
колодке (фиг. 8). Односторонний наклеп дробью этой пластинки при
соответствующем режиме предопределяет неоднородное распре-
деление остаточных напряжений по ее сечению. После освобождения
от колодки она принимает сферическую форму. За критерий интен-
28
сивиости соответствующего режима дробеструйной обработки при*
пято считать стрелу прогиба этой пластинки. Стрелу прогиба
измеряют индикаторными приборами, которые имеют постоянную
базу.
В некоторых случаях при дробеструйной обработке сложных
деталей, например при обработке коленчатых валов или шатунов,
практикуют одновременную установку нескольких контрольных
пластинок в наиболее ответственных участках модели, имитирующей
как обрабатываемую деталь, так и ее движение под потоком дроби
(фиг. 9); с этой целью могут быть использованы бракованные детали.
Контроль режима дробеструйной обработки в производственных
Фиг. 10. Прибор для измерения
стрелы прогиба контрольной пла-
стинки с двухточечной базой.
Фиг. II. Прибор для измерения
стрелы прогиба контрольной пла-
стинки с четырехточечной базой.
условиях рекомендуется проводить периодически, несколько раз
в смену, для того чтобы своевременно уловить и устранить возмож-
ное отклонение его, могущее отрицательно сказаться на прочности
соответствующих деталей.
Вначале измерение стрелы прогиба односторонне наклепанной
дробью эталонной пластинки было весьма несовершенным. Пластинка
в момент измерения прижималась к двум ножам, определявшим
базу измерения, а стрела прогиба оценивалась по выпуклой стороне
(по стороне, которая подвергалась дробеструйной обработке). Зна-
чительная неровность поверхности, неизбежная при этом виде обра-
ботки, а также неустойчивость пластины в момент измерения вно-
сили достаточно заметную ошибку в показания стрелы прогиба.
Фотография прибора, построенного по этому принципу измерения,
приведена на фиг. 10. В настоящий момент как в отечественной, так
и в иностранной практике получил распространение прибор, пред-
назначенный для измерения стрелы прогиба контрольных пласти-
нок, конструкция которого показана на фиг. И. В этом приборе
пластинка в момент измерения опирается на четыре штифта, что
обеспечивает ее более устойчивое положение. Штифт индикатора
29
касается вогнутой, т. е. необработанной дробью, и достаточно глад»
кой поверхности пластины, что также благоприятно сказывается
на точности измерения. При четырехточечной базе стрела прогиба
сферически изогнутой пластинки оказывается несколько большей,
что необходимо учитывать при сопоставлении данных по стреле
прогиба в том случае, если измерение последней производилось на
различных приборах. В американской практике эти приборы полу-
чили наименование приборов Олмена, база которых равна 1,3*, а
цена деления шкалы индикатора 0.00Г. При использовании стан-
дартных контрольных пластинок показания индикатора считаются
мерой интенсивности наклепа. Стандартные пластинки изготовля-
Фиг. 12. Распределение напряжений в одно-
сторонне обработанной дробью пластине при
условии» что она была жестко закреплена и не
имела возможности деформироваться непосред-
ственно в момент наклепа:
сплошные линии — ло освобождения пластины, пунктир-
ные — после освобождения.
ются из пружинной ста-
ли и подвергаются тер-
мической обработке на
твердость /?с = 44-4-50.
В настоящий момент
находят применение два
основных типа пласти-
нок А и С размером
76X19 мм, различаю-
щихся по толщине —
соответственно 1,3 и
2,4 мм. Пластинки ма-
лой толщины типа А
используются в том слу-
чае, если их стрела
прогиба в результате
дробеструйного наклепа
не превышает 0,4 мм,
в противном случае
процесс контролируется
более толстыми пла-
стинками типа С.
Приведенный ниже анализ деформации закрепленной пластины
показывает, что существующий метод контроля можно считать
лишь методом контроля стабильности процесса. Стрела прогиба
пластинки не характеризует дифференциально ни глубины накле-
панного слоя, ни остаточных напряжений в нем. Тем более с помощью
контрольных пластинок нельзя оценить эффективность упрочнения
детали.
Распределение напряжений в закрепленной пластине в конце
процесса дробеструйной обработки изображено сплошной линией
на фиг. 12.
Под апонимается среднее сжимающее напряжение в накле-
панном слое. Компенсирующие растягивающие напряжения v3OKp,
возникающие в остальной части сечения, будут равны
°!акр ?нак.< |—у : (1 7^' (42)
30
Освобождение пластины, прошедшей такую обработку, предо»
пределит ее коробление под действием внутренних напряжений.
Радиус сферической поверхности, которую примет пластина, можно
найти аналогично тому, как это делалось ранее, из условия равно-
несия, а именно:
Eh (1 - Зу)
6(1 '>) 1ана1Ы' закр
(43)
где акакл.закр — напряжение в наклепанном слое после того, как
пластина освобождена.
Это напряжение по существу является разностью того напряже-
ния, которое существовало в наклепанном слое до освобождения
пластины напряжения в этом слое, связанного с ее изгибом
при освобождении <Зи3г.закр, т. е.
9накл. закр ~ °накл ~~ аизг. закр • (44)
Напряжения от изгиба, возникающие в крайних слоях пластины,
связаны с радиусом кривизны соотношением
__ Eh
визг, закр — 2(1->)Дзвкр ’ (
Тогда после подстановки выражения для аизг.закр в уравнение (44),
а о мкл,закр, в свою очередь, — в уравнение (43) получим
г,_____________£Л(1—Зу)_________
‘'закр / ' Fh \ ’
^(У—^У^какз-^^^Рзкр)
откуда радиус кривизны пластины после ее освобождения будет
^аокр ~ б(1-*)х<г«Яил ' (46)
Напряжение в крайних волокнах от изгиба получим, подставив
выражение для Язакр в уравнение (45). Тогда
°азг. закр == ^1^какл' (47)
Средняя величина остаточных напряжений в наклепанном слое
после освобождения пластины будет
°накл. закр ~ анакл аизг. закр ~ анакл (^у). (43)
Напряжение непосредственно под наклепанным слоем после
освобождения пластины будет
Эр. .чакр &изг. закр ""Ь взакр'
31
где.
(h & \
\~2--I
аизг. закр = аизг. закр =’ °аэг. эокр О 2y )•
Т
Тогда
вр.эвкр = °кв«л13Х(1-2^) + 7(1 +1)1 =^/[(4-5?). (49)
Напряжение сжатия со стороны, которая не подвергалась дро-
беструйной обработке, будет
°с.заир °азг. закр ~' 9 закр 9накл( I3 —~ 4“ Т)1 9какл1 (2 — ?)• (50)
В том случае, когда пластина подвергается одностороннему
наклепу в свободном состоянии, напряжения, возникающие как
непосредственно под наклепанным слоем, так и в волокнах со сто-
роны, не обработанной дробью, по абсолютной величине выше тех,
которые образуются при дробеструйной обработке закрепленной
пластины. Тем не менее соотношение между ними остается прежним,
а именно:
9Р- мкр _ 9р.сз _п 3
_ ---- РГ О I ’
9с, закр °с. св *
Определение величины стрелы прогиба пластинки, обрабаты-
ваемой в закрепленном состоянии, в настоящее время положено
в основу современного метода контроля дробеструйного процесса.
Представляет интерес проследить влияние различных параметров
режима на ее значение. Выражение для стрелы прогиба пластинки
легко получить, используя уравнения (36) и (46). Тогда
f .__2. ф в8(1 — *) £ > с | ч
J 4 ^2 ^наклкакл' J
Из уравнения (51) следует, что прогиб пластинки прямо пропор-
ционален как величине остаточных напряжений в наклепанном
слое, так и его глубине.
При насыщении, когда остаточные напряжения достигают своего
предела, определяемого свойствами наклепываемого металла, стрела
прогиба пластинки до некоторой степени может явиться характе-
ристикой глубины ее наклепа. Используя уравнения (15) и (16),
получим выражение для стрелы прогиба в этом случае в виде
f=р^тяг Dv sJn <52>
где р — коэффициент пропорциональности, зависящий как от базы
измерительного прибора, так и от материала обрабатываемой пла-
стинки.
Если при дробеструйной обработке насыщение не достигнуто,
стрела прогиба не показательна ни в отношении глубины наклепан-
ного слоя, ни в отношении остаточных напряжений в нем, т. е.
32
она не может являться характеристикой режима дробеструйной
обработки. Действительно, изменяя диаметр дроби или ее скорость и
соответствующим образом подбирая экспозицию при наклепе,
можно, сохранив постоянной стрелу прогиба, в то же время полу-
чить различную глубину наклепанного слоя и различное остаточное
напряжение в нем.
Если какой-либо оптимальный режим дробеструйной обработки
реальной детали характеризовать лишь стрелой прогиба кон-
трольной пластинки, как это обычно сейчас и принято, то, проводя
обработку детали в несколько иных условиях, например на другом
дробемете или дробью другого диаметра, нельзя рассчитывать на
iy же эффективность дробеструйного процесса, хотя показание
стрелы прогиба контрольной пластинки
при этом может и сохраниться.
По результатам дробеструйной об-
работки в закрепленном состоянии
двух пластинок различной толщины,
также нельзя оценить глубину наклепа
в противоположность тому, как это
имело место при обработке пластин в
свободном состоянии.
Действительно, отношение стрел
прогиба согласно выражению (46) в
этом случае будет
а = А- = закр — 71
/2 &1закр Y2
Фиг. 13. Зависимость стрелы
прогиба пластины от толщины
при одностороннем дробе-
струйном наклепе.
Если обозначить отношение толщины
первой пластинки к толщине второй
через р, получим, что
— -£• (Я)
Это показывает, что отношение стрел прогиба пластин обратно
пропорционально квадрату отношения их толщин и для одного
режима обработки не зависит от толщины наклепанного слоя или
среднего сжимающего напряжения в нем (конечно, в первом при-
ближении).
Этот результат достаточно хорошо согласуется с экспериментом
шпора. На фиг. 13 приведены данные прогиба пяти пластин различ-
ной толщины. База прибора для замера стрелы прогиба 50X 12,5 мм.
Пластины наклепывались на экспериментальной дробеструйной
\с!яновке ЦНИИТМАШ с одинаковым режимом, а именно дробью
диаметром 1—2 мм в количестве 1,6 кг при нормальном расположении
пластин к потоку дроби и при скорости вращения ротора 2100 об/мин.
Пластины были изготовлены из закаленной стали У7, твердость их
была /?с = 52-4-53.
' Саверин 1222 33
На фиг. 13 даны экспериментальные результаты и расчетная кри-
вая» выражающая величину прогиба, обратно пропорциональную
квадрату толщины пластины.
г) Всесторонняя дробеструйная обработка валов и пластин
При равномерном всестороннем наклепе валов и пластин дефор-
мация деталей в виде коробления практически исключается. В по-
верхностном слое возникают сжимающие остаточные напряжения,
в остальной (средней части) сечения — компенсирующие растяги-
вающие. Для круглых валов эти растягивающие напряжения <зр.вал
из условия равновесия могут быть найдены так:
а _а d2^(d-4bHaKA)2
р- вал — (d - 2*^)2 —
1-(1-21)2
алахл 0___Оу)3 ~ ^накл^Ч (1 —f— Зу),
(54)
Фиг. 14. Распределение напряжений
в двустороннеобработанной дробью
пластине.
где анаКА — среднее сжимающее
остаточное напряжение
в наклепанном слое;
7 — отношение глубины на-
клепанного слоя к диа-
метру d вала.
При наклепе пластин следует
различать два случая, а именно:
1) равномерный одновременный
всесторонний наклеп пластины,
например, при вращении ее в про-
цессе наклепа, и 2) последова-
тельный наклеп в начале одной
стороны пластины, а затем дру-
гой. В первом случае (фиг. 14), когда коробление пластины отсут-
ствует, растягивающее напряжение в ее средней части из условия
равновесия будет
QCUM — °накл 1 (1 4" 2у), (55)
где 7 = — отношение толщины наклепанного слоя к толщине
пластины.
Во втором случае обработка дробью первой стороны пластины
вызовет ее деформацию. Распределение напряжений по сечению
пластины применительно к этому случаю уже рассматривалось выше.
Выражение для стрелы прогиба пластины после обработки ее
первой стороны, используя уравнения (29) и (36), можно записать
так:
/1
__ 3 fl2(l — у) <Унакл
3Rlce ~ 4 Eh
71 С1 +ЗТ1),
(56)
34
„ __Ъ'накл .
^\накл — глубина наклепанного слоя при обработке первой стороны;
а—база прибора для измерения стрелы прогиба.
Обработка второй стороны окажется менее эффективной в отно-
шении вызываемой этой обработкой деформации пластины, так как
обратная ее сторона уже до обработки дробью имела сжимающие
внутренние напряжения ас.св [см. уравнение (32)], связанные с
обработкой первой стороны.
При условии, если обработка обеих сторон проведена достаточно
полно, т. е. достигнуто насыщение, выражение для результирующей
стрелы прогиба f в этом случае можно записать в виде
/=л - л=4 < 1+3i.) -
- - °C. е.) 7» (1 + 37г)1 •
где h — изменение стрелы прогиба за счет наклепа второй стороны;
„ __&2 *акл
Ь ——*-•
Здесь 6.^^,— глубина наклепанного слоя при обработке вто-
рой стороны.
После подстановки выражения для ас.„из уравнения (32) получим
/ = 4 •—(71 (1 + 371) - И - 71 (2 + &Т1>] 7я(1 + 37«)}«
(1~£\)8иа,СЛ [7i<1 + 371)~7я(1 + 37г) + 27,72)• (57)
Из этого уравнения нетрудно получить соотношение между и
72, при котором пластина может быть возвращена за счет обработки
второй стороны в исходное положение. С этой- целью приравняем
окончательную стрелу прогиба f нулю. Тогда
71 + ЗУ? — 7г — Зу| + 27i7a = О,
откуда получим
71 = 7?(1 -27г).
или
72 = 71(1+2Ъ). (58)
Из последних уравнений следует, что лишь при очень большой
толщине пластины по сравнению с толщиной наклепанного слоя,
т. е. при очень малом т, можно ожидать, что она вернется в исходное
положение при последовательной двусторонней обработке ее с оди-
наковым режимом. При относительно малой толщине пластинки
3* 35
она вернется в исходное положение лишь в том случае, если обра-
ботка второй стороны будет проведена с большей глубиной накле-
панного слоя. Так, например, если толщина пластинки h = 3 мм,
а глубина наклепанного слоя со стороны, которая обработана
О 3
в первую очередь, равна 0,3 мм, т. е. = 0,1, то глубина
О
наклепанного слоя со стороны, обрабатываемой во вторую очередь
из соображения возвращения пластинки в исходное положение,
должна быть:
Фиг. 15. Распределение напря-
жений в пластине, подвергнутой
последовательной двусторонней
обработке дробью при различных
режимах с целью избежать оста-
точной стрелы прогиба:
пунктирные линии — после .обработки пла-
стины с одной стороны; сплошные линии —
после обработки с двух сторон.
*2 нам = Kh = 71 (1 + 2Т1 ) h =
= 0,1 (1 4-2-0,1)3 = 0,36 мм.
Обращаясь к ранее выведенному
уравнению (15), можно решить, как
следует изменить режим наклепа
(скорость дроби, ее диаметр и т. л.),
чтобы получить глубину наклепа,
необходимую для возвращения пла-
стины в исходное положение.
Распределение напряжений, со-
путствующее этому виду двусто-
ронней обработки пластины, пред-
ставлено на фиг. 15.
При этом среднее сжимающее
напряжение в первом наклепанном
слое можно определить из
условия
' __ _ I _ 7«Л ~~ СВ
°Хнакл °накл Т ся аНакл
= ^акл (14-72(2 4- 5ъ) (1 - ъ (2 4- 5Т1)Ц =анвид(1 + 2Т,). (59)
Принимая во внимание, что в нашем случае )'2 = 7i U 4" 2-f,).
выражение для a'i«O(MB первом приближении можно записать и так:
а1накл °накл(1 4~ 2Т1)-
(60)
Напряжение во втором наклепанном слое будет равно
которое, как уже было сказано ранее, определяется уравнением (16).
Растягивающее напряжение в остальной части сечения можно опре-
делить из условия равновесия. Тогда
l'
__ °1накл714“ акакл1г _ (1 + 2^0 71 + It_
1—(71 + 72) ~ 1-(71 + 71)
= Чв«Л2(1 + 2-Г,),
(61)
36
или иначе
° = 2®«в«'Г1(1 + 47i)-
(62)
В том случае, если обработка второй стороны такой пластины
будет проведена при том же режиме, что и первой, пластина не
вернется в исходное положение и сохранит остаточную результи-
рующую стрелу прогиба величину которой можно найти из урав-
нения (57), приняв 7] = 72 ^7- Тогда
f__ 3 Д2 (1 ^накл 7 2
2* Eh ‘
Зная стрелу прогиба после обработки пластины с первой сто-
роны /3, и .результирующую стрелу после обработки второй сто-
роны /, можно определить глубину наклепанного слоя.
Действительно, если обозначить через а отношение этих стрел
то, согласно выражениям (56) и (57), имеем
/1 ~1 + 37’
откуда
или в первом приближении при малых значениях 7, а следовательно
и а,
Тогда толщина наклепанного слоя ^мкл будет
<«>
Если пластина имела предварительный прогиб f0, то определение
толщины наклепанного слоя этим способом не усложняется.
Выражение для его толщины будет
Зная толщину наклепанного слоя, легко определить и среднее
сжимающее напряжение в нем. Из уравнения (63) следует, что
= 2 Eh f
V/tatCA 3 * а2 (1 _ уг / •
После подстановки значения 7, получим выражение для в виде
_ 8 Ehf _ 8 Ehf / Л у
3 • а2(1 _ — 3 ’ (i \ / ) *
(66)
37
' Распределение напряжений по сечению пластины для рассма-
триваемого случая, когда -(t = =1» дано на фиг. 16. Среднее
сжимающее напряжение в наклепанном слое со стороны, которая
обрабатывалась в первую очередь, здесь, согласно уравнению (59),
будет
°|накл ~ амаклО 4“ )• (67)
Напряжение во втором наклепанном слое, как уже отмечалось
ранее, будет а^.
I. Из условия равновесия можно найти среднее растягивающее
напряжение в ненаклепанной части сечения аср, а именно:
Фиг. 16. Распределение напряжений
в пластине, подвергнутой двусторон-
ней обработке дробью с одинаковым
режимом при условии, что в процессе
обработки она имела возможность сво-
бодно деформироваться:
пунктирные линки — после обработки пластины
с одной стороны: сплошные линии — после обра-
ботки с двух сторон.
О ( g" -4— G 1 —
ср \накл I накл) j _
~ ^накд! J __ =
= 2а^Л(1 +3Т). (68)
С другой стороны, условие
равновесия требует, чтобы из-
гибающий момент, возникающий
за счет разных напряжений в
первом и втором наклепанных
слоях, уравновешивался момен-
том, определяемым напряже-
ниями, возникающими в нена-
клепанной части сечения, т. е.
f i7 \ h
(° Iнакл ^накд} анакл “2” =
= ( а' - а )
\ Р СР) 6 ’
или иначе
= [«; ~ (1 + 3Т)] С1 - 2Т)2>
откуда растягивающее напся?кение, возникающее непосредственно
под первым наклепанным слоем ар, будет
ар~2анаклЧ(14~6Т)- (69)
Растягивающее напряжение под вторым наклепанным слоем аР
составляет
=°СР - (°; - р)=Кр -*'Р=
= 12 (1 4- Зу) - (1 4- 6Т)] = 2aHaKtl. (70)
Из приведенных уравнений следует, что растягивающие напря-
жения в металле, возникающие непосредственно под первым иакле-
38
и.-шиым слоем, несколько больше, чем под вторым. Отношение этих
и.-шряжений будет
> = (1+бт).
°р
Если обработку первой стороны провести с несколько меньшей
глубиной наклепанного слоя так, чтобы после обработки второй
стороны пластина могла вернуться в исходное положение, то оста-
точные напряжения в первом наклепанном слое сохраняют ту же
величину, что и при обработке обеих сторон с одним режимом
1см. уравнение (59) и (67)], т. е.
При этом максимальные растягивающие напряжения в металле,
возникающие непосредственно под первым наклепанным слоем,
несколько упадут. Используя выражения (61) и (69) для этих напря-
жений а и ар, найдем, что
а _ * + 2?a 1
< - 14- б72 - ^2’
Представляет интерес соотношение между максимальными растя-
гивающими напряжениями, возникающими непосредственно под
наклепанным слоем при односторонней (а^св) и последовательной
двусторонней (а^) дробеструйной обработке. Эго соотношение, исполь-
зуя ранее полученные формулы (31) и (69), можно записать в виде
°Р.св 4 + 7у
-=2-9;.
Из полученного выражения следует, что для очень малых зна-
чений 7 величина максимальных растягивающих остаточных напря-
жений в односторонне свободной обработанной пластине примерно
в 2 раза выше, чем в пластине, обработанной с тем же режимом
двусторонне. С увеличением глубины наклепанного слоя разница
между ними уменьшается, и уже при относительно небольших глуби-
нах наклепанного слоя максимальное растягивающее напряжение
в двусторонне обработанной пластине может оказаться выше, чем
в односторонне обработанной.
В заключение следует еще раз подчеркнуть, что поскольку при
анализе пренебрегалось влиянием высших степеней 7, то получен-
ные зависимости справедливы лишь для относительно малых глубин
наклепа. Последнее позволило не касаться характера распределе-
ния остаточных напряжений в пределах самого наклепанного слоя.
Во избежание недоразумений следует оговорить, что на соответству-
ющих графиках нанесены эпюры средних, а не истинных оста-
точных сжимающих напряжений, возникающих в наклепанном
слое. Экспериментальные данные о распределении остаточных
напряжений в пределах самого наклепанного слоя будут приведены
ниже.
39
3. МЕТОДЫ АНАЛИЗА ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ,
ВОЗНИКАЮЩИХ ПРИ ДРОБЕСТРУЙНОМ НАКЛЕПЕ
Высокий градиент остаточных напряжений, возникающих
в изделии при дробеструйном наклепе, и относительно малая глу-
бина наклепа затрудняют анализ этих напряжений. Те же причины
часто полностью исключают возможность непосредственного анализа
остаточных напряжений в реальных деталях, наклепанных дробью,
поэтому экспериментируют на образцах, имеющих простую форму.
Образцы применяются таю^е, деформация которых при снятии слоев
весьма заметна и легко поддается измерению; обычно используются
пластины или призматические брусья, реже — трубы и кольца.
В отдельных случаях для измерения остаточных напряжений
используется наряду с механическим методом также и рентге-
новский.
Последовательное удаление поверхностных слоев детали, что
необходимо при механическом методе измерения напряжений,
обычно осуществляется травлением в кислоте, реже — электролити-
ческими или механическими способами. При травлении 20%-ным
водным раствором азотной кислоты рекомендуется для более равно-
мерного травления, добавлять небольшое количество технического
глицерина (40 капель на 100 см3 раствора). Скорость травления
этим реактивом углеродистой стали составляет примерно 0,01 мм
за 5 мин. Повышение концентрации и температуры раствора уско-
ряет процесс травления. Участки, требующие защиты при травлении,
покрываются парафином или остаются непогруженными в раствор.
В процессе травления с рабочей поверхности образца периодически
(один раз за 2—5 мин.) удаляются образующиеся пузырьки и нерас-
творимый осадок.
В качестве расчетных формул при подсчете остаточных напря-
жений используются формулы Н. Н. Давиденкова; при этом не
всегда уделяется должное внимание возможности применения их
в том или другом конкретном случае. Так, например, при анализе
остаточных напряжений в трубах и кольцах совершенно справедливо
используются соответствующие расчетные формулы Н. Н. Давиден-
кова [103J, [104]. Использование же всеми без исключения как
отечественными, так и иностранными исследователями формул
Н. Н. Давиденкова [102) при анализе напряженного состояния
в наклепанных дробью пластинах совершенно неоправдано. Эти
формулы, рассчитанные на линейное напряженное состояние,
в данном случае без соответствующих поправок дают погрешность,
достигающую 40%. Учитывая широкое распространение этих фор-
мул в практике исследования остаточных напряжений в наклепан-
ных дробью пластинах, приводим эти формулы в том виде, как
они изложены в одной из работ, посвященных вопросу изме-
рения остаточных напряжений, возникающих при дробеструйном
наклепе [50].
40
Основным расчетным уравнением является
а—Да
— (8 4- Да — 2а) fa-ia — xAf
О
(71)
где а — искомое остаточное напряжение в удаляемом слое;
Е — модуль упругости обрабатываемого металла;
Ь — половина базы, с которой измерялась стрела прогиба образца;
В — исходная толщина образца;
Да— толщина удаляемого слоя, в котором определяется на-
пряжение;
а — суммарная толщина всех ранее удаленных слоев, вклю-
чая рассматриваемый;
Дх— толщина каждого из ранее удаленных слоев;
х — суммарная толщина слоев, удаленных ранее, чем слой,
толщина которого Дх (включая толщину этого слоя);
f — стрела прогиба (положительная, если образец выгибается
в ту сторону, от которой отсчитывается а);
Д f — изменение стрелы прогиба при удалении данного слоя.
Далее в формуле (71)
3 Дх
Для первого слоя, у которого а = Да, формула упрощается и
принимает вид
Д/ . Е(Ъ — а)г Д/ (Я - а)
а~ Ж ’ Да ® — 3&-' ’ Ьа * (& н- Да - а) ~
_ £ (оДа)4 V /79ч
3*26 ‘ Да ' 1 7
Эти зависимости были построены в предположении, что отдель-
ные слои образца находятся в условиях линейного остаточного
напряженного состояния. Напряженное состояние, существующее
в наклепанных дробью образцах, не удовлетворяет этому условию.
Более того, можно утверждать, что при равномерном наклепе
дробью пластины в ее слоях возникает не линейное, а плоское,
всесторонне равное и однородное с плоскости пластины остаточное
напряженное состояние. Это подтверждается той сферической фор-
мой, которую принимает плоская пластина в результате односторон-
него наклепа дробью. Конечно, указанное напряженное состояние
41
не соблюдается вблизи контура пластины, где проявляется вли-
яние краевого эффекта. Однако при относительно малой толщине
пластины и большой ее ширине это не может иметь существенного
значения в отношении характера напряженного состояния во всей
остальной области. Тот факт, что при наклепе дробью характер
напряженного состояния в пластинах является вполне определен-
ным не только в отношении поверхностного слоя, но и в отношении
всех других слоев, заставляет предпочесть в качестве образцов
именно пластины, а не призматические брусья.
Ошибкой многих исследователей является не только то, что они
используют расчетные уравнения Н. Н. Давиденкова в том случае,
когда они неприменимы; не менее важно также и то, что, анализируя
остаточные напряжения, возникающие в пластинах при дробеструй-
ном наклепе, они обычно используют не два образца, как это пре-
дусмотрено методом Н. Н. Давиденкова, а один, снятие слоев у ко-
торого осуществляют лишь г одной стороны, той, которая подвер-
галась наклепу. Это лишает возможности построить полную эпюру
распределения остаточных напряжений по всему сечению образца,
так как с его обратной стороны могут существовать значительные
остаточные напряжения, связанные с ранее проведенными техно-
логическими процессами. Отсутствие полной эпюры напряжений не
позволяет оценить ее неуравновешенность, а следовательно и точ-
ность, с которой проведено исследование. Сказанное побудило
автора настоящей работы развить изложенный метод в напра-
влении использования его при анализе остаточных напряжений,
возникающих при различных методах поверхностного упрочнения
деталей.
4. РАЗРАБОТАННЫЙ АВТОРОМ МЕТОД АНАЛИЗА
НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ ПОВЕРХНОСТНО УПРОЧНЕННЫХ
ПЛАСТИН
а) Сущность метода и вывод основного расчетного уравнения
Предлагаемый метод отражает специфический характер распре-
деления остаточных напряжений, которыми сопровождаются про-
цессы поверхностного упрочнения деталей. Он применим к анализу
остаточных напряжений в пластинах, наклепанных дробью, под-
вергнутых азотированию, цементации или другим процессам, кото-
рые создают в отдельных слоях пластины плоское, всесторонне
равное и однородное в плоскости пластины напряженное состо-
яние.
Метод предполагает использование, в каждом конкретном случае,
всего лишь одной пластины, снятие слоев у которой производится не
с одной, а последовательно с двух сторон, что позволяет построить
полную эпюру распределения остаточных напряжений по всему
сечению образца. Заметим, что соответствующие расчетные формулы
применимы и в том случае, когда слои снимаются лишь с одной сто-
роны пластины или, наоборот, неоднократно с одной и с другой
стороны.
42
Следует заметить, что данный метод определения остаточных
напряжений, так же как и другие, ранее известные, предполагает
снимаемые слои настолько тонкими, что изменением напряжения
в пределах самого слоя можно пренебречь. Также не учитываются и
те напряжения, которые возникают при снятии слоев.
Переходя к выводу основного расчетного уравнения, предпо-
ложим, что пластина, в отдельных слоях которой необходимо опре-
делить величину остаточных напряжений, имеет характер их распре-
деления по сечению, выражающийся эпюрой, изображенной на
фиг. 17.
Эти напряжения, действующие на той или другой глубине, парал-
лельны плоскости пластины. Их величина в любой точке соответ-
ствующего слоя не зави-
сит от направления. Иначе
говоря, каждый слой пла-
стины находится в усло-
виях плоского, всесторонне
равного и однородного
в плоскости пластины на-
пряженного состояния.
Удаление первого тон-
кого поверхностного слоя,
изменением напряжения в
пределах которого можно
пренебречь, приняв это
напряжение равным (см. фиг. 17), вызывает определенную дефор-
мацию пластины. Эту деформацию можно рассматривать как вызван-
ную снятием некоторого момента ДЛ4Ь равномерно распределен-
ного по контуру пластины и создаваемого усилием, которое разви-
вал удаленный слой.
Величину этого усилия, приходящегося на единицу длины-
контура пластины, можно подсчитать так:
«1А
(73)
где До] — толщина первого удаленного слоя.
Плечо, с которым это усилие изгибало остальную часть пластины,
будет
+ = (74)
где — исходная (до удаления первого слоя) толщина пластины.
Тогда соответствующий момент, приходящийся на единицу
длины контура пластины, будет
- а, АВ, А.. (75)
С другой стороны, величину этого момента можно подсчитать и
по той деформации, которой сопровождается удаление первого
43
слоя. С этой целью используем уравнение чистого изгиба
пластин:
М ~ 12(1 -Ч Я ’
где Л? —момент, приходящийся на единицу периметра пластины;
Е — модуль упругости материала пластины;
h — толщина пластины;
v — коэффициент Пуассона;
R — радиус сферической поверхности, которую принимает
плоская пластина после приложения момента.
Применительно к нашему случаю это уравнение примет вид
ДЛ4, = 1-2/Г* • (77)
1 12(1 -ч) а* ’ 4 7
где — толщина пластины после удаления первого слоя;
а — база, на которой производится замер стрелы (см. выше,
фиг. 6).
Изменение кривизны пластины учитывается в данном уравне-
нии приращением Д/\ стрелы прогиба. При этом за положительное
направление стрелы прогиба принято направление, обратное тому,
в котором производилось удаление слоя, т. е. прогиб пластины счи-
тается положительным, если та сторона, с которой удалялся первый
слой, является выпуклой.
Соотношение между радиусом сферы R и стрелой прогиба [
пластины выражается зависимостью
Решая совместно уравнения (75) и (77) в отношении получим
3 V. ,79)
1 ~ Зд2(| -м)8о • V57,
Полученное выражение для напряжения в первом слое можно
сопоставить с тем, которое следует из уравнения (72) Н. Н. Дави-
денкова. При принятых здесь обозначениях оно имеет вид
т. е. отличается от нашего на постоянный множитель :— .
1 — v
Таким образом, абсолютную величину тех напряжений, которые
подсчитаны по методу, не учитывающему плоского характера напря-
женного состояния в наклепанных дробью пластинах, а это, к сожа-
лению, относится ко всем ранее проведенным соответствующим
исследованиям, следует увеличить в раз, т. е. для стали при
v = 0,28 в 1,4 раза.
44
По аналогии с напряжением в первом слое можно написать выра-
жение для фактического напряжения во втором слое, которое он
испытывал после удаления первого. Обозначив это напряжение
через аг, получим
, _ 4 ^2 Д6
2 3 Л»(1 —v)b2 • М2'
Это напряжение отличается от того напряжения а2, которое
испытывал второй слой до удаления первого. Соответствующую
разницу можно найти, если учесть изгиб и общее равномерное сжа-
।нс пластины в ее плоскости, которыми сопровождается удаление
в нашем случае растянутого, первого слоя.
Тогда
°2 Н” а2 изг “I" °2 слс»
гдеа2изг — добавочное напряжение во втором слое, связанное
с изгибом пластины;
°2сж — добавочное напряжение во втором слое, связанное со
сжатием пластины в ее плоскости.
Напряжение определяется той стрелой прогиба, которую
приобрела пластина в результате удаления предшествующих (в на-
шем случае лишь одного первого) слоев. Обозначив соответствующую
стрелу прогиба через получим
„ _ Mi f________45 > ,
о2(1 — v) \ 2 2/Zi a2 (I — v) 2/1 *
Напряжение a2 сж можно получить из условия равновесия.
Тогда
* Окончательное напряжение во втором слое, существовавшее
в нем до того, как пластина подверглась процессу снятия слоев,
выразится так:
_ 4 ^2 Д/2 4£ s
°2- 3 ' Л«(1 — v)6j ’ Д&2 •
Общее выражение для напряжения в слое с порядковым (в
смысле последовательности удаления) номером N, не приводя
промежуточных преобразований, можно записать в виде
aN — K'Dn,
(81)
где К — постоянный коэффициент, зависящий от упругих характе-
ристик (модуля упругости Е и коэффициента Пуассона ч),
45
материала пластины и базы а прибора, используемого для
измерения стрелы прогиба.
<82>
= + ( An Bn) Cn- (83}
здесь
A-----— i • /ялд
An~ 3 3^ -д^ > <84>
= &N 'Jn-I > (85)
N-l
CN= > (86)
и —соответственно толщина пластины до и после снятия
слоя, порядковый номер которого N-,
Д —толщина этого слоя;
Д fN — приращение стрелы прогиба, связанное с удалением
непосредственно этого слоя;
In~\ — приращение стрелы прогиба за счет удаления всех пред-
шествующих слоев;
п — порядковый номер ранее удаленных слоев.
ЛГ-1
Под 2 следует понимать сумму произведений исходных
о
напряжений, испытываемых ранее снятыми слоями на их толщину.
Заметим, что величину CN практически целесообразно опреде-
лять через сумму ранее подсчитанных для предшествующих слоев
значений Dnf а именно:
N-1
c»=-v^- ‘87>
Знак перед выражением в скобках в уравнении (83) следует
выбирать в зависимости от того, с какой стороны производится сня-
тие соответствующего слоя. Если слой, порядковый номер которого
удаляется с той же стороны, с которой был удален первый слой
(напоминаем, что с первым слоем связан выбор положительного
напряжения для стрелы прогиба пластины), то следует восполь-
зоваться знаком плюс (+), если с обратной, то знаком минус (—).
Подсчет напряжений значительно упрощается, если последо-
вательно удаляемые слои имеют равную толщину. Поскольку прак-
тически добиться этого условия весьма трудно, то можно рекомен-
довать искусственный прием, который изложен ниже на конкретном
примере определения остаточных напряжений в односторонне на-
клепанной дробью пластине.
46
б) Пример применения метода к анализу напряженного
состояния наклепанной дробью пластины
При анализе остаточного напряженного состояния следует при-
держиваться определенной последовательности проведения экспери-
мента. Весьма существенна и форма соответствующих записей и
расчетов. С этой целью рассмотрим пример определения остаточных
напряжений в наклепанной дробью пластине.
Таблица 1
Изменение стрелы прогиба плаЪтины
по мере снятие слоев
Слои удалялись со стороны
наклепанной ненаклепанной наклепанной
* /* 6 /♦ S /*
1.38 130 0.89 0,40 0,61 0,33
1,36 130 0,87 0,32 0,59 0,28
132 1.47 0,83 0,28 0,56 0.23
1,29 1,44 0,78 0.28 0.54 0.18
1,27 1,37 0,74 0,30 032 0.12
1,22 1.31 0,69 0.34 0,42 0,02
1,17 1,20 0,63 0,37
1,13 1,02
1,07 0,91
1,03 0.74
101 0,69
1,00 0.67
0,99 0.68
0,98 0.62
О.ч7 039
0,95 0,54
0,91 0,46
Фиг. 18. Изменение стрелы прогиба
пластины по мере снятия слоев.
1. По мере снятия слоев в
протоколе испытания фикси-
руется фактическая толщина
пластины & и соответствующая
данной толщине стрела прогиба /*, а также сторона, с которой
снимается слой (табл. 1). Стрела прогиба /** считается положи-
тельной, если пластина выпуклой стороной обращена в ту сто-
рону, с которой был удален самый первый слой. Сказанное спра-
ведливо вне зависимости от того, производится ли удаление
последующих слоев с той стороны, с которой удалялся первый
слой, или с другой.
Слои снимаются до тех пор, пока удаление их сопровождается
деформацией пластины. Однако при этсм следует иметь в виду, что
временное прекращение деформации по мере снятия слоев еше не
дает оснований прекратить процесс их удаления. Кривая стрел
прогиба пластины, даже при монотонном распределении остаточных
напряжений по сечению пластины, может иметь как минимум
(фиг. 18); так и максимум, т. е. после определенного падения, она
может снова возрастать, или наоборот.
47
Если снятие слоев с одной стороны не вызывает заметных дефор-
маций пластин, то следует попытаться вызвать деформацию пластины
снятием слоев с обратной стороны.
Обычно к концу процесса снятия поверхностных слоев, в которые
внесены остаточные напряжения, пластина выпрямляется. Если
этого не наблюдается, то причину следует искать в том, что при
наклепе она пластически деформировалась или по всему сечению,
или частично с обратной стороны. Определенное влияние на оста-
точную кривизну может оказать и процесс релаксации, особенно
в том случае, если пластина после наклепа подвергалась нагреву
или длительному храпению.
Невыпрямление пластины можно объяснить и остаточными на-
пряжениями в ее центральных слоях. Это справедливо в тех слу-
чаях, когда деформация пластины не прекращается по мере снятия
слоев. Если к концу процесса толщина пластины очень мала, то
даже незначительные по абсолютной величине остаточные напря-
жения в ее центральных слоях могут быть причиной большой стрелы
прогиба.
2. По экспериментальным точкам строится график изменения
стрелы прогиба. пластины по мере удаления слоев (фиг. 18); при
этом по оси абцисс откладывается фактическая толщина пластины 6,
а по оси ординат — соответствующая стрела прогиба f*. Вертикаль-
ными линиями разделяются области, в которых отражены резуль-
тату снятия слоев с различных сторон пластины.
3’. Каждая из этих областей, обозначенных на фиг. 18 цифрами I,
II й / а, делится па более мелкие участки /, 2, 3, и т. д., соот-
ветствующие толщине условно снимаемого слоя (в нашем примере
0,05 мм). Эти слои по соображениям простоты последующих рас-
четов следует выбирать по толщине равными или кратными 0,05 мм.
Чем ниже градиент исследуемых остаточных напряжений, тем с боль-
шей толщиной (например, 0,1—0,2 мм и т. п.) условно снимаемого
слоя можно вести расчет.
При исключительно высокоградиентных остаточных напряже-
ниях указанная толщина условно снимаемого слоя (0,05 мм) может
оказаться слишком большой. В этих случаях следует оперировать
с меньшей толщиной, однако, выбирать ее ниже толщины факти-
чески снимаемого слоя нецелесообразно.
В том случае, когда та или другая область не может быть пол-
ностью разбита на равные участки, соответствующие выбранной
условной толщине снимаемого слоя, напряжение для последнего
участка такой области следует подсчитывать по фактической его
толщине. В нашем случае в области / этим участком является 9-й,
в области II — 14-й, соответствующая толщина условно снимае-
мого слоя ДВв = 0,07 мм и ДВИ =0,08 мм.
4. Из графика, приведенного на фиг. 18, можно определить
приращение &fN стрелы прогиба, соответствующее удалению того
или другого слоя.
По этому графику можно видеть изменения стрелы прогиба
пластины по мере снятия слоез.
48
С этой целью следует провести линию, параллельную оси абсцисс,
из той точки, которая соответствует стреле прогиба пластины до
того, как был удален первый слой.
В нашем случае (фиг. 18) эта линия изображена пунктиром.
Ординаты кривой, отсчитанные от этой линии, соответствуют при-
ращению стрелы прогиба f за счет удаления слоев.
5. Полученные таким путем значения заносятся
в соответствующие графы расчетной таблицы (см. табл. 2), которая
в дальнейшем заполняется построчно.
При этом величины
Фиг. 19. Эпюра остаточных напряже-
ний в наклепанной дробью пластине
после освобождения ее с колодки
(прямой линией изображена эпюра
напряжений от изгиба пластины).
и Dn подсчитываются по форму-
лам, приведенным выше [формулы
(83), (84), (85), (87)].
Фиг. 20. Эпюра напряжений,
существовавших в наклепан-
ной дробью пластине до того,
как она была снята с колодки.
При заполнении первой строки таблицы следует иметь в виду,
что при подсчете AN под Ълг—i понимается исходная толщина пла-
стины, т. е. &0. Для той же, т. е. первой строки таблицы,
К-1
значения BN, 2 Dn Д^л и Равны нулю.
о
N-1
Значения 2 ^л для. каждой из последующих строк получают
о
N-1
как сумму DN&bN и 2 Dn^n предыдущей строки,
о
Напряжение отличаясь от величины DN лишь постоянным
коэффициентом К [см. уравнение (81)], практически подсчиты-
вается для всех слоев в самый последний момент, после чего распре-
деление напряжений по сечению пластины можно представить в виде
4 Саверин 1222 49
эпюры (фиг. 19). Напряжения в центральных слоях, т. е. в тех,
которые не подвергались удалению, находятся интерполированием.
С этой целью необходимо на эпюре соединить прямой линией точки,
соответствующие напряжениям в последних из снимаемых слоев
с обеих сторон пластины. В нашем случае этими слоями являются
14-й и 20-й.
6. Дробеструйный наклеп пластин обычно проводят при жест-
ком закреплении их в специальной колодке. Рассматриваемая пла-
стина наклепывалась также в закрепленном состоянии. Естест-
венно, что при освобождении такой пластины характер распреде-
ления напряжений по ее сечению резко изменяется и уже не
соответствует тому, который был к концу процесса дробеструйной
обработки.
Если пластина при освобождении деформируется упруго, то
напряжения к ней, существовавшие до снятия с колодки, легко
подсчитать, учтя последующую упругую деформацию изгиба. Проще
всего это осуществить графически, используя ранее построенную
(см. фиг. 19) эпюру распределения напряжений в пластине, осво-
божденной с колодки. С этой целью в том же масштабе, что и выше-
упомянутая эпюра, наносится эпюра напряжений, связанных
с изгибом пластины. Поскольку деформация пластины при ее осво-
бождении предполагается упругой, то закон изменения соответствую-
щих напряжений по сечению пластины выражается прямой линией.
Эта линия наклонена к оси абсцисс под тем же углом, что и пря-
молинейный участок ранее построенной эпюры остаточных напря-
жений. Разность эпюр остаточных напряжений в освобожденной
пластине и напряжений, связанных с изгибом, дает эпюру напря-
жений, существовавших в пластине после наклепа ее дробью до
того, как пластина была снята с колодки. Соответствующая эпюра
изображена на фиг. 20.
в) Точность анализа остаточных напряжений
После построения эпюры остаточных напряжений целесообразно
оненить неуравновешенность как по силе, так и по моменту. Это до
некоторой степени характеризует точность, с которой подсчитаны
остаточные напряжения.
Поскольку внутренние силы в том или другом слое пластины
пропорциональны площади (с учетом знака) соответствующего уча-
стка эпюры, то неуравновешенность по силе для эпюры в целом
можно выразить так:
^=^•1004, (88)
71 Ki
где ^F — суммарная площадь эпюры с учетом знака составляющих
ее участков;
2^ — сумма абсолютных значений площадей составляющих
эпюру участков.
50
Неуравновешенность эпюры по моменту будет
(89)
|де ^Fx— сумма (с учетом знака) произведений площадей от-
дельных участков эпюры па проекции на ось абсцисс
расстояний центра тяжести этих площадей от произ-
вольно выбранной точки. За эту точку целесообразно
принять точку пересечения оси абсцисс с поверх-
ностью пластины;
%Fx— сумма абсолютных значений тех же произведений.
Практически, контролируя качество произведенного экспери-
ментального исследования остаточных напряжений, можно огра-
ничиться оценкой неуравновешен-
ности эпюры по силе. Оценка
неуравновешенности по моменту
значительно более трудоемка и
целесообразна лишь в отдельных
наиболее ответственных случаях.
При этом можно воспользоваться
ранее упомянутой расчетной таб-
лицей (см. табл. 2), где уже
подсчитаны величины произведе-
ния Dn пропорционального
площадям отдельных участков
эпюры В таблице отсутствует
лишь участок, соответствующий
слоев) толщине пластины, однако
конечной (после снятия всех
учет этого участка не предста-
вляет затруднений.
На фиг. 21 изображен этот участок эпюры с двумя соседними
участками, которые соответствуют условно удаляемым в последнюю
очередь слоям k и т как с одной, так и с другой стороны пластины.
В нашем случае k = 20, т = 14. Под понимается толщина пластины
после удаления всех слоев; и Д6Л — напряжение в последнем
из условно удаленных слоев и его толщина; иД&л — напряжение
в последнем из условно удаляемых с другой стороны пластины
слоев и его толщина. В нашем случае — 30,8 19,4 кг/мм* f
ДоЛ — 0,05 мм, &Ът = 0,С8 мм и 8* 0.33 мм.
Алгебраическая сумма заштрихованных участков эпюры (фиг. 21)
будет
н- R /1 __ \
2 М1 +
Если оба слоя, т. е. слой k и пг одинаковы по толщине, то второй
член в скобках равен нулю.
Если Д8а=#ДВгР то, учитывая незначительную величину их
разности по сравнению с &Л, вторым членом в скобках можно
4* 51
л л Таблица 2
3 Расчетная таблица
для определения остаточных напряжений в наклепанной дробью пластине
Исходная толщина пластины = 1,38 мм
Порядковый но- мер удаленного слоя AZ sjy в мм I /N в мм Д'.уу В ММ вел* я Af/v 3 GN -! Г-N/N, = Ng ас 1 Лт-1 1 0 “ э 1-* 1 г 1 с 41 । II Q 1 £ «с 1г: Гм * аз □== II <0
1 2 1,33 1,28 — 0,021 -0,08 -0,02 -0.06 2,353 2.097 -0,227 -0,630 0 —0,026 -0,227 -0,604 0 -0,011 0 -0,008 —0,227 —0,596 -0,011 -0,030 -10,0 -26.2
3 4 1,23 1,18 —0,17 —0,28 0,05 —0,09 -0.П 1,861 1.643 -0,872 -0,980 -0,098 -0,20 f -0,774 -0,779 -0,041 —0,078 —0,0 s2 -0,063 -0,742 —0,716 0,037 -0.036 -32.6 — 3 Г ,л
5 1,13 -0,41 -0,13 1,443 -1,060 -0,316 -0,744 -0,114 -0,097 -0,647 - 0,032 -28,5
6 1,08 ‘ —0,56 -0.15 1,260 -1,116 -0,412 — 0,674 -0,146 —0,129 -0,545 —0,028 - 24,0
1 1.03 -0,72 -0,16 1.093 -1,080 —0,577 -0 502 - 0,174 0,161 -0.341 -0,017 — 15,0
8 0.98 -0,88 -1,04' 0,07 -0,16 •0,941 -0,975 —0,705 —0,270 —0,191 -0,185 -0,085 —0,004 —3,7
9 0.91 -0,16 0,754 -0,585 -0,801 +0,215 -0,195 -0,199 +0,414 +0,029 +18.2
10 0,86 — 1,20 -0,16 0,636 -0,745 -0,894 +0,149 -0.166 -0,182 +0,033 +0,002 +1.5
11 0,81 —1,22 0,05 —0,02 0,531 -0,082 —0,972 +0,890 -0,164 -0.191 —0.699 -0,035 -30.8
12 0,76 -1,21 +0.01 0.439 +0,036 -0,927 +0,963 -0,199 -0,246 -0,717 -0,036 -31.5
13 0,71 —1,18 0,08 +0.03 0,358 +0,095 -0,859 +0,954 -0.235 -0,309 -0,645 -0,032 —28.4
14 0,63 — 1,13 +0,05 0,250 +0,074 -0,743 +0,817 -0.267 -0,376 -0,441 -0,035 -19.5
15 0,58 -1,25 -0.12 0,195 -0.243 -0,655 --0.412 -0,302 —0.479 +0,891 + о.' + +39,2
16 0,53 -1,35 -0,10 0,149 0,171 -0,662 +0.491 -0.258 -0,444 +0,935 +0,047 —411
17 0,48 —1,43 0,05 -0,08 0,111 0.112 -0,648 +0,536 -0,211 —0,398 +0.934 +0,047 +41.1
18 0,43 —1,48 —0,05 0,080 -0,055 -0.615 +0Л60 -0,164 —0,342 +0,902 +0,045 +39.7
19 0.38 — 1,50 - 0.(2 0,055 0.017 -0,562 +0.545 -0,119 -0,277 +0,822 +0,041 +36.2
20 0,33 — 1,50 0.00 0,036 0,000 -0,495 +0.495 -0,078 -0,205 +0,700 +0,035 +30,8
Примечание. Слои 1—9,а также 15—20 удалялись с наклепанной стороны пластины; слои 10—14 —с обратной. При
подсчетах постоянный коэффициент К принят равным 44 кг} мм2, что соответствует базе прибора для замера стрелы
Пр0Глпо *>Х12,5, т. е. а — 51,6 мм. модулю упругости материала пластины £^2Ь104 кг{мм2 и коэффициенту Пуассона
v = 0,28.
пренебречь без большой погрешности. Тогда алгебраическая сумма
^штрихованных участков эпюры будет
(’*+*«) 4-
Рассуждая аналогично, можно получить выражение для суммы
абсолютных значений площадей заштрихованных участков эпюры
в виде
2 I 2
° А + °т Ч
' 2 •
Тогда неуравновешенность ц, по силе для всей эпюры в целом
будет
Л-1
2 DnM„ + DkMk + (?к ,„) 4
V—Ч-------------------—;--------1оо°/о- (90)
I3* 2К
Л-1
Заметим, что величины £1>ЛД&Я, Dki&k, ак, ати уже имеются
о
в расчетной табл. 2, коэффициент К. использовался при ее заполнении,
k
5 1&яД8Я| представляет собой сумму абсолютных значений соответ-
ствующих произведений, которые также имеются в табл. 2.
Применительно к нашему случаю (см. табл. 2):
Л-1 20-1
SD_48,= 2dA=-0,078;
Dk^bk — ~ “I"0,035;
aft —а2о = 30,8 кг1мм*;
%=»14 = — 19,4 кг;ммг;
Зл — В20 — 0,33 мм;
/( = 44,0 кг!мм4;
(-0,011)+ (-0,030) + ...
о о
...-Ь 0,035-= 0,623.
Тогда
- 0,078 + 0,035+ (30,8 - 19.4)^^.-
= ПК9Ч_1_ 30,82+19.42 (ЛЗЗ “ ’ 100 = °> 10/в;
0,Ь2г1 1 30,8+19,4 ’2-44,0
что следует считать вполне удовлетворительным результатом,
53
5. ВЕЛИЧИНА И ХАРАКТЕР РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ОСТАТОЧНЫХ
НАПРЯЖЕНИЙ В НАКЛЕПАННЫХ ДРОБЬЮ ДЕТАЛЯХ
(Влияние угла атаки дроби, длительности наклепа, размера и
формы наклепываемых образцов, их материала и твердости, раз-
мера дроби, давления воздуха при использовании пневматического
'дробемета, нагрева и циклического нагружения наклепанной дробью
детали).
Ниже приводятся результаты экспериментального анализа вли-
яния угла атаки дроби, длительности наклепа, размера и формы
наклепываемых деталей, их материала и твердости, а также ряда
других факторов на величину и характер распределения остаточных
напряжений, возникающих при дробеструйном наклепе.
Вышеизложенный новый метод определения остаточных напря-
жений был использован автором для исследования напряжен-
ного состояния в пластинах, подвергнутых дробеструйному наклепу
при различных режимах, отличающихся длительностью обработки и
углом атаки дроби.
В качестве образцов были использованы пластинки из стали У7,
применяемые для контроля режима дробеструйного наклепа.
Термическая обработка пластин включала закалку в масле с 840°
и отпуск при 350°. При этом достигалась твердость 7?с = 52 :-53.
Окончательные размеры пластин после шлифования их с обеих
сторон были следующие: длина 754-0,5 мм, ширина 194-0,5 мм,
толщина 1,3 + 0,08 мм.
Дробеструйный наклеп производился на установке ЦНИИТМАШ
и варьировался по количеству дроби (6,4,3,2 и 1,6 кг), расходуемой
на обработку пластины и углу атаки (45е и 67о30'), с которым дробь
попадала на пластину. Скорость вращения ротора (2100 об/мин) и
размер дроби (диаметр 1,2 мм) не изменялись. При обработке пла-
стины были жестко закреплены на колодках и располагались под
ротором (диаметр 350 дш) на расстоянии 500 лсч.
Для измерения стрел прогиба пластинок как непосредственно
после дробеструйного наклепа, так и в процессе последующего
снятия слоев был использован обычный четырехточечный индика-
торный прибор с ценой деления 0,01 мм и базой 50X12,5 мм.
Номера пластин их толщина, режим наклепа и стрелы прогиба
после обработки дробью приведены в табл. 3.
Для определения остаточных напряжений слои последовательно
удалялись с обеих сторон пластин электролитически в 20%-ном
(по весу) растворе серной кислоты при силе тока 10 а. Обратная,
нерабочая сторона пластины защищалась нитролаком. Первый слой
во всех случаях удалялся с наклепанной стороны.
Толщина условно снимаемых слоев была выбрана равной 0,05
или 0,1 мм и лишь для крайних слоев ряда участков, соответствую-
щих снятию слоев с той или другой стороны пластины, отличалась
от указанных значений.
При подсчете остаточных напряжений для каждой пластины
были составлены расчетные таблицы, аналогичные табл. 2.
54
Таблица 3
Режим дробеструйного наклепа и стрела прогиба пластин
№ пластины Толщина пластины в мм Режим наклепа Стрела прогиба после н: клепа в мм
Количество дроби в кг Угол атаки
1 1,35 64 45° 1.10
2 1,30 3,2 45° 0.88
3 1.33 1,6 45° 0,48
4 1,3В 6,4 67°30' 1.50
5 1,31 3,2 67°30' 1,30
6 1,34 1.6 1.02
Эпюры остаточных напряжений в пластинах приведены на
фиг. 22, сплошные линии соответствуют напряжениям, которые
имели пластины после освобождения с колодок, а пунктирные —
напряжениям в пластинах до их освобождения. Падение величины
остаточных напряжений у поверхности объясняется отсутствием ее
сплошности за счет шероховатости.
Из графиков следует, что с обратной (ненаклепанной) стороны
пластины на ее поверхности имелись растягивающие остаточные
напряжения, которые, видимо, связаны с технологическим про-
цессом изготовления пластин (шлиофваиием).
На фиг. 23 приведены максимальные значения напряжений,
возникающих в наклепанных дробью пластинах после освобождения
их с колодок. При этом указано не только максимальное сжимающее
напряжение в наклепанном слое, но и сжимающее напряжение,
возникающее с противоположной стороны пластины, а также растя-
гивающее напряжение в ее центральных слоях.
Из фиг. 23 следует, что в центральных слоях наклепанных дробью
пластин в некоторых случаях возникают столь значительные растя-
гивающие остаточные напряжения, что величина их может пре-
вышать даже величину сжимающих остаточных напряжений в самом
наклепанном слое. С обратной стороны пластины также возникают
значительные, но уже сжимающие напряжения, по величине
близкие к остаточным напряжениям в наклепанном слое.
Сопоставляя графики, данные на фиг. 23, а и б, можно конста-
тировать, что характер изменения максимальных напряжений при
угле атаки дроби а = 45° совершенно отличен от характера их изме-
нения при угле атаки 7 = 67°30'. Аналогия наблюдается лишь
в отношении максимального сжимающего напряжения, возникаю-
щего в пластине со стороны, не подвергавшейся наклепу. Сказанное
объясняется тем, что напряженное состояние в пластине, освобожден-
ной с колодки, является сложным. На то напряженное состояние,
которое было создано в пластине в момент ее наклепа, накладывается
напряженное состояние, связанное с последующей деформацией
пластины после ее освобождения с колодки. В результате наложения
55
Фиг. 22. Эпюры остаточных напряжений в пластинах, односторонне
наклепанных дробью, в закрепленном состоянии:
сплошные линии (л) относятся к напряжениям в пластинах после освобождения их
с колодок, пунктирные (б) — к напряжениям до освобождения пластин с колодок.
сжимающее напряжение в наклепанном слое по абсолютной величине
падает, а растягивающие напряжения в слоях, расположенных
непосредственно под наклепанным слоем, возрастают. Напряжения
с обратной стороны пластины могут изменить свой знак и вместо
растягивающих стать сжимающими. Эффект наложения напряжен-
ных состояний определяется не только величиной напряжений, но
в большей мере и относительной глубиной наклепанных слоев.
Значительно легче проследить влияние режима наклепа по напря-
женному состоянию пластины, существовавшему до снятия ее с ко-
лодки. На фиг. 24 даны значения максимального сжимающего на-
V 6)
Фиг. 23. Изменение максимальных напряжений в освобожденной с колодки
пластине в зависимости от количества дроби, использованной при наклепе:
/ — сжимающие напряжения в наклепанном слое; 2 — растягивающие напряжения в вентральных
слоях; J — сжимающие напряжения с обратной (ненаклепанной) стороны пластины; а — угол
атаки 45°; б — угол атаки 67°30г.
пряжения в наклепанном слое применительно к этому случаю
(сплошные линии).
Там же приводятся величины растягивающих напряжений, воз-
никающих в средних слоях пластины (пунктирные линии). Если бы
непаклепанная сторона пластины не имела остаточных напряжений,
связанных с ранее проведенным технологическим процессом (шли-
фованием), то она испытывала бы такие же по величине растягиваю-
щие напряжения, что и центральные слои.
Из графика (фиг. 24) следует:
1. Сжимающие и растягивающие напряжения в закрепленных
пластинах постепенно возрастают по абсолютной величине, с уве-
личением количества дроби, использованной при наклепе.
2. Кривые, соответствующие углу атаки 67°30', более пологи и
расположены выше, чем кривые, соответствующие углу атаки 45°.
Это объясняется тем, что пластина, наклепанная под углом 45°,
не только менее плотно покрывается дробью по сравнению с пласти-
ной, наклепанной под углом 67°30', но также имеет меньшую отно-
сительную глубину наклепа. С увеличением количества дроби, по
57
мере насыщения пластин при наклепе, можно ожидать сближения
кривых сжимающих напряжений в наклепанных слоях, полученных
при углах атаки 45° и 67°30'. В то же время увеличение количества
дроби не должно устранить разницы в величинах растягивающих
напряжений, ибо с увеличением длительности наклепа глубина
наклепанного слоя изменяется незначительно.
Иа фиг. 25 приводятся значения толщины сжатого слоя в накле-
панных пластинах как в закрепленном состоянии (сплошные линии),
так и в освобожденных с колодок пластинах (пунктирные линии).
Кривые 1 соответствуют пластинам, наклепанным при угле атаки
дроби 67с30', кривые 2 — при угле атаки 45°.
Фиг. 24. Изменения напряжений
в закрепленной пластине в зави-
симости от количества дроби,
использованной при ее наклепе;
сплошные линии — максимальные сжимаю-
щие напряжения в наклепанном слое;
пунктирные — растягивающие напряжения
в ненаклепанных слоях.
Фиг. 25. Влияние угла атаки и ко-
личества дроби на толщину сжатого
слоя с наклепанной стороны пла-
стины;
сплошные линии — в закрепленных пластинах;
пунктирные — в освобожденных с колодок;
1 — наклеп при угле атаки 67°30'; 2 — наклеп
при угле атаки 45°.
Изменение глубины сжатого слоя с увеличением количества дроби,
использованной при наклепе, объясняется не столько ростом глу-
бины наклепа, который меняется относительно мало, сколько
изменением градиента остаточных напряжений и общим растяже-
нием и изгибом пластины при ее наклепе.
Обнаруженное снижение глубины сжатого слоя при больших
количествах дроби, видимо, является характерным лишь для тонких
пластин, в которых значительная часть наклепанного слоя, благо-
даря общей деформации пластины, может испытывать растягиваю-
щие, а не сжимающие напряжения. Большая глубина сжатого слоя
в закрепленных на колодках пластинах обьясняется тем, что при
освобождении пластин за счет их общей деформации изгиба сжимаю-
щие напряжения в наклепанном слое по абсолютной величине
падают.
5S
Переходя к анализу влияния угла атаки и количества дроби на
глубину наклепа, следует указать,что в данном исследовании глубина
наклепа определялась отличным от общепринятых методом. Глу-
бину наклепа можно оценить рентгенографически, металлографи-
чески или путем измерения твердости по сечению пластины. В неко-
торых случаях под глубиной наклепа понимают глубину сжатого
слоя. В данном исследовании под наклепанным слоем подразуме-
вается тот слой пластины, в котором остаточные напряжения,
связанные с наклепом, видоизменяют характер, точнее, градиент
напряжений по сечению пластины. Так, например, рассматривая
эпюры на фиг. 22—1, можно обнаружить, что прямолинейный закон
распределения напряжений в
центральных слоях пластины
соблюдается лишь для слоев,
расположенных глубже 10-го.
Таким образом, наклеп охва-
тывает слои с 1-го по 10-й. Из
рассмотрения фиг. 22—2 сле-
дует, что наклеп распростра-
няется на слои с 1-го по 10-й,
а также захватывает 14-й; ко-
торый примыкает к 10-му слою.
На фиг. 26 графически пред-
ставлено изменение глубины
наклепа в зависимости от угла
атаки и количества дроби. Из
графика следует: а) глубина
Фиг. 26. Влияние угла атаки и коли-
чества дроби на глубину наклепа:
1 — наклеп при угле атаки 67“30'; 2 — наклеп
при угле атаки 45е.
наклепа изменяется незначи-
тельно с увеличением количества дроби; б) угол атаки, с которым
дробь попадает на пластину, оказывает большое влияние на глу-
бину наклепа.
Заметим, что для толстых пластин, деформация которых при
дробеструйной обработке незначительна, глубина наклепа, опре-
деляемая вышеизложенным методом, практически должна совпа-
дать с толщиной сжатого слоя.
Одной из первых отечественных работ, посвященных экспери-
ментальному анализу остаточных напряжений, возникающих при
дробеструйном наклепе, была работа Г. М. Пульиина [53]. Эта
работа позволила выявить влияние толщины наклепываемых пластин,
их твердости, размера дроби и длительности наклепа на глубину
наклепа, а также величину и характер распределения остаточных
напряжений в плоских образцах. Эксперименты были проведены на
пластинах, изготовленных из сталей двух марок, а именно: стали
40ХНМА и 40, подвергнутых термической обработке па различную
твердость. Пластины имели толщину 8 1,3 мм и 8 = 2,4 мм.
Наклеп производился в закрепленном состоянии на дробемете меха-
нического принципа действия дробью из отбеленного чугуна. Дро-
бемет имел ротор диаметром 200 мм, вращающийся со скоростью
3000 об/мин, что соответствовало скорости полета дроби примерно
59
65 м!сек. Производительность дробемета по дроби составляла
25 кг/мин. Пластины при обработке устанавливались нормально*
потоку дроби на расстоянии 300 мм от края ротора. Наклеп про-
изводился по трем режимам, отличающимся интенсивностью, кото-
рая оценивалась стрелой прогиба контрольных пластинок, изго-
товленных из стали 40ХНМА и термообрабоганных до твердости
7?с 40. Контрольные пластинки имели толщину 2,37 мм. Стрела
прогиба измерялась на базе 33 мм. Режим наклепа варьировался
изменением размера дроби и продолжительностью наклепа. Харак-
теристика режима с указанием соответствующих стрел прогиба
контрольных пластинок дана в табл. 4.
Таблица 4
Характеристика режима дробеструйного наклепа пластин [53]
Параметр режима Условный номер режима
I п [И
Диаметр дроби в мм 0,6 - 1,0 0,6- 1,0 0,95 - 1,35
Продолжительность наклепа в мин. . Стрела прогиба контрольной пла- 1 2 3 1 i
стинки в мм 0Л8 0,21 0,27 1 1
Последовательное, одностороннее (только с наклепанной Сто-
роны) снятие слоев осуществлялось травлением пластины в 20 %-ном
Фиг. 27. Изменение прогиба пластин по
мере снятия наклепанного слоя [53]:
растворе азотной кислоты с
добавкой 40 капель техниче-
ского глицерина на 100 см3
раствора. Травление проис-
ходило достаточно равно-
мерно, со скоростью около
0,002 мм/мин. Обратная сто-
рона пластины защищалась
парафином. Измерение стре-
лы прогиба пластины произ-
водилось на базе 65 и 33 мм
I, 2 н 3 -- номера пластан (см. табл. 5). ПерИОДИЧеСКИ, Примерно КЗ-
ждые 30 мин., по мере стра-
вливания пластины на 0,05—0,07 мм. С этой целью использовался
двухточечный индикаторный прибор. Удаление слоев производилось
до тех пор, пока изменение прогиба пластины в процессе травле-
ния не прекращалось.
Анализ остаточных напряжений производился Н. М. Пульциным
с использованием расчетных формул Н. Н. Давиденкова. Последнее
заставило автора настоящей работы критически переработать экспе-
риментальный материал, внеся соответствующие поправки, о кото-
рых сообщалось ранее.
На фиг. 27 представлен график изменения стрелы прогиба по
мере снятия слоев для пластин, изготовленных из стали 40ХНМА
и наклепанных дробью с различными режимами, указанными в
в табл. 5. Графики такого вида были построены для всех пластин и
использовались в дальнейшем для анализа распределения остаточ-
ных напряжений по сечению. Те же графики при условии отсут-
ствия остаточных напряжений с обратной (ненаклепанной) стороны
пластины могли характеризовать глубину наклепа. Глубина наклепа
в этом случае равна толщине удаленного слоя, соответствующего
моменту прекращения дальнейшей деформации пластины в про-
цессе ее травления. Этот момент характеризуется на фиг. 27 пере-
ходом кривых к горизонтальному участку. Соответствующее зна-
чение глубины наклепа, определенное этим методом для различных
пластин, указано в табл. 5 153].
Таблица 5
Пластины Толщина наклепа в мм Твердость Режим наклепа (см. табл. 4) Стрела прогиба в мм (база 65жлг) Глубина наклепа в мм
М по пор. Марка стали
1 40ХНМА 2.37 40 I 0,40 0,32
2 40ХНМА 2,37 40 п 0,47 0,38
> 3 40ХНМА 2,37 40 III 0,60 0,55
4 40 2.34 46 I 0,38 0,33
5 40 2,30 46 II 0,43 0.31
6 40 2,38 46 III 0,51 0.42
7 I 40 1.30 47 I 1,43 0,38
8 1 40 1,30 46 II 1,25 0,43
9 40 1,31 46 III 1,59 0,65
10 40 1,26 25 II i 1,36 0,52
и 40 1,22 57 II | 1,88 0,37
Примечание. Номер пластины по порядку соответствует кривой на фиг. 27—31. индексу
Из таблицы следует, что глубина наклепа у «тонких» пластин
{7, 8, 9) больше, чем у «толстых» (4, 5, 6). Это, видимо, следует
объяснить влиянием растягивающих напряжений, возникающих
непосредственно под наклепанным слоем. Растягивающие напряже-
ния, значение которых выше в «тонких» пластинах, могут способ-
ствовать распространению наклепа в этих пластинах на большую
глубину. Из той же таблицы видно, что глубина наклепа падаете
увеличением твердости пластин (пластины 10, 8, 11), что хорошо
согласуется с теоретическим решением этого вопроса, рассмотрен-
ным выше 1см. уравнение (15)].
На фиг. 28, а и 29, а даны эпюры остаточных напряжений для
«толстых» (^^2,4 лит) пластин из стали 40ХНМА и 40, освобожден-
ных с колодок, на которых они наклепывались дробью с режимами,
б б
кг/мм( кг/мм2
-80\ -100'
Расстояние от наклепанной Расстояние от наклепанной
поверхности поверхности
а) б)
Фиг. 28. Эпюры остаточных напряжений в «толстых» (а « 2,4 jkjh) пластинах
из стали 40ХНМА:
а — в освобожденном [БЗ] и б — в закрепленном (выпрямленном) состоянии: /, 2 и 3 — номере
пластин (см. табл. 5).
Фиг. 29. Эпюры остаточных напряжений в «толстых» (з « 2,4 мм} пластинах
из стали 40:
Расстояние от наклепанной
поверхности
б)
а — в освобожденном [53] и б — в закрепленном (выпрямленном) состоянии; 49 б и 6 — номера
пластин (см. табл. 5),
62
указанными в табл. 5. На фиг. 30, а даны аналогичные эпюры для
«тонких» 1,3 мм) пластин из стали 40.
Из приведенных графиков следует:
1) с увеличением интенсивности наклепа растет глубина сжа-
того слоя и падает величина максимального сжимающего напряже-
ния в нем;
2) максимальное сжимающее напряжение в наклепанном слое
«толстых» пластин выше, чем в «тонких».
Значительно более высокая величина сжимающих напряжений
в «толстых» пластинах и падение этих напряжений с увеличением
интенсивности наклепа в первую очередь объясняется условием пере-
распределения напряжении, кото-
рое происходит при освобождении
пластин с колодок после накле-
па их в закрепленном состоянии.
Расстояние от наклепанной
поверхности
а)
Фиг. 30. Эпюры остаточных напряжений в<тонких> (а « 1,3 мм) пластинах
из стали 40:
а — в освобожденном [53] и б — в закрепленном (выпрямленном) состоянии; 7, S и 9 — номера
пластнп (см. табл. 5).
Если бы наклеп пластин производился в свободном состоянии без
закрепления на колодках, т. е. пластины имели бы возможность
деформироваться в процессе наклепа, разница в величинах макси-
мальных остаточных напряжений, видимо, была бы меньше, а абсо-
лютное их значение — выше. Того же следует ожидать и в отношении
напряжений, существовавших в рассматриваемых пластинах до
освобождения с колодок. Соответствующие эпюры для закреплен-
ных пластин, построенные нами применительно к данному случаю,
представлены на фиг. 28,6, 29,6 и 30,6. Рассмотрение графиков
приводит к следующим выводам:
1. Величина максимальных сжимающих напряжений, возникаю-
щих в момент наклепа закрепленных пластин, мало зависит от интен-
сивности наклепа, однако имеет тенденцию падать с увеличением
интенсивности.
63
2. Толщина пластин также мало сказывается на величине макси-
мальных сжимающих напряжений.
3. Толщина сжатого слоя при наклепе по I и II режимам (пла-
стины 1, 2, 4, 5, 7 и 8) резко отличается от толщины сжатого слоя,
соответствующего наклепу по Ill режиму (пластины 3,6 и 9). Эго
говорит о том, что глубина сжатого слоя определяется в первую
очередь размером дроби, а не продолжительностью наклепа.
Влияние твердости пластин на величину и характер распреде-
ления остаточных напряжений, возникающих при наклепе, иссле-
довалась на «тонких» пластинах, изготовленных из стали 40, накле-
панных по II режиму (см. табл. 5,
пластины 10, 8 и 11). На фиг. 31, а
б
пг/мм1
-60
Фиг. 31. Эпюры остаточных напряжений, возникающих после наклепа дробью
в пластинах (из стали 40) разной твердости:
а — в освобожденном [53] и б — в закрепленном (выпрямленном) состоянии.
и б даны эпюры остаточных напряжений соответственно для пла-
стин, освобожденных с колодок после наклепа и неосвобожденных.
Из графиков следует, что с увеличением твердости пластин заметно
растет величина максимальных сжимающих напряжений в накле-
панном слое и падает глубина сжатого слоя. Сказанное предста-
влено графически на. фиг. 32.
Влияние размера дроби на характер распределения напряжений
в наклепанном слое было исследовано также Л. М. Школьником [52]
на призматических образцах (15X 15х 120), изготовленных из нор-
мализованной стали Ст. 5. Наклеп осуществлялся на пневматиче-
ской установке ЦНИИ МПС 11ри давлении воздуха 5 апгм. Образцы
располагались на расстоянии 250 мм от сопла и в процессе обработки,
занимавшем 5мин.,равномерно перемещались в осевом направлении.
Размер дроби варьировался, а именно: одна часть образцов была
наклепана дробью диаметром 1,0—1,3 мм, другая — 1,5—1,8 мм.
Последовательное снятие слоев для определения напряжения
осуществлялось травлением в 20%-ной азотной кислоте. Травимая
G4
поверхность обезжиривалась серным эфиром; остальные поверхности
покрывались воском. Стрела прогиба замерялась на универсальном
микроскопе на базе 70 мм; с этой целью на боковую поверхность
образца до его наклепа наносилась прямолинейная риска.
Подсчет остаточных напряжений производился по методу
Н. Н. Давиденкова. Результаты расчета, соответствующим образом
скорректированные автором настоящей работы, представлены в виде
эпюр на фиг. 33.
Из фиг. 33 следует, что с уве-
личением размера дроби глубина
сжатого слоя возрастает, в то
время как остаточное напряжение
в нем по абсолютной величине
падает.
Фиг. 33. Распределение остаточных на-
пряжений, связанных с дробеструйным
наклепом по сечению призматических
образцов 15 X 15 X 120 мм» изгото-
вленных из нормализованной стали
Ст. 5(НВ = 165 [52]):
/—наклеп дробью диаметром 1,0-1,3
2’— наклеп дробью диаметром 1,5—1,8 «4.
Фиг. 32. Влияние твердости на глу-
бину наклепа (/) и величину макси-
мальных сжимающих напряжений
в наклепанном слое свободных (2) и
закрепленных (выпрямленных) (5)
пластин.
Л. М. Школьник не объясняет причины относительно резкого
снижения величины остаточных напряжений при переходе от наклепа
мелкой дробью к наклепу более крупной. Вполне вероятно, что это
снижение связано с целым рядом косвенных причин, как то: изме-
нением производительности дробемета в зависимости от диаметра
дроби, неоптимальпости режима наклепа в отношении его дли-
тельности, применительно к дроби диаметром 1,5—1,8 мм и т. п.
Видимо, этим объясняется то, что на дробемете механического
принципа действия менее чувствительного к изменению размера
дроби, влияние размера дроби на величину остаточных напряжений
было иным.
5 Саверим 12'22
Следует особо отметить, что непосредственно у поверхности
Л. М. Школьником обнаружены растягивающие напряжения, воз-
никновение которых он объясняет тем, что поверхностные слои за
ечет многочисленных ударов отдельных дробинок находятся в более
растянутом состоянии, чем слои, расположенные глубже. Считая,
что упругих сил сердцевины недостаточно, чтобы привести эти
поверхностные слои в состояние остаточного сжатия, Л. М. Школь-
ник предполагает, что они сохраняют остаточное растяжение и после
удаления внешнего воздействия.
Принципиально не отрицая вероятность существования в ряде
случаев в наклепанном слое растягивающих напряжений, хотя бы
за счет термического эффекта, связанного с выделением тепла при
ударе дробинок, автор считает возможным дать иное объяснение
тем результатам, которые получены Л. М. Школьником.
Можно предположить, что сам процесс травления образца с
целью последовательного удаления слоев вносит добавочные оста-
точные напряжения. Если эти добавочные остаточные напряжения
будут сжимающими, то пластина при снятии первого слоя с ее
наклепанной стороны может приобрести добавочный прогиб, увели-
чивающий ее стрелу. Это, естественно, найдет отражение при под-
счете напряжений. Вместо фактически существующих сжимающих
напряжений в поверхностном слое можно получить расчетные растя-
гивающие напряжения. С целью подтверждения вышесказанного
автором было предпринято одностороннее травление ненаклепан-
ного дробью образца из нормализованной стали 45 в 20%-ном рас-
творе азотной кислоты. Образец имел размеры 10x10x100 мм\
после механической обработки (шлифования) для устранения оста-
точных напряжений он подвергался светлому отпуску с выдержкой
1 час при температуре 650°. Снятие первого тонкого слоя вызвало
деформацию образца с выпуклостью в ту сторону, с которой удалялся
слой. Следует заметить, что аналогичный эксперимент на пластине
из нормализованной стали 10, подвергнутый светлому отпуску с тем
же режимом, не показал заметных деформаций пластины при ее
травлении. Таким образом, можно констатировать, что сам процесс
травления образца в растворе азотной кислоты в некоторых случаях
может вносить остаточные сжимающие поверхностные напряжения.
Эти напряжения, деформируя образец, могут быть причиной ошибки
при расчете напряжений, связанных поверхностными процессами
упрочнения, что может не толко количественно, но и качественно
отразиться на результатах исследования.
Измерение остаточных напряжений в пластинах из закаленной
стали У7, наклепанных при различной экспозиции, проведено на
Московском автомобильном заводе имени Сталина [85]. К сожалению,
снятие слоев произведено лишь односторонне, что предопределило
условность полученных результатов и, в частности, немонотонный
характер зависимости величины сжимающих напряжений от экспо-
зиции.
Остаточные напряжения в стальных цилиндрических образцах
диаметром 40 мм, наклепанных дробью, исследовались Г. П. Меща-
66
пиновой [63]. В основу был положен комбинированный метод изме-
рения и расчета остаточных напряжений, разработанный Н. Н. Дави-
денковым [103] и [101], а именно: метод последовательной расточки
цилиндра с последующей вырезкой и послойным травлением колец й
продольных полос*
Образцы изготовлялись из стали 18ХНВА (0,18%С; 0,47% Мп;
0,22% Si; 1,53% Сг; 4,24% Ni; 0,14% Mo; 0,55%Va). До дробеструй-
ного наклепа образцы подвергались термической обработке: закалке
с 850° и отпуску при 180° с охлаждением на воздухе.
Наклеп осуществлялся дробью из отбеленного чугуна диаметром
Фиг. 34. Распределение тангенциальных и осевых
напряжений в наклепанных дробью цилиндрических
образцах диаметром 40 мм (сталь 18ХНВА) [63].
сопла 9 мм при давлении воздуха 5 атм. Образцы в процессе наклепа
вращались со скоростью 5—6 об/мин, будучи расположенными
нормально к потоку на расстоянии 250 мм от сопла. Длительность
обработки составляла 20 мин.
В результате наклепа твердость образцов повысилась с Rc = 38
до /?с=44, т. е. на 15%.
В работе не указывается, как оценивалась толщина наклепан-
ного слоя, однако сообщается, что она достигала 0,1 мм.
Размеры образцов в процессе удаления слоев измерялись на опти-
метре с точностью до 0,5 мк. Результаты исследования остаточных
напряжений представлены графически на фиг. 34. Из графиков
следует, что максимальные сжимающие напряжения наблюдались
на поверхности. По абсолютной величине максимальные сжимающие
тангенциальные напряжения (53—71 кг/мм2) несколько превышали
осевые (50—58 кг!мм2). Толщина сжатого в тангенциальном и осевом
направлении слоя достигала примерно 0.5 мм.
5* 67
Следует отметить несколько необычайный характер распределе-
ния остаточных напряжений по глубине, а именно неоднократное
чередование сжатых и растянутых слоев. Есть основание полагать,
что это связано с погрешностью эксперимента. Это подтверждается
разрывом эпюр на фиг. 34, а и б в местах, соответствующих пере-
ходу от одного метода измерения остаточных напряжений (расточка
цилиндров) к другому (травление колец и пластин).
В технической литературе [174] приводятся результаты иссле-
дования остаточных напряжений, связанных с дробеструйным на-
клепом А1—Zn—Mg-сплава. Химический состав его следующий:
5,0—8,0% Zn; 1,4—3,0% Mg; 0,5—2,0% Си; 0,4—0,8% Мп; приме-
сей не более 1%; остальное алюминий.
Фиг. 35. Влияние размера дроби:
а — на величину максимального сжимающего напряжения в наклепанном слое; б — на толщину
сжатого слоя; / — свободный образец; 2 — условно выпрямленный образец.
Механические свойства сплава в исходном состоянии: предел
прочности 49 кг/мм9, предел текучести 42 кг!мм\ удлинение 14%,
твердость по Бринелю при нагрузке 500 кг и шарике диаметром 10 мм
Нв = 140.
Призматические образцы 6x25x200 мм были вырезаны непо-
средственно из лопасти пропеллера. Дробеструйный наклеп про-
изводился на дробемете пневматического принципа действия, диа-
метр сопла которого был равен 12,5 мм, При наклепе использовалась
стандартная чугунная дробь с твердостью /?с = 60. Эксперименты
варьировались по размеру использованной дроби, давлению воздуха
в системе и продолжительности наклепа. Остаточные напряжения
определялись также в образцах, подвергнутых после наклепа дли-
тельному нагреву при относительно невысокой температуре (150°).
Попутно был исследован вопрос о влиянии размера дроби на про-
изводительность дробемета. Результаты исследования оказались
следующими:
при диаметре дроби в мм....... 1,9 1,45 1,0 0,51
производительность дробемета
в кг/мин..................... 6,9 6,3 8,2 8.1
68
Последовательное снятие слоев на экспериментальных пластинах
осуществлялось фрезерованием с помощью торцевой фрезы диа-
метром 28 мм, вращающейся со скоростью 357 об/мин. Подача не
превышала 10 мм в минуту. Глубина резания не превышала 0,07—
0,12 мм. Стрела прогиба измерялась на универсальном микро-
скопе. Расчет напряжений производился в предположении линей-
ного напряженного состояния в каждом отдельном слое, т. е. по
формулам аналогичным тем, которые были выведены Н. Н. Дави-
денковым и указаны нами выше. Результаты экспериментов,
корректированные автором с учетом плоского напряженного состо-
яния, возникающего в слоях пластины после дробеструйного наклепа,
представлены на фиг. 35, а и б, где отражена зависимость величины
Давление воздуха Давление воздуха
а) б)
Фиг. 36. Влияние давления воздуха при использовании пневматического
дробемета:
а — на величину максимальных сжимающих напряжений в наклепанном слое; б— на толщину
сжатого слоя; 1 — свободный образец; 2 — условно выпрямленный образец.
максимальных сжимающих напряжений в наклепанном слое и
толщины сжатого слоя от размера дроби. При соответствующих
экспериментах давление воздуха (6—7 атм) в системе и продолжи-
тельность наклепа (3—7 мин.) сохранялись постоянными, за исклю-
чением небольшого отклонения для случая обработки пластины
дробью диаметром 1,45 мм (6,7 атм и 3,5 мин). Последнее не могло
существенно отразиться на результатах, что будет показано ниже.
Из графиков следует что в отношении максимального сжимаю-
щего напряжения в наклепанном слое дробь диаметром 1,45 мм
оказалась оптимальной. При дроби этого размера величина указан-
ных напряжений достигала 39 кг!мм2 в свободных образцах и
46 кг/мм* в условно выпрямленных. Столь высокое напряжение
практически совпадает с пределом текучести (42 кг/лж*) данного
сплава. Толщина сжатого слоя возрастала пропорционально диа-
метру дроби и изменялась для свободных пластин в пределах от
0,36 до 0,63 мм, а для условно выпрямленных — от 0,48 до 0,71 мм.
На фиг. 36, а и б показана зависимость давления воздуха в си-
стеме от величины максимального сжимающего напряжения в
наклепанном слое и толщины сжатого слоя. Давление воздуха изме-
нялось от 4,2 до 6,4 кг!см* при постоянных диаметре дроби 1,45 мм
69
и продолжительности наклепа 3,5 мин. Из графиков следует, что
изменение давления воздуха в указанном диапазоне практически не
отразилось ни на величине максимального сжимающего напряже-
ния в наклепанном слое, ни на толщине сжатого слоя. То же сле-
дует отметить и в отношении влия-
ния продолжительности наклепа.
Фиг. 37. Влияние продолжительности наклепа.
а — на величину максимальных сжимающих напряжений в наклеп а ин им слое; Л — на толщину
сжатого слоя; / — свободный образец; 2 — условно выпрямленный образец.
при условии, что минимальное время, как это и было в рассматри-
ваемом случае, достаточно для полного покрытия дробью обра-
6 батываемой поверхности. Соответ-
ствующие результаты графически
представлены на фиг. 37.
выдержка
а)
5)
Фиг. 38. Влияние последующего после наклепа дробью нагрева образцов:
а — на величину максимальных сжимающих напряжений в наклепанном слое; 6 — на толщину
сжатого слоя; 1 — свободный образец; 2 — условно выпрямленный образец.
Влияние последующего после наклепа дробью нагрева пластин
до 150° изучалось на образцах А1—Zn—Mg-сплава, обработанных
дробью диаметром 1,45 мм при давлении воздуха 6,2 кг!мм* и про-
должительности наклепа 3,2 мин. Результаты даны на фиг. 38, а и б.
Из графиков следует, что величина максимальных сжимающих
напряжений в наклепанном слое интенсивно падает за счет нагрева,
особенно в первый момент; толщина сжатого слоя при этом практи-
чески не изменяется.
70
Остаточные напряжения, которыми сопровождается дробеструй-
ный наклеп, в процессе эксплуатации детали, естественно, могут
изменяться. Известны случаи, когда в пластически деформирован-
ной стали, под влиянием последующих фазовых превращений оста-
точные напряжения растут и даже приводят к разрушению деталей
[30]. С другой стороны, естественно, что с течением времени за
счет релаксации остаточные напряжения должны падать. Этот про
цесс сам по себе протекает весьма медленно [116 ] и не имеет большого
практического значения. Однако нагружение деталей, особенно
циклическое, способствует падению остаточных напряжений.
В отношении устойчивости остаточных напряжений в наклепан-
ном дробью слое при циклическом нагружении образцов весьма
показательны эксперименты, проведенные на конструкционной стали
SAE1035 [175]. Плоские образцы толщиной-^- наклепывались
дробью диаметром 1,4—1,5 мм при скорости вращения ротора
2250 об/мин с двух противоположных сторон. После наклепа образцы
подвергались тренировке изгибом с различным напряжением и коли-
чеством циклов. Величина остаточных напряжений, связанных
с дробеструйным наклепом, а также падение этих напряжений в
результате циклического нагружения оценивались весьма упро-
щенно, а именно по изменению стрелы прогиба разрезанных вдоль
образцов. Результаты этого исследования приведены в табл. 6, из
которой следует, что остаточные напряжения заметно падали при
циклическом нагружении.
Таблица 6
Влияние циклического нагружения (изгиба) на величину остаточных
напряжений, связанных с дробеструйным наклепом конструкционной
углеродистой стали
Напряжение при нагружении 1 образцов в кг/мм* Количество нагружений, ттклы Уменьшение величины остаточных напряжений в наклепанном, слое » %
10,6 10« 6
1 17,6 10« 12
1 17,6 10» 18
17,6 10»
35,2* 1-25 ( 76
I
Примечание. Величина остаточных напряжений в наклепанном,
но не тренированном образце принята за 100%.
* При напряжении 35,2 кг/мм- наблюдалась незначительная остаточ-
ная деформация образца.
Та же сталь, но подвергнутая цементации и отпущенная после
закалки при 300°, не дала изменений остаточных напряжений,
связанных с дробеструйным наклепом при тренировке с напряже-
нием 66 кг!мм\
71
Теоретический и экспериментальный анализ влияния режима
дробеструйного наклепа на глубину наклепа, а также на величину и
характер распределения остаточных напряжений позволяет конста-
тировать следующее:
1. Глубина наклепа практически равна толщине сжатого поверх-
ностного слоя для достаточно массивных мало деформирующихся
в процессе дробеструйной обработки деталей.
2. Глубина наклепа прямо пропорциональна диаметру дроби,
ее скорости, синусу угла атаки дроби и обратно пропорциональна
твердости наклепываемого материала.
3. Величина максимальных сжимающих напряжений растет с
увеличением твердости наклепываемого материала и имеет тенденцию
падать с увеличением глубины наклепа.
4. При наклепе цилиндрических деталей величины осевых и тан-
генциальных напряжений в поверхностном слое практически равны.
5. Нагрев снижает максимальные сжимающие напряжения в по-
верхностном слое наклепанной дробью детали, практически не от-
ражаясь на толщине сжатого слоя.
6. Циклическое нагружение деталей снижает величину остаточ-
ных напряжений в наклепанном слое, что особенно заметно при
напряжениях тренировки, близких или превышающих предел вынос-
ливости. Устойчивость остаточных напряжений растет с повышением
твердости стали. Есть основания предполагать, что сжимающие
остаточные напряжения в зонах концентратора деталей более ста-
бильны, чем на гладких участках.
7. Продолжительность наклепа возрастает с увеличением твер-
дости обрабатываемого материала и размера дроби. Увеличе-
ние скорости дроби и угла ее атаки сокращает необходимую длите-
льность дробеструйной обработки.
8. Цилиндрические детали вращающиеся, в процессе дробе-
струйной обработки, требуют для наклепа примерно в 4 раза больше
времени, чем плоские детали, расположенные нормально к потоку
дроби (при всех равных прочих условиях).
в. МОДЕЛИРОВАНИЕ ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ
Эффективность дробеструйного упрочнения наиболее резко про-
является на деталях, имеющих поверхностные концентраторы на-
пряжений. Несомненно, что в этом отношении большую роль играют
те остаточные напряжения, которые возникают в соответствующих
зонах наклепываемых дробью деталей. Существующие методы не
позволяют определить характер распределения локальных оста-
точных напряжений, а следовательно, и оценить напряженность
зоны концентратора упрочненной дробью детали. Последнее заста-
вило автора разработать косвенный метод анализа соответствующего
напряженного состояния, а именно способ его моделирования и опти-
ческого исследования на моделях, в той или другой мере отражаю-
щих реальную деталь и изготовленных из оптически активного
материала (бакелит, висхомлит и т. п.). Ниже на конкретном при-
72
мере излагается сущность и возможность применения этого метода.
Соответствующие эксперименты были проведены автором совместно
с В. М. Заварцевой в лаборатории оптического метода измерения
напряжений ЦНИИТМАШ.
а) Остаточные напряжения в оптически активном материале
Оптически активный материал, используемый при определении*
распределения напряжений методом фотоупругости, в обычных
условиях имеет внутренние напряжения, а следовательно и двойное
лучепреломление по всему объему. Основной причиной этого является
неоднородность линейных и объемных изменений материала при
его полимеризации.
Рассматривая такой материал в полярископе можно обнару-
жить картину ихозром и изоклин, аналогичную той, которая наблю-
дается в неоднородно напряженной модели.
Помимо внутренних напряжений, распределенных по всему
объекту модели, на ее контурах возникает особый слой со значи-
тельным двойным лучепреломлением; это — так называемый кра-
евой эффект оптически активного материала.
Интенсивность роста краевых напряжений, их абсолютная
величина, знак и характер распределения в большой мере зависят
от режима полимеризации оптически активного материала и усло-
вий его хранения.
С течением времени ширина краевой полосы и интенсивность
двойного лучепреломления увеличиваются. Если краевой слой уда-
лить, через относительно короткое время он образуется вновь.
Отжигом краевой эффект не устраняется. Двойное лучепреломление
у контура модели в первую очередь объясняется наличием внутрен-
них напряжений в поверхностных слоях. Их возникновение связы-
вают с несколькими причинами:
а) более интенсивная полимеризация оптически активного
материала модели по ее контуру;
б) окисление поверхностных слоев;
в) увлажнение или, наоборот, потеря влаги поверхностными
слоями в процессе хранения модели.
Если высокополимеризованный оптически активный материал с
предварительно удаленным краевым слоем хранить в воде, то в по-
верхностном слое образуются остаточные •сжимающие напряжения v
характер распределения которых позволяет осуществить модели-
рование соответствующего напряженного состояния, возникающего
в поверхностно упрочненных дробью деталях.
б) Распределение остаточных напряжений у гладкого контура модели
С целью анализа распределения остаточных напряжений у глад-
кого контура модели, воспроизводящей поверхностно упрочненную
деталь без поверхностных концентраторов напряжений, была исполь-
зована балка из оптически активного материала (висхомлита) с пря-
моугольным поперечным сечением (20 X 6,8 мм). Путем длительного
73
хранения, приблизительно в течение месяца, исследуемой балки
в воде на ее поверхности были созданы значительные остаточные
сжимающие напряжения.
Оптическая чувствительность материала оценивалась по эталон-
ной балке, изготовленной из того же материала, что и модель, с раз-
мерами поперечного сечения 22,6 X 6,8 мм и нагружаемой чистым
изгибом. При этом градиент напряжений, соответствующий одной
паре изохроматических полос, для данной толщины модели оказался
равным 20 кг/см2.
Поскольку остаточно напряженное состояние модели с гладким
контуром в нашем случае является линейным, то для его анализа
Фиг. 39. Эпюра остаточных напряжений в сечении
исследуемой балки, полученная «методом наложе-
ния».
достаточно исследовать распределение напряжений по одному из
поперечных сечений балки. С этой целью можно воспользоваться
названным нами методом наложения. Сущность этого метода заклю-
чается в том, что исследуемая балка в свободном состоянии распола-
гается перпендикулярно эталонной балке, находящейся в условиях
чистого изгиба. Оптическая картина, которая наблюдается при этом
в полярископе, является результатом прохождения поляризован-
ного света через обе балки. Так как внутренние напряжения в иссле-
дуемой балке направлены перпендикулярно напряжениям, возни-
кающим в эталонной балке, нагруженной чистым моментом, то гео-
метрическое место точек, в которых эти напряжения равны по вели-
чине и знаку, выявляется в полярископе в виде нейтральной (черной)
линии.
Вследствие того, что во всех поперечных сечениях исследуемой
балки распределение напряжений одинаково, а напряжения в эта-
лонной балке изменяются по линейному закону, нейтральная линия,
наблюдаемая в полярископе, непосредственно дает эпюру остаточных
напряжений, построенную относительно нейтральной линии эталон-
ной балки. Масштаб эпюры определяется порядком изохроматических
74
б *г/смг
Расстояние от поверхности
Фиг. 40. Эпюра распределения остаточных
напряжений по сечению балки.
полос эталонной балки. Чем меньше величина изгибающего момента
на этой балке, тем крупнее масштаб получаемой эпюры. Фотография
эпюры остаточных напряжений по сечению исследуемой балки пред-
ставлена на фиг. 39.
По снимку эпюры можно определить величину остаточного напря-
жения в любой точке средней части балки, за исключением неясных
краевых участков. Изохромы в краевом слое балки следует фото-
графировать под микроскопом при достаточно большом увеличении
или измерять расстояния
между соответствующими ли-
ниями на компораторе.
Фотография эпюры и си-
стемы изохром вблизи края
балки позволяют построить
эпюры остаточных напряже-
ний по всему поперечному
сечению балки. Соответ-
ствующие эпюры, получен-
ные в нашем случае, пред-
ставлены на фиг. 40.
Характер распределения
остаточных напряжений по
поперечному сечению имеет
полную качественную ана-
логию с тем, который дает
метод последовательного сня-
тия слоев на металлических
образцах, подвергнутых по-
верхностному упрочнению
дробеструйным наклепом.
Краевой слой имеет значи-
тельные сжимающие напря-
жения, которые достигают
максимальной величины у поверхности модели и монотонно убы-
вают до нуля к концу слоя. В средней части балки появляются
растягивающие напряжения, но по своей абсолютной величине
они значительно меньше сжимающих. Толщина краевого слоя
с напряжениями сжатия, равная 1,2 мм. вполне соизмерима
с фактической толщиной сжатого слоя поверхностного упрочненной
дробью детали.
в) Распределение остаточных напряжений
в зоне поверхностного концентратора
Если на гладкий контур модели, в которой созданы поверхност-
ные остаточные напряжения, нанести надрез, то характер напря-
женного состояния в соответствующей зоне резко изменится. Этот
случай отвечает тому, когда на поверхности упрочненной дробью
детали по той или другой причине возникает концентратор
75
напряжения (царапина, надрез и т. п.). Случай дробеструйного на-
клепа деталей, имеющих до обработки дробью поверхностный кон-
центратор напряжений, можно также имитировать на моделях, внося
остаточное напряжение в их поверхностные слои уже после того,
как будут созданы концентраторы напряжений. Ниже рассмотрен
случай, когда концентраторами напряжений служили надрезы,
созданные на гладком контуре ранее рассмотренной балки (фиг. 41).
Фиг. 41. Балка с надрезами.
Радиус закругления надрезов
0,2 мм; угол надрезов 60°.
Надрезы выполнялись трех типов:
а) с глубиной больше толщины крае-
вого слоя; б) с глубиной, равной тол-
щине краевого слоя и в) небольшой
глубины, при которой надрез пол-
ностью располагался в пределах
этого слоя.
Ввиду резкого изменения напря-
женного состояния в области концентратора наблюдение и фото-
графирование оптических картин в данном случае следует прово-
дить на микроскопе. Соответствующая фотография позволяет по-
строить систему изохроматических линий в области надреза, что
и представлено на фиг. 42.
Фиг. 42. Система изохром остаточных напряжений
в области надреза (глубина надреза 1,0 мм).
Из фиг. 42 следует, что изохромы концентрируются у основания
надреза.
Полное исследование остаточного напряженного состояния было
проведено для среднего по величине надреза. Для этого необходимо
было картину изохром дополнить картиной изоклин-линий, вдоль
которых главные напряжения имеют постоянное направление. Изо-
клины были получены при плоской поляризации света посредством
одновременного вращения поляризатора и анализатора вокруг
нормали к плоскости расположения модели. Фотографирование
изоклин производилось под микроскопом при белом источнике
света.
По фотографиям изоклин была построена полная система изокли-
нических линий в зоне надреза (фиг. 43).
Система изоклин показывает, что под надрезом расположены две
изотропные точки, в которых пересекаются изоклины различных
76
параметров. Изотропная точка характеризуется тем, что в ней на-
правление главных напряжений становится неопределенным, т. е.
главные напряжения равны по величине и знаку.
На краях надреза сходятся также несколько изоклин с разными
параметрами. Это объясняется тем, что края надреза являются так
называемыми простыми точками, где напряжения равны нулю.
Фиг. 43. Система изоклин остаточных напряжений
в области надреза (глубина надреза 1 мм).
На основании системы изоклинических линий было построено
два ортогональных семейства траекторий главных напряжений —
изостат в окрестности надреза
(фиг. 44).
Как видно из фиг. 44, в верхней
изотропной точке траектории глав-
ных напряжений принадлежат к зам-
кнутому типу, т. е. охватывают изо-
тропную точку, в нижней изотроп-
ной точке — траектории главных на-
пряжений не замкнуты.
Главное напряжение в любой
точке зоны концентратора можно
определить, используя систему изо-
клин и изостат» обычными мето-
дами.
На фиг. 45 представлена эпюра
главных напряжений и наибольшего
Фиг. 44. Траектория главных
остаточных напряжений в обла-
сти надреза.
касательного напряжения в сечении балки по надрезу.
На фиг. 46 показана система линий а> 4- а2 = const (изостат)
для всей зоны надреза.
Анализ остаточного напряженного состояния зоны концентра-
тора позволяет всю область разбить на три характерных участка
(фиг. 47).
На первом участке, захватывающем непосредственно гладкий
контур модели, в достаточном удалении от концентратора имеет
место линейное напряженное состояние. Остаточные сжимающие
Фиг. 45. Распределение нормальных и касатель-
ных внутренних напряжений в сечении балки по
надрезу.
Фиг. 46. Система изостат остаточных напряже-
ний в области надреза (кг!см*).
напряжения достигают наибольшего значения на поверхности и моно-
тонно убывают по глубине. При приближении к надрезу линей-
ность напряженного состояния нарушается, сумма главных напря-
жений, оставаясь отрицательной, по абсолютной величине падает.
Третий участок, примыкающий непосредственно к основанию
надреза, является наиболее напряженным. Сумма главных напря-
жений и их разность достигают максимального значения по абсо-
лютной величине у основания надреза.
Второй участок, расположенный между первым и третьим, у края
надреза, характерен тем» что остаточное напряжение на этом участке
положительное. Эпюра наибольших касательных напряжений на
втором участке образует седлообразную поверхность, сечение кото-
реза на растянутой стороне балки, на-
. груженной постоянным моментом и не
рои В направлении оиссектрисы имеющей остаточных напряжений (глу-
па угла края надреза дает вы- бина надреза 1,0 мм).
пуклую кривую, а сечение в
перпендикулярном направлении — вогнутую (см. также фиг. 42).
Сумма главных напряжений достигает наибольших положительных
значений в средней части этого участка, где материал находится
в условиях всестороннего растяжения.
Большой практический интерес представляют возможности, откры-
ваемые данным методом моделирования в отношении анализа слож-
ного напряженного состояния, возникающего в зонах концентрато-
ров поверхностно упрочненных деталей при наложении на остаточное-
напряженное состояние напряжений, связанных с внешним нагру-
жением детали. В нашем случае было проведено фотографирование
изохроматических линий в зонах надрезов балки, нагруженной
чистым моментом, до и после того, как в ее поверхностных слоях были
созданы сжимающие напряжения.
На фиг. 48 дана система изохром (линий, равных касательных
напряжений) в зоне надреза балки, не имеющей остаточных напря-
жений.
На фиг. 49 и 50 даны системы изохром в зоне надреза соответ-
ственно на растянутой и сжатой от внешнего изгибающего момента
сторонах балки, имеющей сжимающие поверхностные остаточные
напряжения.
79
Системы изохром говорят о том, что остаточные сжимающие на-
пряжения, накладываясь на напряжения от внешней нагрузки,
резко меняют напряженное состояние в зоне концентраторов. Оста-
Фиг. 49. Система изохром в зоне надреза при чистом
изгибе балки, имеющей поверхностные остаточные
сжимающие напряжения (изгибающий момент вызывает
растяжение на надрезанной стороне; глубина надреза
1,0 мм).
точные напряжения, так же как и напряжения от внешней нагрузки,
концентрируются в зонах надрезов, благодаря чему эти зоны на
Фиг. 50. Система изохром в зоне надреза при чистом
изгибе балки, имеющей поверхностные остаточные сжи-
мающие напряжения (изгибающий момент вызывает
сжатие на надрезанной стороне; глубина надреза
1,0 мм).
растянутой стороне балки разгружаются, а на сжатой испытывают
более высокие по абсолютной величине напряжения.
В каждом конкретном случае, моделируя форму детали, остаточное
напряженное состояние в ней и условия внешнего нагружения можно
если не количественно, то качественно оценить характер распре-
деления напряжения в любой ее области.
Проведенное исследование позволяет сделать следующие выводы:
30
1. В оптически активном материале могут быть созданы остаточ-
ные напряжения, аналогичные тем, которые возникают в деталях,
подвергнутых различным процессам поверхностного упрочнения, и,
в частности, дробеструйному наклепу.
2. Оптический метод позволяет оценить характер распределения
остаточных напряжений непосредственно в зоне поверхностного кон-
центратора.
3. Практическое использование вышеизложенного метода пока-
зало, что в зоне надреза наблюдается столь же значительная кон-
центрация остаточных напряжений, как и напряжений, вызванных
внешней нагрузкой.
4. Остаточные напряжения в области концентратора, близкие
к напряжениям от внешней нагрузки по величине градиента, позво-
ляют если не полностью, то в большой мере разгрузить наиболее
опасное сечение изделия. Этим до некоторой степени можно объяс-
нить высокую эффективность поверхностного упрочнения деталей,
имеющих различного вида концентраторы напряжений.
7. ВЫВОДЫ
1. Дробеструйный наклеп вызывает возникновение в поверхно-
стных слоях деталей больших по величине сжимающих остаточных
напряжений.
2. В настоящей работе установлена связь между параметрами
режима дробеструйной обработки, глубиной наклепанного слоя и
величиной остаточных напряжений, возникающих в нем.
Проведенный теоретический анализ показывает, что глубина
наклепа прямо пропорциональна диаметру дроби, ее скорости и
синусу уг/?а атаки, образованного направлением потока дроби и обра-
батываемой поверхностью. Глубина наклепа обратно пропорцио-
нальна корню квадратному иззначения динамической твердости накле-
пываемого материала, в то время как среднее значение величины
остаточных напряжений прямо пропорционально последней. Экспо-
зиция наклепа, обеспечивающего насыщение, прямо пропорциональна
диаметру дроби, корню квадратному из значения динамической твер-
дости наклепываемого материала, а также расстоянию от обраба-
тываемой детали до ротора дробемета механического принципа дей-
ствия. Экспозиция наклепа обратно пропорциональна скорости
дроби, производительности дрсбемета по дроби и квадрату синуса
угла ее атаки.
Наклеп вращающихся круглых деталей требует в 4 раза большую
экспозицию, чем наклеп плоских и неподвижных.
3. В результате дробеструйного наклепа плоские детали дефор-
мируются и принимают сферическую форму. В первом приближении
стрела их прогиба обратно пропорциональна квадрату толщины.
Это следует непосредственно из теоретического анализа, а также
подтверждается экспериментами на пластинах и практикой дробе-
струйного наклепа рессор. Прогиб односторонне наклепанной пла-
стины, пропорциональный как толщине наклепанного слоя, так и
6 С а верив 1222
среднему значению остаточных напряжений в нем, является лишь
средством контроля стабильности режима дробеструйной обработки.
Стрела прогиба пластины при дробеструйной обработке прямо про-
порциональна диаметру дроби, ее скорости, а также корню ква-
дратному из значения динамической твердости и угла атаки. Одно-
сторонний наклеп двух пластин различной толщины, или двусто-
ронний наклеп с одинаковым режимом одной пластины можно реко-
мендовать в качестве контрольного средства, ибо он позволяет диф-
ференцированно оценить толщину наклепанного слоя и среднее зна-
чение остаточных напряжений в нем.
4. Использование существующих экспериментальных методов
измерения остаточных напряжений, в частности механических,
к деталям, имеющим наклепанный дробью поверхностный слой, зна-
чительно осложняется ввиду его малой толщины, а также высоких
величины и градиента остаточных напряжений в нем, вполне соизме-
римых с теми технологическими напряжениями, которыми может
обладать деталь до наклепа ее дробью. Плоский характер напря-
женного состояния в поверхностном слое наклепанной дробью детали
также обусловливает использование известных экспериментальных
методов измерения остаточных напряжений. В практике исследова-
ния, к сожалению, этим пренебрегали, что вносило большие ошибки
в результаты измерения напряжений.
Выше изложен экспериментальный метод измерения остаточных
напряжений, разработанный автором применительно к поверх-
ностно упрочненным, в том числе и к наклепанным дробью деталям,
даны пример его использования, схема расчета и форма соответствую-
щих записей, а также быстрый объективный способ контроля пра-
вильности проведенных расчетов.
5. Обобщение опыта в области экспериментального определения
остаточных напряжений, связанных с дробеструйным наклепом,
показывает, что он хорошо согласуется с аналитическим решением,
полученным автором. Соответствующие данные говорят о том, что
с увеличением длительности наклепа величина сжимающих напря-
жений в наклепанном слое растет, ассимптотически приближаясь
к некоторому максимальному значению, определяемому свойствами
наклепываемого материала, в то же время глубина наклепа при
этом практически увеличивается незначительно.
Увеличение угла атаки дроби повышает глубину наклепа и сокра-
щает экспозицию, соответствующую достижению момента насыще-
ния. На величине максимальных остаточных напряжений в накле-
панном слое изменение угла атаки отражается незначительно.
Сказанное, естественно, справедливо лишь при наклепе массивных
деталей или тонких пластин, обрабатываемых в закрепленном состоя-
нии. Освобождение пластин после дробеструйной обработки предо*
пределяет их деформацию под действием остаточных напряжений,
в результате которой сжимающие напряжения в наклепанном слое
по своей абсолютной величине резко падают.
Размер дроби отражается на толщине наклепанного слоя, кото-
рая растет с увеличением диаметра дроби. При этом максимальные
82
напряжения в наклепанном слое хотя и незначительно, но все же
по своей абсолютной величине уменьшаются, особенно при исполь*
ювании пневматических дробеметов.
С увеличением твердости материала глубина наклепа падает,
а величина максимальных остаточных напряжений растет.
Обнаруженные растягивающие напряжения у поверхности накле-
панной дробью детали, с нашей точки зрения, не являются харак-
терными и, видимо, объясняются наличием остаточных напряжений,
связанных с технологией изготовления соответствующих образцов
или удаления слоев при травлении. Снижение же абсолютной вели-
чины остаточных напряжений у самой поверхности образцов, накле-
панных дробью, вполне естественно и объясняется отсутствием
сплошности их поверхностного слоя за счет его шерохрватости.
Экспериментально доказана близость по величине тангенциаль-
ных и осевых остаточных напряжений в наклепанном слое цилиндри-
ческих деталей. Эти экспериментальные данные обосновывают пред-
посылки, положенные автором настоящей работы в созданный им
экспериментальный метод определения остаточных напряжений в по-
верхностно упрочненных деталях.
Нагрев детали, так же как и ее циклическое нагружение, пони-
жают величину остаточных напряжений в наклепанном дробью
слое.
6. Известные экспериментальные методы измерения остаточных
напряжений обычно не позволяют полностью оценить характер напря-
женного состояния в зоне конструктивного концентратора напря-
жений поверхностно упрочненной, в том числе и наклепанной дробью
детали. В этом отношении весьма перспективно использование опти-
ческого метода измерения напряжений, что и сделано автором.
Измерение остаточных напряжений в зоне концентратора поверх-
ностно упрочненной детали говорит о высокой их концентрации,
чем, видимо, и следует в первую очередь объяснить высокую эффек-
тивность дробеструйного наклепа соответствующих деталей.
ГЛАВА II
ВЛИЯНИЕ ДРОБЕСТРУЙНОГО НАКЛЕПА
НА ПРОЧНОСТЬ ДЕТАЛЕЙ
Прочность детали в большой мере определяется прочностью ее
поверхностных слоев. Последние при основных видах нагружения
детали являются наиболее напряженными, имеют максимальное
количество конструктивных технологических и эксплуатационных
концентраторов напряжений, а также весьма часто подвергаются
воздействию неблагоприятных технологических остаточных напря-
жений.
Дробеструйный наклеп придает поверхности детали специфи-
ческую, свойственную только данному виду обработки микрогеоме-
трию. В результате дробеструйного наклепа устраняются риски,
связанные с предшествующей механической обработкой детали,
однако шероховатость поверхности в связи с наличием углублений,
возникающих при ударе дробинок, не только сохраняется, но и уси-
ливается.
Поверхностные слои детали приобретают специфическую струк-
туру (фиг. 51), которая легко обнаруживается на малоуглеро-
дистых сталях, особенно при наклепе расположенных к потоку
дроби образцов. Пластическую деформацию поверхностного слоя
можно выявить также используя рекристаллизационный отжиг
(фиг. 52). Дробеструйный наклеп отражается на твердости поверх-
ностного слоя, а также других механических свойствах стали. Повы-
шение твердости особенно заметно на мягких сталях. При испыта-
ниях на статическое растяжение наклепанных дробью образцов
можно обнаружить, что предел пропорциональности, предел теку-
чести, сужение и удлинение их падают, в то время как предел проч-
ности практически не изменяется. При изгибе предел текучести не-
сколько возрастает. Проба на загиб оказывается менее благоприят-
ной для наклепанных дробью образцов. Дробеструйная обработка
практически не отражается на ударной вязкости стали. Пластическая
деформация наклепанного слоя предопределяет распад твердого
раствора с выделением избыточных фаз в виде дисперсных частиц по
плоскостям скольжения. Последнее в основном и предопределяет
изменение механических свойств поверхностного слоя наклепанных
дробью деталей. Весьма показательны в этом отношении экспери-
менты по оценке распада остаточного аустенита под влиянием дробе-
84
струйного наклепа. Изменение свойств поверхностного слоя детали
отражается также на циклической вязкости наклепанной дробью
стали, однако соответствующие эксперименты еще весьма неполны
и до некоторой степени противоречивы. Вопросы, связанные с изме-
нением поверхностного слоя при дробеструйной обработке детали
и влиянием дробеструйного наклепа на механические свойства детали
при ее однократном нагружении изучены недостаточно, что, очевидно,
объясняется значительно большим влиянием дробеструйной обра-
ботки на прочность детали при ее циклическом нагружении. Детали
из высокопрочных сталей весьма чувствительны к качеству поверх-
Фиг. 5L Микроструктура поверх-
ностного слоя нормализованной
стали 20, наклепанной дробью
диаметром 1—2 мм при скорости
85 м!сек. X 100.
Фиг. 52. Микроструктура поверх-
ностного слоя стали 20, накле-
панной дробью диаметром I—2 мм
при скорости 85 м/сек после от-
жига на рекристаллизацию (тем-
пература 650—680е*, выдержка
3 часа). X 100.
ности в условиях циклического нагружения. Вполне естественно,
что дробеструйный наклеп, изменяющий лишь самый поверхностный
слой детали, заметно проявляет себя именно в этом случае. Послед-
нее заставило в настоящей главе основное внимание уделить вопросу
влияния дробеструйного наклепа на усталостную прочность и дол-
говечность деталей при их циклическом нагружении.
1. МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА НАКЛЕПАННОЙ ДРОБЬЮ ДЕТАЛИ
И ПРИ ОДНОКРАТНОМ НАГРУЖЕНИИ
а) Микрогеометрия наклепанной дробью поверхности
В результате дробеструйного наклепа поверхность детали приоб-
ретает специфическую микрогеометрию. Многочисленные лунки,
являющиеся следами удара дробинок, обычно снижают чистоту
поверхности, что может в отдельных случаях препятствовать нормаль-
ной эксплуатации наклепанной дробью детали. С другой стороны,
85
наличие этих лунок может рассматриваться как положительный
фактор, способствующий повышению маслоудерживающих свойств
поверхности. Устранение
при дробеструйном накле-
пе рисок и надрезов, обра-
зующихся в результате
предшествующей механи-
ческой обработки, также
следует считать положи-
тельным явлением.
Исследованию влияния
дробеструйного наклепа
на микрогеометрию обра-
батываемой поверхности
посвящены многие работы
отечественных исследова-
телей. Одной из первых
в этом отношении яв-
Фиг.
поверхности
53. Влияние экспозиции на чистоту
при дробеструйном наклепе
стали 45 [47].
ляется работа И. Т. Семенова [47]. Проводя исследование на сталях
45 = 2554-302) и У8 (/?с = 45ч-50), он выявил влияние
на микрогеометрию поверхности экспозиции наклепа, диаметра дроби
Фиг. 54. Влияние экспозиции на чистоту поверхности
при дробеструйном наклепе стали У8 [47].
и давления воздуха при обработке этих сталей на пневматическом
дробемете. Образцы были выполнены шлифованными с исходной чисто-
той поверхности (ГОСТ 2789-51) по 7-му классу для стали 45 и 8-му
для стали У8. В первом случае среднеквадратичное отклоне-
ние Нск было в пределах 0,87—1,13 лис, а во втором 0,42—0,63 мк.
Влияние экспозиции на чистоту поверхности стали 45 при наклепе
ее дробью диаметром 0,6—1,0 мм при давлении воздуха 5 кг!см*
представлено на фиг. 53, в стали У8 при наклепе ее дробью различ-
ного диаметра — на фиг. 54. Измерение микрогеометрии произвол
дилось профилометром Аббота.
Из графиков следует, что дробеструйный наклеп значительно
понизил чистоту поверхности, а именно: для стали 45НСК увеличи-
86
лось до 3—3,5 мк, для стали У8 до 1,5—2 лис. С увеличением дли-
тельности наклепа чистота поверхности стали У8 практически не
меняется, в то время как у стали 45 она несколько восстанавливается,
понижаясь до Нск = 2,5-ь-З мк, однако не достигает исходного
состояния (Нек — 0,87ч-1,13 мк).
Аналогичные результаты в отношении влияния продолжитель-
ности дробеструйного наклепа на чистоту поверхности стали ШХ15
были получены А. А. Португаловой [59]. Наклеп образцов, имевших
в данном случае твердость /?с=61-*-66 и чистоту поверхности,
олределявхмую Нск — 0,0125 мк, производился на гравитационной
Продолжительность наклепа
Фиг. 55. Влияние экспозиции при
дробеструйном наклепе и твердо-
сти стали ШХ15 на чистоту по-
верхности [59].
Диаметр dpoSu
Фиг. 56. Влияние размера дроби
на чистоту поверхности стали 45
[47].
установке ЭНИИПП подшипниковыми шариками диаметром 2 мм
при высоте свободного падения 1,6 м. Результаты исследования
представлены на фиг. 55.
Из графиков следует, что чистота поверхности падает при дробе-
струйном наклепе более заметно для стали пониженной твердости.
Увеличение экспозиции при наклепе' несколько восстанавливает
чистоту поверхности. Заметим, что чистота рабочей поверхности под-
шипниковых колец хотя и падает при дробеструйном наклепе с выше-
указанным режимом, однако остается в пределах тех требований,
которые предъявляются к кольцам в этом отношении, а именно
Н{К = 0,125 =0,225 мк.
Влияние размера дроби на чистоту поверхности исследовано
И. Т. Семеновым [471 на сталях 45 и У8, наклепанных на дробеструй-
ной установке НИАТ при давлении воздуха 5 кг/см2. Соответствую-
щие результаты в виде графика и профилограмм, записанных при-
бором Браш, представлены на фиг. 56 и 57. Наклеп стали 45 произ-
водился с экспозицией 2 мин., а стали У8 — 1 мин. Из фиг. 56 и
57 следует, что высота микронеровностей увеличивается с увеличе-
нием диаметра дроби. Так, например, для стали 45 при изменении
размера дроби в пределах от 0,6 до 1,8 мм Нск увеличивается с 2
до 2,75 мк. Опыты И. Т. Семенова выявили также влияние на чистоту
поверхности давления воздуха в пневматической дробеструйной
установке (фиг. 58 и 59). Изменение давления воздуха от 2 до
87
Шлифованная
поверхность
перед
обработкой
дробью
Фиг. 57. Профилограммы поверхности образца из стали У8, под-
вергнутого дробеструйному наклепу дробью различного диаметра
(вертикальное увеличение 1000, горизонтальное 80) [47].
Фиг. 58. Влияние давления воздуха при дробе-
струйном наклепе на чистоту поверхности стали 45 [47].
88
5 кг/см2 увеличивает Нск для стали 45 с 1,5—2 до 2,5—3 мк, для
стали У8— с 1 до 1,75 мк.
Увеличение шероховатости с ростом размера дроби подтвер-
ждается экспериментами Н. А. Карасева [80].
На фиг. 60 дана зависимость максимальной высоты неровно-
стей Ятах от диаметра дроби, использованной при наклепе стали
55С2 (^с = 41-43).
Из графика следует, что если при наклепе мелкой дробью диаме-
тром 0,5 мм максимальная высота неровностей составляла 0,07 мм,
то при наклепе дробью диаметром 2,4 мм она возрастала до 0,76 мм.
Фиг. 59. Влияние давления воздуха
при дробеструйном наклепе на чистоту
поверхности стали У8 [47].
Фиг. 60. Влияние размера дроби
на чистоту поверхности при дро-
беструйном наклепе стали 55С2
(₽с = 41-4*43 ) [8jJ.
Имеющиеся литературные данные позволяют констатировать
следующее:
1. Наклеп чугунной дробью обычно не повышает чистоту поверх-
ности.
Использование стальной дроби в отдельных случаях (твердые
поверхности) дает положительный результат.
2. Увеличение размера дроби, так же как и ее скорости, небла-
гоприятно отражается на чистоте поверхности.
3. С увеличением экспозиции чистота поверхности несколько
восстанавливается, однако при использовании чугунной дроби она
не достигает исходного состояния, определяемого шлифованием или
полированием.
4. Анализ профилограмм показывает, что дробеструйный наклеп
сглаживает острые надрезы и риски на поверхности детали, являю-
щиеся следами предшествующей механической обработки.
б) Влияние дробеструйного наклепа на твердость
поверхностного слоя
Дробеструйный наклеп повышает твердость поверхностных слоев
детали. Эго особенно заметно на мягких сталях. Так, напри-
мер, для нормализованной стали 20, имеющей химический состав:
0,21 % С, 0,45% Мп, 0,30% Si, 0,03% S и 0,04% Р, автором [16]
обнаружено повышение твердости в результате дробеструйного на-
клепа с Hv =175 до Hv = 240. т. е. на 37%. Дробеструйный
89
наклеп производился на экспериментальном дробемете ЦНИИТМАШ
при скорости вращения ротора 3500 и 2100 об/мин различным количе-
ством дроби. Результаты измерения распределения твердости по гл у-
бине для двух режимов дробеструйной обработки представлены на
фиг.61,аиб. Измерение твердости производилосьпа приборе Виккер-
са при нагрузке 10 кг. Различная
глубина, на которой проявилось
влияние дробеструйной обработки
в данном эксперименте, в основ-
ном определяется варьированием
скорости дроби.
Аналогичное влияние дробе-
струйного наклепа на твердость
стали отмечалось С. Г. Хейфецем
142] и О. О. Куликовым 145],
которые при дробеструйной обра-
ботке нормализованной стали 45
обнаружили повышение ее твер-
дости с Hv = 185 до Hv =
= 260-4-270, т. е. на 40%.
М. М. Кобриным [44]
на литой стали 40, накле-
панной дробью диаметром
1,2—1,4 мм при скорости
вращения ротора 3500 и
2100 об/мин, получена
твердость соответственно
Ну =255 и 246 при исход-
ном ее значении Ну = 185,
т. е. увеличение твердо-
сти достигало 38 и 33%.
При этом глубина, на ко-
торой обнаружено изме-
Фиг. 61. Распределение твердости по глубине,
наклепанной дробью диаметром 1—2 мм нор-
мализованной стали 20:
а — скорость вращения ротора 3500 об/мин; количество
дроби 40 кг; б — скорость । рашенмя ротора 2100 об/мин,
количество дроби 10 кг.
некие твердости, не пре-
вышала в первом случае
0,5 jhjw, а во втором 0,Злсл<.
Подробное исследова-
ние влияния дробеструй-
ного наклепа на твердость
стали проведено Л. М, Школьником. Наклеп дробью произво-
дился на пневматической установке ЦНИИ МПС. Влияние дав-
ления воздуха при наклепе дробью на распределение твердости по
глубине представлено на фиг. 62, а и б. Вполне естественно, что
наклеп с повышенным давлением воздуха изменил твердость стали
на большей глубине. Весьма интересны результаты с наклепом образ-
цов, расположенных наклонно к потоку дроби (фиг. 63). Наиболее
эффективным в отношении глубины наклепа оказался случай распо-
ложения образца под углом 70°. Это, видимо, следует объяснить
тем, что при наклонном расположении образца, т. е. при появлении
90
Фиг. 62. Изменение твердости по сечению образца из стали Ст. 5 в зависимости
от давления воздуха при наклепе на пневматическом дробемете:
а — дробь диаметром 1,0—1,3 мм и б — дробь диаметром 1,5—1,8 мм [52].
Фиг. 63. Изменение твердости
по глубине образцов, изгото-
вленных из стали Ст. 5 и обра-
ботанных дробью диаметром
1,0 — 1,5 мм под различными
углами (давление воздуха
5атм) [52].
Расстояние от поверхности
а)
ё)
Фиг. 64. Изменение твердости по сечению образца в зависимости от про-
должительности дробеструйной обработки:
а — сталь Ст. 5, дробь диаметром 1,0-1,3 .ил, б — сталь 37XH3A, дробь диаметром 1,5—
1Л лм! (давление воздуха 5 атм) [52}.
Фиг. 65. Изменение твердости
наклепанного слоя в зависи-
мости от продолжительности
дробеструйной обработки [83 J:
/ — сталь 5ЛС2 обезуглероженная на
тлуоиие 0,15 лот. 2 —то же после
шлифования; 3 — сталь 15Х цементо-
ванная; 4 — сталь Р~; 5 — сталь Р18.
451--------------------------
О 0,2 0,к мм
Расстояние от поверхности
Фиг. 66. Изменение твердо-
сти по глубине наклепанно-
го слоя стали 50ХГФ [85]:
1 — экспозиция наклепа 5 сек.;
2 — то же 30 сек.; 3 — то же
60 сек., 4 — то же 120 сек.;
5 — то же ЗОи сек.
92
Фиг. 67. Изменение твердости по тол-
щине поверхностно закаленного и на-
клепанного дробью зуба шестерни из
стали 37Х НЗА 152].
касательной нагрузки в момент удара дробинок, создается более
благоприятное условие для пластической деформации поверхност-
ного слоя, чем при ударе, направленном перпендикулярно поверх-
ности Г116] — (1171. Влияние продолжительности дробеструйного
наклепа на характер распределения твердости по глубине образца
для стали Ст. 5 и стали 37XH3A исследовалось Л. М. Школьни-
ком. Результаты соответствующих экспериментов представлены на
фиг. 64.
Изменение твердости наклепанного слоя в зависимости от продол-
жительности дробеструйной обработки исследовалось также приме-
нительно к различным сталям на
Московском автомобильном заводе
имени Сталина 183], 185]. Резуль-
таты этого исследования даны на
фиг. 65 и 66.
А. А. Португаловой [59] со-
общается, что изменение твердо-
сти стали 111X15 при ее наклепе
на гравитационной установке
ЭНИИПП в течение 1 часа со-
ставляет 7?с — 2--3 при исход-
ном значении /?с = 65.
Л. М. Школьником и В. П. Де-
вяткиным 152] обнаружено по-
вышение твердости поверхностно
закаленных током высокой часто-
ты шестерен из стали 37XH3A
при последующем дробеструйном
наклепе (фиг. 67).
В опытах Е. Н. Болховитино-
вой [58] при дробеструйном на-
клепе закаленной нержавеющей
стали Х18Н9Т с исходной аусте-
нитной структурой твердость воз-
росла с Ну = 230 до Ну = 460,
т. е. в 2 раза. Значительное повышение твердости (до /?с = 8->10) при
дробеструйном наклепе инструментальных сталей, содержащих после
термической обработки большое количество остаточного аустенита,
отмечается Д. А. Свешниковым.
Данные по изменению твердости под влиянием дробеструйного
наклепа приводятся также многими другими исследователями; ре-
зультаты этих экспериментов аналогичны описанным выше.
в) Механические свойства наклепанной дробью стали
при статическом растяжении и изгибе
Дробеструйный наклеп сказывается на механических характери-
стиках стали при статическом нагружении образцов значительно
менее существенно, чем при циклическом нагружении. Предел
93
прочности хотя и имеет тенденцию к повышению, но изменение его за
счет наклепа весьма невелико. Предел пропорциональности, суже-
ние и относительные удлинения стали падают. Предел текучести
при изгибе в противоположность пределу текучести при растяжении
несколько повышается. Технологическая проба на изгиб более
благоприятна для образцов, не подвергавшихся дробеструйному
наклепу.
Л. М. Школьником проведено исследование механических
свойств наклепанной дробью стали Ст. 5 при растяжении на образ-
цах диаметром 15 и 6 мм. Полученные результаты представлены
на фиг. 68.
Испытание па изгиб 1176] образцов прямоугольного сечения,
наклепанных дробью с двух противоположных сторон и изготовлен-
ных из стали 1020, показало неболь-
Фиг. 68. Влияние наклепа дробью на Фиг. 69. Влияние продолжительно-
механические свойства стали Ст. 5 [51]. сти обработки дробью на угол за-
гиба образное до появления трещин
и до излома [51 ].
Так, например, на тонких (V/) образцах это повышение достигало
19%, па средних С^") 14% и на толстых (Г) 4%.
Испытания наклепанных дробью образцов на загиб производи-
лись Л. М. Школьником. Образцы были изготовлены из стали Ст. 5,
отличались друг от друга размером поперечного сечения (10 X 15 и
15 X 15 мм) и длительностью дробеструйной обработки. Последняя
производилась на дробеструйной установке ЦНИИ МПС и варьиро-
валась по экспозиции в пределах 5—15 мин. Результаты испытания
представлены на фиг. 69.
Из графика следует, что как трещина, так и непосредственно
излом обнаруживаются тем раньше, чем длительнее осуществляется
наклеп образцов дробью. Эти результаты говорят о возможности
использования технологической пробы на загиб как дополнитель-
ного средства контроля дробеструйной обработки.
94
г) Влияние дробеструйного [наклепа на ударную вязкость стали
Работами Н. Н. Давиденкова, Ф. Ф. Витмана и др. [118] и [119]
показано, что создание твердых поверхностных слоев приводит к по*
вышению критической температуры хладноломкости и, как следствие,
к уменьшению ударной прочности. Так, например, повышение
критической температуры для гладких ударных образцов из мягкой
стали при наклепе дробью на гравитационной установке может
а к кгм/с»2
Температура испытания
Фиг. 70. Результаты ударных испытаний стали Ст. 5
при различной температуре [51 ].
достигать 33°. Н. Н. Давидеиков [120] не рекомендует для малых
деталей, работающих на удар (подразумевается однократный), при-
менять поверхностную обработку, создающую твердые поверхност-
ные слои, в том числе и дробеструйный наклеп.
К тем же выводам, а именно бесперспективности дробеструйного
наклепа (без последующей термической обработки) в отношении
повышения ударной вязкости пришел и автор настоящей работы.
Дробеструйный наклеп практически не отражается на проч-
ности стальных образцов при ударном однократном их нагру-
жении. Соответствующие эксперименты, проведенные при нормаль-
ной температуре на обычных ударных образцах, имеющих радиус
надреза 1 хм и изготовленных из улучшенной стали 40Х, дали вне
зависимости от того, были они обработаны дробью или нет, значение
95
ударной вязкости uk = 10 кгм/см-. При этих экспериментах варьиро-
вались как режим дробеструйного наклепа (скорость дроби и экспо-
зиция), так и условие испытания (скорость удара). Последнее дости-
галось за счет падения маятника копра с различной высоты.
Аналогичные результаты получены Л. М. Школьником 149] на
стали Ст. 5. Образцы отличались по форме и испытывались при раз-
личных температурах в пределах от —-60 до Ч 100°. Одна часть образ-
цов (10 X 10 X 55 мм) имела обычный надрез с радиусом 1 мм,
другая — сквозное отверстие диаметром 2 мм. Результаты испыта-
ний представлены на фиг. 70.
Отсутствие влияния дробеструйного наклепа, видимо, объяс-
няется тем, что наличие остаточных напряжений, как это установ-
лено работами И. В. Кудрявцева 1121], [122], не отражается на
ударной вязкости стали, а изменения механических свойств самого
наклепанного слоя, учитывая его малую толщину, не могут заметно
сказаться на ударной прочности образца.
д) Распад остаточного аустенита под влиянием
дробеструйного наклепа
Пластическая деформация и высокие сжимающие остаточные
напряжения в поверхностном слое наклепанной дробью детали
создают благоприятные условия для фазовых превращений стали
[123] — [125] и, в частности, для распада остаточного аустенита.
Присутствие последнего, особенно в инструментальных сталях,
весьма часто [126], хотя оно и нежелательно. Устранение остаточ-
ного аустенита обычно достигается многократным отпуском или
обработкой холодом.
Применительно к дробеструйному наклепу исследование распада
остаточного аустенита впервые проведено Е. Н. Болховитиновой [58].
С этой целью была использована цементованная сталь 18ХГТ в виде
образцов диаметром 3 мм и длиной 30 мм. Дробеструйный наклеп
производился на установке ВИСХОМ дробью диаметром 0,5—1 мм
при скорости вращения ротора дробемета 288Э об/мин. Результаты
измерения остаточного аустенита в образцах представлены в табл. 7.
Таблица 7
Изменение количества остаточного аустенита в образцах, изготовленных
из цементованной стали 18ХГТ [58]
Состояние образца 1 Количество остаточного аустенита в % °/0 повышения содержания магнитной фазы
до наклепа после наклепа
Сырой 0,0 0,0
Цементованный 82,5 68,0 83
81,0 68,0 70
78,0 66 0 55
63,0 55,0 40
96
Следует заметить, что содержание остаточного аустенита оцени-
валось на магнитном анизометре системы М. С. Акулова и, есте-
ственно, соответствующие данные являются средними значениями
для наклепанной и непаклепанной части образца.
Аналогичное исследование проведено Н. А. Карасевым [83] на
цементованной стали 15Х, а также стали 18ХГ, 12Х2Н4, Р18 и Р9.
Количество остаточного аустенита определялось рентгенографически.
Изменение содержания остаточного аустенита в наклепанном слое
в зависимости от длительности дробеструйной обработки для ста-
лей 15Х (цементованной), Р18 и Р9 представлено на фиг. 71. Из гра-
фика следует, что для полного
устранения аустенита в поверхно-
стном [слое достаточно дробеструй-
ного наклепа в течение нескольких
минут. Заметим, что дробеструйная
обработка этих образцов производи-
лась на установке Московского авто-
мобильного завода имени Сталина
дробью диаметром 0,8 мм при ско-
рости 72 м/сек и производитель-
ности ротора 100 кг дроби в минуту.
Применительно к сталям Р18, Р9
и ЭИ184 и цианированной стали
40Х влияние дробеструйного накле-
па на структурные изменения иссле-
довалось Д. А. Свешниковым. Наклеп
дробью диаметром 0,4—0,6 мм про-
изводился на двухроторной уста-
новке Горьковского автомобильного
завода имени Молотова с режимом:
скорость дроби 57 м/сек, подача ее
Фиг. 71. Содержание остаточного
аустенита в наклепанном слое в
зависимости от продолжительно-
сти дробеструйной обработки:
/—цементованная сталь 15Х; 2 — сталь
РФ1; 5- сталь ЭИ262 (83].
на каждый ротор 110 кг/мин;
экспозиция наклепа варьировалась.
Количество остаточного аустенита оценивалось рентгенографи-
чески. Для стали Р18 и 40Х использовался также магнитный метод.
Исследования показали, что при дробеструйном наклепе в указанных
выше сталях происходит распад остаточного аустенита. Предвари-
тельный отпуск стабилизирует аустенит и уменьшает склонность
его к превращению при последующей пластической деформации.
Положительное влияние дробеструйного наклепа в отношении
распада остаточного аустенита может быть использовано не только
с целью упрочнения инструмента, но и для упрочнения таких дета-
лей, как шестерни коробок передач, поверхностные слои которых при
принятом на заводе технологическом режиме термической обработки
содержат до 70% остаточного аустенита.
е) Влияние наклепа дробью на циклическую вязкость
Под циклической вязкостью или внутренним трением понимают
свойство материала рассеивать энергию при циклической деформа-
ции детали. Это рассеивание энергии проявляется в виде тепловых
7 Саверин 1222 97
или электромагнитных (для ферромагнитных материалов) потерь.
Вопросы природы внутреннего трения привлекали внимание многих
отечественных и иностранных исследователей [127]—ИЗО и др.]-
Большинство из них склоняются к тому, что основной причиной
рассеивания энергии является пластическая деформация металла,
которая может возникать в отдельных участках не только при высо-
ких, но и при относительно малых напряжениях, не превышающих
предела упругости металла. Последнее объясняется неоднород-
ностью поликристаллического строения металла, анизотропностью
свойств его кристаллов и т. п. Пластическая деформация сопрово-
ждается значительным нагревом соответствующей зоны металла и„
л)
Фиг. 72. Циклическая вязкость:
а — промышленного железа; б — стали 40Х ив — стали 65Г. Сплошные линии — до наклепа,
пунктирные — после наклепа [55].
как следствие, тепловыми потерями. Последние, естественно, растут
пропорционально амплитуде, с которой осуществляется циклическая
деформация металла. При малых амплитудах, когда пластическая
деформация даже в отдельных зернах металла полностью исклю-
чена, рассеивание энергии объясняется термоупругим и электро-
магнитным эффектами, играющими в случае наличия пластической
деформации лишь подчиненную, второстепенную роль. Термоупру-
гий эффект определяется частотой,.с которой осуществляется цикли-
ческое деформирование. Исключительно высокая или, наоборот,
низкая частота предопределяет малое значение циклической вяз-
кости, ибо процессы упругого деформирования приближаются соот-
ветственно к адиабатическим или изотермическим, т. е. обратимым
процессам, протекающим без рассеивания энергии. При частотах^
с которыми проводится испытание образцов на циклическую вяз-
кость или нагружение реальных деталей, теплообмен как между
различно нагруженными зернами металла, так и между окружающей
средой не исключен, а следовательно и рассеивание энергии, сопро-
вождающее всякий процесс теплопередачи, имеет место.
98
Фиг. 73. Влияние наклепа растяжениием
на циклическую вязкость стали ЭЖ^ U32).
Первым исследованием влияния дробеструйного наклепа на цик-
лическую вязкость является работа Е. Н. Болховитиновой [55],
[131]. Ею проведено испытание промышленного железа, а также
сталей 08, 35, ЗОХГСА, 40Х, 45Г2, 60С2 и 65Г. Испытание образ-
цов диаметром 12 мм про-
изводилось при кручении
па приборе с механической
записью колебаний. На-
клеп дробью диаметром
1 —1,5 мм осуществлялся
на пневматической уста-
новке ЦНИИМПС при экс-
позиции 3 мин. Резуль-
таты исследования для про-
мышленно чистого железа
и сталей 40Х и 65Г пред-
ставлены на фиг. 72, а, б
и в.
Е. Н. Болховитиновой
отмечается повышение цик-
лической вязкости под влиянием дробеструйного наклепа на всех
испытанных сталях. Это естественно, если учесть, что наклепанные
дробью образцы и детали заметно снижают чувствительность
ffi————--------——————
2 4 6 в tO 12 /4 ткг/^г
Фиг. 74. Влияние дробеструйного наклепа
на циклическую вязкость стали ЭЖ1 [132]:
I — образцы не наклепаны дробью; 2 — образцы накле-
паны с малой экспозицией; 3 — образцы наклепаны
с большой экспозицией.
к поверхностным концентра-
торам напряжений. Однако
тот факт, что при усталост-
ных испытаниях наклепанные
дробью образцы обычно на-
греваются значительно мень-
ше, чем ненаклепанные, про-
тиворечит результатам выше-
изложенного исследования.
Снижение чувствительно-
сти к концентраторам напря-
жений, наблюдаемое при уста-
лостных испытаниях накле-
панных дробью образцов,
видимо, следует объяснить не
повышением их циклической
вязкости, а благоприятным
р асп ределением остаточ н ы х
напряжений в зоне концентратора. Сам наклеп, как это следует из
ряда работ отечественных исследователей [30], не только не сни-
жает, но даже повышает чувствительность стали к концентрато-
рам напряжений благодаря частичной потере материалом пла-
стических свойств.
По данным В. И. Просвирина и Н. Н. Моргуновой [132], наклеп
снижает циклическую вязкость стали. Соответствующие экспери-
менты были проведены с использованием прибора с оптической
7*
.99
диаграммной записью на стали ЭЖ1 с содержанием углерода 0,15%,
подвергнутой закалке в масло с 1050° и отпуску при 680°.
Пластическая деформация создавалась растяжением заготовок при
различной величине остаточной деформации (5, 10 и 15%).
Во всех случаях наблюдалось снижение величины циклической
вязкости при кручении. Результаты испытания представлены на
фиг. 73.
Тот же эффект наблюдался и при поверхностном наклепе этой
стали дробью диаметром 1,2—1,8 мм. Обработка производилась на
экспериментальной дробеструйной установке ЦНИИТМАШ при ско-
рости вращения ротора 3500 об/мин с использованием различного
количества дроби, а именно: 2,5 и 5 кг. Результаты испытания пока-
зали (фиг. 74), что дробеструйный наклеп, так же как и пласти-
ческое растяжение, заметно снижает значение циклической вязкости
стали ЭЖ1.
2. РОЛЬ УПРОЧНЕНИЯ НАКЛЕПАННОГО СЛОЯ
И ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ В УПРОЧНЕНИИ ДЕТАЛИ В ЦЕЛОМ
Под усталостью материала понимается явление разрушения его
под влиянием циклического нагружения. Способность материала
сопротивляться этому разрушению называется выносливостью. Пре-
дел выносливости есть то предельное максимальное напряжение,
которое не вызывает усталостного разрушения образца. Для ряда
материалов и условий испытания (коррозионная среда, высокая
температура и др.) предел выносливости является величиной услов-
ной, так как он в большей мере определяется выбранной базой
испытания, падая с увеличением последней.
Высокая эффективность дробеструйного наклепа в отношении
повышения усталостной прочности деталей заставляет уделить этому
вопросу основное место в настоящей работе.
Как известно, первопричиной усталостного разрушения являются
касательные напряжения [129], [133] — [137и др.], которые при цик-
лическом нагружении детали предопределяют развитие в пей мест-
ной пластической деформации в наиболее напряженных зонах.
Сказанное подтверждается также и тем, что усталостное разрушение
наблюдается под действием не только растягивающих, но и сжимаю-
щих напряжений [138].
Возникает вопрос, чем объяснить эффективность поверхностного
наклепа и, в частности, дробеструйной обработки, повышающего
усталостную прочность? Известно, что под влиянием наклепа сопро-
тивление пластической деформации и усталостная прочность стали
заметно повышаются. Это наблюдается при волочении, прокатке,
растяжении и сжатии [65], [129], [136] и др.
Н. П. Щапов [48] объясняет упрочнение металла при его пла-
стической деформации увеличением исходной неоднородности и неста-
бильностью материала, а также повышением энергии внутренних
напряжений. Одной из теорий, получившей экспериментальное
подтверждение и объясняющей упрочнение сталей при наклепе,
100
является карбидная теория упрочнения С. Т. Кишкина [124], [139].
Им показано, что высокое упрочнение может быть достигнуто накле-
пом лишь в твердых растворах, распадающихся при пластической
деформации, с образованием новой фазы в мелкодисперсной форме.
Этой фазой в реальных сплавах являются карбиды, нитриды и интер-
металлические соединения, бло-
кирующие плоскости скольже-
ния. Природа взаимодействия
между упрочняющими фазами
и основной решеткой еще не
изучена. Однако ясно, что эф-
фект блокировки нельзя рас-
сматривать лишь как простое
механическое заклинивание
плоскостей скольжения. Опи-
раясь па эту теорию, С. И. Рат-
нер [65] объясняет повышение
усталостной прочности деталей
при дробеструйной обработке
в основном непосредственным
упрочнением поверхностных
слоев детали при ее наклепе,
что наиболее заметно в сталях
с повышенным содержанием
углерода и более склонных к
структурному распаду. С этим
объяснением упрочнения дета-
лей при дробеструйном наклепе
нельзя полностью согласиться.
Соответствующий эксперимен-
тальный материал для ряда ис-
следователей [140] представляе-
тся малоубедительным. Анализ
влияния остаточных напряже-
ний, проведенный С. И. Ратне-
ром, не выявивший их поло-
жительной роли, ошибочен [48].
Степень наклепа растяжением
Фиг. 75. Влияние наклепа на предел
выносливости различных марок углеро-
дистой стали, испытанной на гладких
образцах, наклепанных сжатием и ра-
стяжением |!4|].
Тот факт, что все известные
методы поверхностного упрочнения
(дробеструйная обработка, обкатка, азотирование, поверхностная
закалка и т. п.) сопровождаются появлением высоких сжимающих
остаточных напряжений первого рода в поверхностных слоях, побу-
дил многих исследователей приписать этим напряжениям, особенно
при условии их концентрации, доминирующую роль в упрочнении.
Конечно, нельзя отрицать их благотворного влияния, если принять
во внимание, что объемное сжатие, связанное с наличием этих напря-
жений, увеличивает величину критического скалывающего напря-
жения для многих металлов. Несомненно также и то, что эти напря-
жения затрудняют дальнейшее распространение уже образовавшейся
усталостной трещины, тем самым повышая долговечность детали.
101
Тем не менее следует признать, что в практике встречаются случаи,
в которых упрочнения с этой точки зрения объяснить не удается.
Так, например, при сплошном наклепе гладких образцов предва-
рительной вытяжкой или сжатием заготовок, когда не приходится
ожидать больших остаточных напряжений первого рода, наблю-
дается для отдельных сталей значительное повышение усталостной
прочности.
Результаты соответствующих экспериментов И. А. Одинга
и А. И. Ефремова [141], проведенных на гладких образцах диа-
метром 7,5 мм, изготовленных из углеродистых сталей, содержащих
0,24, 0,27 и 1,10% С, приведены на фиг. 75.
Из графиков следует, что даже незначительный наклеп углеро-
дистой стали уже заметно повышает ее предел выносливости. Макси-
мальное значение упрочнения, достигнутое в данном случае, состав-
ляет 48% и объясняется в основном непосредственным упрочнением
металла наклепом.
Однако с увеличением твердости и прочности металлов увеличи-
вается и их чувствительность к поверхностным концентраторам
напряжений при циклическом нагружении. Это справедливо не только
по отношению к термической обработке металлов [142], но и к их
наклепу.
В работе И. В. Кудрявцева [301 приводятся данные об упроч-
нении надрезанных образцов при сплошном наклепе растяжением
заготовок из стали, содержащей 0,1% С. Остаточное удлинение
при растяжении составляло 10%. Надрезы на усталостных образцах,
диаметр которых был 11,3 мм, производились на глубину 1,9 мм
и отличались лишь радиусом закругления, а именно: г = 0,5льи,
г = 1,0 мм и г = 2,0 мм.
Результаты испытаний на усталость представлены в табл. 8.
Таблица 8
Влияние сплошного наклепа растяжением на усталостную прочность
образцов диаметром 11,3 мм гладких и с надрезом (глубина надреза
1,9 мм), изготовленных из стали 10
Состояние образцов Пределы выносливости образцов в кг [мм*
без надреаа с надрезом, радиусом
г 0,5 мм г - - 1,0 мм г = 2,00 мм
Не наклепаны 23.0 12,2 14,7 18,2
Наклепаны растяжением на 100/0 26,1 125 15,4 19,6
Низкая эффективность упрочнения надрезанных образцов при
сплошном наклепе, видимо, объясняется повышенной чувствитель-
ностью наклепанного металла к поверхностным концентраторам
напряжений. На фиг. 76 дано графически значение теоретических а,
102
и эффективных k0 коэффициентов концентрации напряжений, а также
коэффициентов чувствительности q в зависимости от радиуса надреза
как наклепанного, так и ненаклеланного металла. Из графика сле-
дует, что при циклическом нагружении образцов сплошной наклеп
заметно повышает чувствительность стали к концентраторам напря-
жений.
Аналогичные эксперименты, проведенные И. В. Кудрявцевым
на малоуглеродистой стали, содержащей 0,06% С и подвергнутой
наклепу растяжением (от 0 до 30%), полностью подтвердили ранее
сделанный вывод.
Результаты усталостных испытаний как гладких, так и надре-
занных консольных образцов
Фиг. 76. Коэффициенты концен-
трации напряжений kz и ко-
эффициент чувствительности q к
надрезам при усталостных испы-
таниях стали 10, йенаклепэнной
« наклепанной растяжением на
10% [30].
диаметром 12 мм при глубине надреза
0,4 мм с радиусом 0,2 мм предста-
влены на фиг. 77.
б..
-------------------» е,
О 10 20 30 g
Степень наклепа (д процентах ,
удлинения при растяжении)
Фиг. 77. Зависимость предела выносливо-
сти и эффективного коэффициента концен-
трации от степени наклепа растяжением
для гладких и надрезанных образцов, из-
готовленных из стали, содержащей 0,06% С
[30].
Из графика следует, что предел выносливости гладких образ-
цов монотонно возрастает с увеличением степени наклепа металла,
в то время как предел выносливости образцов, имеющих надрез,
при большой степени наклепа падает. При степени наклепа 30%
предел выносливости образцов с надрезом практически равен пре-
делу выносливости соответствующих ненаклепанных образцов. Таким
образом, повышение чувствительности наклепанного металла к по-
верхностным концентраторам напряжений в этом случае полностью
парализовало упрочнение, созданное наклепом.
Поскольку поверхность является наиболее нагруженной частью
детали, в а также имеет максимальное количество концентраторов
напряжений, то вполне естественно, что дробеструйный наклеп,
с одной стороны, непосредственно повышающий сопротивление
103
металла разрушению, с другой, создающий в поверхностных слоях
благоприятные (сжимающие) остаточные напряжения, резко сни-
жающие чувствительность этих слоев к концентраторам напряжений»
является эффективным средством повышения усталостной прочности
детали в целом.
Повидимому в зависимости от внешних условий, природы мате-
риала, его термической обработки, а также формы и характера нагру-
жения детали и т. п., тот или другой фактор приобретает решающее
значение в упрочнении детали в целом. Ниже дается анализ влияния
как непосредственного упрочнения поверхностных слоев, так и
благоприятного распределения остаточных напряжений, связанных
с дробеструйным наклепом, на усталостную прочность деталей,
различных по своим абсолютным размерам и характеру поверхно-
стных концентраторов напряжений.
До дробеструйной обработки
После дробеструйной обработки
Фиг. 78. Схема упрочнения
гладких валов:
7 — эпюря предельных напряжений: 2
и 3 — эпюры напряжений от внешней
на грузки соответственно для валов ма-
лого d и большого D диаметров.
а) Влияние упрочнения поверхностного слоя детали
на ее усталостную прочность
Приводимый ниже анализ исходит из того, что в результате дро-
беструйного наклепа поверхностные слои детали приобретают более
высокую усталостную прочность по
сравнению с исходной, или по срав-
нению с прочностью центрально рас-
положенных слоев, т. е. после наклепа
наблюдается определенный градиент
механических свойств по сечению дета-
ли. Усталостное разрушение наступает
в результате того, что напряжения от
внешней нагрузки в той или другой
зоне поперечного сечения детали до-
стигает некоторого критического зна-
чения, определяемого усталостной проч-
ностью металла соответствующей зоны.
Анализ и схемы упрочнения даны для
валов, отличающихся по своим абсо-
лютным размерам и размерам поверх-
ностных концентраторов напряжений
(надрез), нагруженных изгибающим
моментом. Выводы могут быть распро-
странены на другие детали, имеющие
иные концентраторы напряжений (т. е.
не только надрез), а также работаю-
щие при сложном напряженном со-
стоянии.
На фиг. 78 приводится схема упрочнения гладких валов различ-
ного диаметра. Тонкими линиями нанесены эпюры напряжений,
возникающих от внешней нагрузки в сечении аа\ жирными ли-
ниями — предельные значения этих напряжений. Для случай, когда
деталь еще не подвергалась дробеструйному наклепу (фиг. 78, а),
104
эпюра предельных напряжений нанесена в виде прямой линии, что
предполагает однородность механических свойств металла по всему
сечению детали, включая поверхность. После дробеструйного наклепа
(фиг. 78, б) поверхностные слои металла приобретают повышенную
прочность, что характеризуется предельной кривой.
Точка В контакта эпюры напряжений от внешней нагрузки
с эпюрой критического их значения определяет наиболее напряжен-
ную зону детали, в которой и следует ожидать зарождения уста-
лостной трещины. Так, например, если разрушение валов, не
прошедших дробеструйную обработку, должно начинаться с поверх-
ности, то для валов, подвергнутых тому или другому процессу поверх-
ностного упрочнения, есть основание ожидать зарождения устало-
стной трещины на некоторой глубине. Последняя определяется
толщиной упрочненного, а в нашем случае наклепанного слоя. Дей-
ствительно, критическое значение напряжений в переходной зоне
от упрочненного к неупрочненному металлу, несмотря на дробе-
струйную обработку, по величине остается старым, в то время как
напряжение от внешней нагрузки в этой зоне лишь не намного меньше
тех, которые воспринимает упрочненная дробью поверхность.
Из схемы (фиг. 78) следует, что эффект повышения усталостной
прочности детали при одинаковых условиях по глубине и качеству
наклепанного слоя проявляется более резко с уменьшением абсо-
лютных размеров детали, т. е. Aa-id>Aa-iD. Этому благоприят-
ствует повышение градиента напряжений от внешней нагрузки.
Рассматривая аналогичную схему распределения напряжений и
свойств по сечению гладкой детали, С. В. Серенсен 162] устанав-
ливает оптимальную толщину упрочненного слоя в зависимости от
значения предела выносливости этого слоя и сердцевины.
Соответствующее выражение имеет вид
2& = 1
а с,^п ’
где & — толщина упрочненного слоя;
d — диаметр детали;
□ — предел выносливости сердцевины;
а_1п— предел выносливости упрочненного слоя.
Дальнейшее увеличение толщины упрочненного слоя не сопро-
вождается повышением прочности детали, так как зарождение уста-
лостной трещины в этом случае будет происходить не под слоем,
а непосредственно на самой поверхности.
В рассматриваемом случае, т. е. когда деталь является идеально
гладкой, иначе говоря, не имеет ни конструктивных, ни техноло-
гических концентраторов напряжений, не приходится рассчитывать
на значительное упрочнение при дробеструйной обработке. Глубина
наклепа, которая практически осуществима при этом процессе,
обычно оказывается слишком малой, чтобы оказать серьезное
влияние.
Однако практически, если деталь и не обладает конструктивными
концентраторами напряжений, она неизбежно имеет технологические
105
Аа дробеструйной
Обработки
и эксплуатационные поверхностные концентраторы. К ним отно-
сятся следы механической обработки, царапины, риски, коррозия
и т. п. Наличие этих концентраторов не может не отразиться как
на схеме упрочнения соответствующих деталей, так и на выводах.
На фиг. 79 изображена схема упрочнения валов, имеющих микро-
скопический концентратор напряжений, зона влияния которого не
выходит за пределы наклепанного слоя. В схеме условно совме-
щены эпюры распределения напряжений от внешней нагрузки в
эпюры предельных напряжений для двух валов различного диаметра.
Концентратор напряжений,
снижая предел выносливости не-
упрочненной дробью детали, со-
здает предпосылки для повышен-
ной эффективности дробеструй-
ного наклепа.
Микроскопический концентра-
тор напряжений заметно изменяет
характер эпюры напряжений от
внешних нагрузок лишь у самой
поверхности. Градиент напряже-
ний у поверхности весьма велик,
что дает возможность даже при
относительно небольшой величине
наклепа полностью охватить его
зону влияния. Эго предопределяет
поверхностное разрушение дета-
лей не только неупрочненных,
но также и упрочненных дробью.
Принимая во внимание, что в силу
микроскопического характера кон-
центратора коэффициент концен-
трации напряжений не зависит от абсолютных размеров детали, можно
сделать вывод о том, что эффективность дробеструйного процесса
в этом случае не должна зависить от размера детали. Усталостная
прочность последней должна расти пропорционально упрочнению
поверхностного слоя при наклепе.
Несколько сложнее анализ упрочнения деталей, имеющих кон-
структивный концентратор напряжений; здесь возможно несколько
случаев.
1. Эпюра предельных напряжений какдля
крупных, так и для мелких деталей охваты-
вает эпюру напряжений от внешней нагрузки
и не касается ее. Это возможно при достаточно большой
глубине наклепа и при наличии концентратора напряжений с весьма
высоким градиентом. Описанный случай и выводы для него по суще-
ству не отличаются от ранее рассмотренного, а именно случая упроч-
нения валов, имеющих микроскопический концентратор напряжений
(фиг. 79). Разрушение как упрочненных, так и неупрочненных валов
вне зависимости от их абсолютных размеров, должно начинаться
106
После дробеструй-
ной обработки
Фиг. 79. Схема упрочнения валон,
имеющих микроскопический концен-
тратор напряжений:
/—эпюра предельных напряжений; 2 и 3 —эпю-
ры напряжений от внешней нагрузки соответ*
ственно для валов малого d и большого D диа-
метров.
До дробеструйной
обработки
и
Схема упрочнения валов
с поверхности, прочность которой будет непосредственно определять
величину предельной нагрузки на деталь. Эффективность дробе-
струйного процесса будет высокой и независимой от абсолютных
размеров детали.
2, Эпюра предельных напряжений касается
эпюры напряжений от внешней п а г р у з к и в зо не
перехода от наклепанного к ненаклепанному
металлу (фиг. 80), однако лишь в определенном
диапазоне абсолютных размеров детали. Для
концентраторов напряжений, например выточек или галтелей, в том
случае, если их радиус кри-
визны остается постоянным не-
зависимо от абсолютных раз-
меров детали, более вероятно
соприкосновение эпюр у мел-
ких деталей. Это объясняется
тем, что рассматриваемый кон-
центратор напряжений для
мелких деталей уже не может
считаться микроскопическим,
а следовательно, и характер
распределения напряжений у
него в большой мере опреде-
ляется абсолютными размерами
детали. Для крупных деталей,
влияние такого рода концен-
тратора аналогично влиянию
микроскопического. Для мел-
ких деталей соответствующий
концентратор, имея относитель-
но малый коэффициент кон-
центрации напряжений, лишь
незначительно изменяет эпюру
напряжений от внешней нагрузки [143]. Если для крупных де-
талей в этом случае усталостная прочность будет всецело опре-
деляться прочностью поверхностных слоев, которая значительно
повышена за счет наклепа, то для мелких благотворное влияние
дробеструйной обработки окажется недоиспользованным, так как
наиболее напряженной зоной, несмотря на наличие концентратора
напряжений, оказывается переходная, а следовательно и неупроч-
ненная зона. Отсюда следует, Ъто дробеструйная обработка таких
валов при условии одинаковой глубины наклепанного слоя будет
эффективна для крупных деталей, т. е. Да-ю> До-и- Это объяс-
няется тем, что, с одной стороны, их предел выносливости до упроч-
нения ниже, чем у мелких, за счет повышенного коэффициента напря-
жений при той же геометрии концентратора, с другой,— благодаря
тому, что их предел выносливости после дробеструйной обработки
'будет определяться прочностью поверхностных упрочненных слоев,
в то время как предел выносливости мелких деталей лимитируется
107
После дробеструй-
ной обработки
Фиг. 80.
имеющих равные (а не подобные) по
геометрии концентраторы напряжений:
I — эпюра предельных напряжений; 2 и 3— эпю-
ры напряжений от внешней нагрузки соответ-
ственно для валов малого d и большого D диа-
метров; 4 и 5—эпюры условных номинальных
напряжений соответственно для валов лгалого к
большого диаметров.
прочностью металла в переходной неупрочненной зоне. Эффектив-
ность процесса должна возрастать с повышением абсолютных раз-
меров детали. Однако с того момента» когда напряженность поверх-
ности начнет превышать напряженность переходной зоны, т. е.
создадутся условия, при которых эпюры предельных и фактических
напряжений не будут иметь точки касания, дальнейший рост эффек-
тивности процесса должен прекратиться. Из той же схемы упроч-
нения (фиг. 80) следует, что для получения равной эффективности
упрочнения деталей, отличающихся по своим абсолютным размерам,
но имеющих одинаковые конструктивные концентраторы напряже-
До дробеструйной
обработки .
ний, для мелких деталей необхо-
дима большая глубина наклепан-
ного слоя. Практически это встре-
чает затруднение, так как малая
жесткость этих деталей неспо-
собна предотвратить их сильное
коробление в процессе дробе-
струйного наклепа.
Эту схему упрочнения, так же-
как и соответствующие выводы,
нельзя распространить на детали,
Имеющие подобные, а не равные
конструктивные концентраторы
напряжений (фиг. 81). Действи-
тельно, если с изменением абсо-
Фиг. 81. Схема упрочнения валов,
имеющих подобные по геометрии и
пропорциональные абсолютным раз-
мерам деталей конструктивные кон-
центраторы напряжений:
1— эпюра предельных напряжений; 2 иЗ— эпю-
ры напряжений от внешней нагрувки соответ-
ственно для налов малого d и большого D диа-
метров; 4 и 5 — эпюры условных номинальных
напряжений соответственно для валов малого
и большого диаметров.
лютных размеров детали геоме-
трические размеры концентрато-
ров будут также меняться, то
создаются более благоприятные
условия для крупных деталей в
отношении касания эпюр пре-
дельных и фактических напря-
жений в переходной зоне. С дру-
гой стороны, при этом изменении
коэффициент концентрации на-
пряжений остается постоянным, а не падает с уменьшением раз-
меров детали, в противоположность тому, как это было в ранее
рассмотренных случаях. Сказанное предопределяет отрицательное
влияние концентраторов не только на крупных, но и на мелких
неупрочненных дробью деталях. Из схемы (фиг. 81) следует, что при
упрочнении детали, имеющей подобные и пропорциональные до гео-
метрии концентраторы напряжений, можно ожидать более высокой
эффективности дробеструйного наклепа для мелких деталей, т. е.
4a_id> Да-ip. Однако, учитывая, что дробеструйный наклеп круп-
ных деталей технологически возможен на большую глубину, не
исключена вероятность получения и в этом последнем случае весьма
значительного повышения усталостной прочности.
3. Эпюры предельных напряжений от на-
грузки, несмотря на наличие концентратора
108
напряжений, соприкасаются в переходной
зоне вне зависимости от абсолютных разме-
ров детали. Этот случай возможен при таких концентраторах,
коэффициент концентрации которых относительно невелик, напри-
мер при надрезах с большим радиусом кривизны, плавных переходах
и т. п. Схема упрочнения таких деталей аналогична той, которая
была приведена при объяснении упрочнения гладких деталей (фиг. 78).
Естественно, дробеструйная обработка в этих случаях будет мало-
эффективна как для крупных, так и для мелких деталей, конечно,
при условии, если сам надрез или плавный переход не будет иметь
технойогических или эксплуатационных концентраторов напря-
жений.
На основе проведенного анализа можно сделать следующие вы-
воды, хорошо подтверждающиеся соответствующими эксперимен-
тами:
1. Эффективность дробеструйной обработки в отношении повы-
шения предела выносливости гладких деталей, вне взаисимости
от их абсолютных размеров, но при условии качественного состоя-
ния поверхности, должна быть относительно небольшой.
2. Дробеструйная обработка детали, поверхность которой имеет
микроскопический концентратор напряжений (следы механической
обработки, коррозии и т. п.), весьма эффективна как на больших,
так и на малых (по своим абсолютным размерам) деталях.
3. При обработке деталей, имеющих конструктивные концентра-
торы напряжений, глубина наклепа приобретает решающую роль
и не менее существенна, чем само упрочнение поверхностного слоя.
При достаточной глубине наклепанного слоя в этом случае можно
ожидать столь значительного увеличения усталостной прочности
детали, как и в случае упрочнения деталей, имеющих технологи-
ческие микроскопические концентраторы напряжений. При малой
глубине наклепанного слоя дробеструйная обработка менее эффек-
тивна и ее влияние будет проявляться лишь не намного заметнее,
чем при упрочнении гладких деталей.
Необходимо отметить, что проведенный анализ обладает тем
недостатком, что игнорирует влияние остаточных сжимающих на-
пряжений, возникающих в наклепанном слое. Однако их роль в
упрочнении детали во многом аналогична той, которую играет не-
посредственное упрочнение металла поверхностных слоев детали.
Результаты последующего анализа, где учитывается этот фактор,
в основных выводах, совпадают с вышеприведенными.
б) Влияние остаточных напряжений наклепа на усталостную
прочность детали
В настоящее время все еще весьма широко распространено мне-
ние о том, что усталостное разрушение детали возможно лишь при
наличии растягивающих напряжений от внешней нагрузки, а роль
внутренних напряжений, связанных с тем или другим технологи-
ческим процессом поверхностного упрочнения и, в частности,
109
с дробеструйной обработкой, сводится лишь к полной или частичной
компенсации этих растягивающих напряжений.
Не отрицая того факта, что наиболее опасными являются растя-
гивающие напряжения, снижением которых можно повысить уста-
лостную прочность детали, согласиться с этим упрощенным объяс-
нением эффективности сжимающих поверхностных напряжений [1771
и др. без целого ряда оговорок нельзя.
Действительно, известны случаи, когда усталостное разрушение
наблюдается в тех элементах детали, которые испытывают лишь
переменное сжатие. С другой стороны, для ряда материалов (вязких)
уменьшение максимального растягивающего напряжения в области
Фиг. 82. Результаты усталостных испытаний вязких металлов
при линейном напряженном состоянии в условиях асимметричных
циклов [144]:
од — предельная амплитуда цикла; — предел выносливости при симметричном цикле;
ст — среднее напряжение цикла; предел прочности; ®тах — максимальное напряжение цикла
(отрицательное); — предел текучести.
не увеличивает, а в отдельных случаях даже уменьшает предель-
ную амплитуду напряжений [144], а следовательно и амплитуду
изменений внешней нагрузки (фиг. 82). Повидимому, местная пла-
стическая деформация, возникающая под действием циклически
меняющихся касательных напряжений, может быть столь значи-
тельной, что не исключена возможность появления растягивающих
внутренних напряжений (второго рода), способных осуществить
разрушение металла в соответствующей зоне. В этом отношении
весьма показательны эксперименты С. Г. Хейфеца [138], получив-
шего усталостное разрушение на сжатой стороне балки Т-образного
сечения при испытании ее на изгиб.
Аналогичные испытания проведены Муром 1178] по определению
усталостной прочности образцов на рельсовой стали в условиях
переменного изгиба с асимметричным циклом при отрицательном
среднем напряжении. Т-образная форма образцов, использованных
при этих испытаниях, позволила получить усталостную трещину
со стороны гребня, где напряжения в процессе испытания остава-
лись отрицательными, меняясь от 1,4 до 70 кг/мм2.
110
Представляет интерес кинетика развития усталостной трещины
в области сжимающих напряжений. Появившись после 150 000 циклов
нагружений со стороны гребня, она весьма медленно распространя-
лась в сторону полки, все еще не достигнув ее даже при 875 000 цик-
лов нагружений. Подобными же экспериментами удалось устано-
вить, что усталостные трещины возникают со стороны сжатых воло-
кон лишь в том случае, если величины напряжения в них превы-
шает по крайней мере в 2 раза величину растягивающих напряжений
со стороны полки. При этом ни в одном из случаев эта трещина даже
при весьма длительных испытаниях (10-10® циклов) не распростра-
нялась глубже полки Т-образного образца. Ответственность каса-
тельных напряжений в первой стадии усталостного разрушения
подчеркивается также тем.
что направление усталостной
трещины в начальный пе-
риод совпадает с направле-
нием максимальных касатель-
ных напряжений (фиг. 83, а).
Лишь впоследствии трещи-
на принимает направление,
перпендикулярное к нор-
мальному напряжению, ви-
димо, в силу того, что уже
образовавшаяся усталостная
трещина, являясь эффектив-
ным концентратором напря-
жений, создает более благо-
приятные условия для раз-
%
Фиг. 83. Развитие усталостной трещины*
в области сжимающих напряжений при
асимметричном изгибе образца, имеющего
Т-образное сечение:
а — образец не обработан дробью; б - образец под-
вергнут дробеструйной обработке.
рушения металла от отрыва.
Необходимые для этого вида разрушения растягивающие напря-
жения могут создаваться у вершины трещины за счет местной пла-
стической деформации, которая, несмотря на то, что номинальные-
напряжения от внешней нагрузки все время остаются сжимающими„
может оказаться знакопеременной. Этим можно объяснить и наблю-
даемое затухание в развитии усталостной трещины при приближении
ее к нейтральной оси, т. е. тогда, когда напряжение от внешне®
нагрузки резко падает. Характер напряженного состояния в области
развивающейся трещины (сжатие) предопределяет более или менее
стабильное положение нейтральной оси, несмотря на нарушение
сплошности сечения Т-образной балки в процессе ее усталостного
разрушения.
Испытанию были подвергнуты также аналогичные образцы, про-
шедшие всестороннюю дробеструйную обработку. Несмотря на то,
что разрушение этих образцов, так же как и не обработанных дробью,
наблюдалось со стороны гребня, т. е. в области сжимающих напря-
жений, образцы показали увеличение предела выносливости на 22%.
Усталостная трещина, видимо, зарождалась на некоторой глубине —
под наклепанным слоем — ив первый период своего развития совпа-
дала с направлением максимальных скалывающих напряжений,
ш
(фиг. 83, 6). В дальнейшем эта трещина принимала направление,
перпендикулярное к нормальному напряжению как в наклепанной
зоне, так и в более глубоко расположенных слоях, что до некоторой
степени подтверждает предположение о разрушении металла в этой
стадии от отрыва.
Благотворную роль дробеструйной обработки в данном случае
можно приписать, с одной стороны, непосредственному упрочнению
наклепанного слоя, его повышенному сопротивлению пластической
деформации и разрушению. С другой стороны, несомненно, что и
внутренние напряжения, сопровождающие поверхностный наклеп
дробью, несмотря на то, что они увеличивают и без того большие
сжимающие напряжения от внешних нагрузок, могут отразиться
Фиг. 84. Результаты усталостных испытаний хрупких металлов при
линейном напряженном состоянии в условиях асимметричных
циклов [144]:
— предел прочности при растяжении; e&j — предел прочности при сжатии, остальные
обозначения те же, что и на фиг. 82.
положительно на прочности детали в целом. Наклепанный металл,
в силу потери своих пластических свойств, весьма близко прибли-
жается к хрупким материалам, для которых уменьшение среднего
напряжения цикла, даже в области его отрицательных значений,
увеличивает предельную амплитуду напряжений (фиг. 84). Причины
этого явления достаточно подробно изложены в работе И. В. Кудряв-
цева [301.
Заметим, что с этой точки зрения можно объяснить также извест-
ное в практике благотворное влияние поверхностных сжимающих
напряжений и в случае работы детали в условиях переменного кру-
чения. Экспериментальные данные, приведенные на фиг. 84, хотя
и относятся к линейному напряженному состоянию, могут быть интер-
претированы более обще, а именно, как подтверждающие факт роста
предельной амплитуды касательных напряжений, равной <за с умень-
шением среднего нормального напряжения цикла в области не только
положительных, но и отрицательных значений.
Из сказанного следует, что дробеструйная обработка деталей,
работающих в условиях переменного кручения, должна быть эффек-
тивна не только вследствие непосредственного упрочнения поверх-
ностных слоев, но также и вследствие благоприятного распределения
112
Фиг. 85. Схема упрочнения гладкой детали без
учета влияния среднего напряжения на ампли-
туду цикла:
<з_] и б — пределы выносливости соответственно до и
после дробеструйной обработки; Ав_— приращение пре-
дела выносливости за счет дробеструйной обработки;
°т. д и са. д ~ соответственно среднее напряжение цикла
(отрицательное) и амплитуда напряжений л ля поверхностного
слоя обработан «ой дробью детали: / — внутренние напряже-
ния о г никлепа; 2— । нешние напряжения аля деталей, под-
вергнутых наклепу дробью: 3 — внешние напряжения для
летал'й, неупрочненных дробью (в данном случае линии
2 и 3 совпадают); 4 — суммарные напряжения в наклепанной
детали.
внутренних напряжений, возникающих при этом’ процессе. Остаточ-
ные сжимающие напряжения в поверхностных слоях переводят цикл
с нулевым средним нормальным напряжением (симметричное кру-
чение не обработанных дробью деталей) в цикл с отрицательным сред-
ним нормальным напряжением (симметричное кручение наклепанных
дробью деталей). Эго
повышает предельную
амплитуду касательных
напряжений для по-
верхностных слоев, а
следовательно повышает
и усталостную проч-
ность детали в целом.
Более наглядно мож-
но проследить влияние
внутренних напряже-
ний на усталостную
прочность деталей, ра-
ботающих в условиях
знакопеременного изги-
ба. Очевидно, что бла-
гоприятное влияние на-
клепа на усталостную
прочность объясняется
повышением величины
предельной амплитуды
с уменьшением сред-
него напряжения цикла
в области не только
положительных, но и
отрицательных его зна-
чений, а также непо-
средственным упрочне-
нием самого наклепан-
ного слоя. Само по себе
наличие высоких сжи-
мающих остаточных на-
пряжений в поверхностном слое детали не сможет благоприятно
отразиться на ее усталостной прочности (фиг. 85). Это объясняется
тем, что предельная амплитуда для вязких металлов не зависит от
величины среднего напряжения цикла в области его отрицатель-
ных значений. Сказанное справедливо лишь для гладких деталей,
работающих в условиях симметричного цикла нагружения. При
этом предполагается, что детали не имеют ни поверхностных концен-
траторов напряжений, ни внутренних растягивающих напряжений.
Понижение среднего напряжения цикла в этом случае не отразится
на величине предельной амплитуды напряжений, а следовательно,
и на величине допускаемой нагрузки (изгибающего или крутящего
момента) на деталь.
8 Саверив 1222
Фиг. 86. Схема упрочнения гладкой детали
с учетом влияния среднего напряжения на ампли-
туду цикла (см. пояснения к фиг. 85).
Иная картина будет наблюдаться, если принять во внимание
чувствительность наклепанного металла к изменению величины сред-
него напряжения цикла (фиг. 86). Наклеп пластичного металла при-
ближает механические свойства последнего к свойствам хрупкого,
повышая чувствительность предельной амплитуды к величине сред-
него напряжения цикла в области отрицательных его значений.
Благодаря этому наличие сжимающих напряжений в поверхност-
ном слое наклепанной детали положительно отражается на ее уста-
лостной прочности даже тогда, когда деталь подвергается симме-
тричному изгибу, имея гладкую качественную поверхность. Однако
эффективность дробеструйной обработки будет в этом случае неве-
лика, так как прочность детали лимитируется прочностью
металла, расположенного непосредственно под весьма тонким накле-
панным слоем (в точке А, фиг. 86), где напряжения меняются по сим-
метричному циклу, а по величине лишь незначительно отличаются
от поверхностных.
Можно ожидать, что дробеструйный наклеп окажется более
эффективным для деталей, работающих при асимметричном изгибе,
как это, например, имеет место в рессорах, где поверхностные слои
не обработанной дробью детали со стороны максимальных растяги-
вающих напряжений испытывают асимметричный цикл со средним
положительным напряжением. Естественно, что благодаря дробе-
струйной обработке, которая вносит в поверхностные слои, большие
сжимающие остаточные напряжения, возможно не только умень-
шить величину среднего напряжения цикла, но даже перевести его
из области положительных в область отрицательных значений.
При этом предельная амплитуда напряжений, а следовательно и
допускаемый диапазон изменения внешней нагрузки, должны вы-
расти более заметно, чем это наблюдалось для деталей, работающих
при симметричном цикле нагружений. Эта повышенная эффектив-
ность, конечно, может проявиться лишь в том случае, если проч-
ность деталей не будет лимитироваться прочностью слоя, располо-
женного непосредственно под наклепанной зоной, т. е. если глубина
наклепа достаточно велика. В противном случае разрушение начнется
на некоторой глубине, т. е. там, где материал испытывает, несмотря
на дробеструйный наклеп, тот же по характеру цикл напряжений,
что и до дробеструйной обработки, лишь при несколько меньших
значениях напряжений. Эффективность дробеструйной обработки
в этом последнем случае вряд ли окажется выше той, которая имела
место при упрочнении детали, работающей при симметричном изгибе.
Более значительного упрочнения детали следует ожидать тогда,
когда она имеет до дробеструйной обработки растягивающие вну-
тренние напряжения в поверхностных слоях. Эти напряжения обычно
возникают при целом ряде технологических процессов, как, например,
шлифовании [1], [2] и т. п. В этом случае, даже при симметричном
нагружении детали переменным изгибающим моментом, ее поверх-
ностные слои работают в условиях асимметричного цикла, с поло-
жительным средним напряжением <зтр (фиг. 87). Если градиент
этих внутренних растягивающих напряжений достаточно велик,
114
то они могут быть полностью скомпенсированы сжимающими напря-
жениями, сопровождающими процесс дробеструйной обработки.
В этих условиях среднее напряжение цикла д станет отрица-
тельным, что резко повысит величину предельной амплитуды цикла
с величины fja.p Д,о &а.рд, а следовательно повысит и безопасный
диапазон изменения внешней нагрузки. Повышение усталостной
Фиг. 87. Схема упрочнения гладкой детали, имеющей поверхностные
растягивающие напряжения, связанные с ранее проведенными техно-
логическими процессами:
<з_], o_.jp и °—!р. д — пределы выносливости для деталей, соответственно не имеющих внутренних
напряжений, имеющих растягивающие поверхностные напряжения, и деталей, наклепанных дробью,
имевших те же напряжения; Дв_±р (—) — уменьшение предела выносливости детали за счет наличия
растягивающих напряжений в поверхностных слоях; £ (4-) и До—де (4-)"“ увеличение пре-
дела выносливости деталей благодаря дробеструйной обработке по сравнению с деталями, соответ-
ственно имеющими к не имеющими внутренних растягивающих напряжений; вт.р,£ (—) и зтр —
средние напряжения цикла для поверхностных слоев деталей, имеющих внутренние растягивающие
напряжения, соответственно прошедших и не прошедших дробеструйную обработку; ад. р. э
и р — амплитуды цикла напряжений для поверхностных слоев деталей, имеющих внутренние
растягивающие напряжения, соответственно прошедших и не прошедших дробеструйную обработку;
/ — внутренние напряжения детали до дробеструйной обработки; 2 — внутренние напряжения,
связанные с дробеструйной обработкой; 3, 4 и 5 — напряжения от внешней нагрузки (номинальные)
для деталей, соответственно не имеющих внутренних напряжений, имеющих напряжения до дробе-
струйной обработки и имеющих те же внутренние напряжения, но подвергнутых наклепу дробью;
6 — суммарная этора внутренних напряжений и напряжений от внешней нагрузки.
прочности будет весьма значительно даже в том случае, если проч-
ность детали после дробеструйной обработки будет лимитироваться
прочностью слоя, расположенного непосредственно под наклепанной
зоной.
Как уже отмечалось ранее, наличие поверхностных концентра-
торов напряжений резко снижает усталостную прочность детали.
8* 115
Весьма интересен факт повышенной чувствительности таких дета-
лей к значению среднего напряжения цикла не только в области
положительных, но и в области отрицательных его значений (фиг. 88).
Рассматривая эффективность дробеструйной обработки таких дета-
лей, следует различать два крайних случая, а именно: тот случай,
когда градиент напряжений у концентратора невелик (фиг. 89), и
другой случай, когда градиент напряжения у концентратора более
высок, чем градиент сжимающих внутренних напряжений, связан-
ных с дробеструйной обработкой (фиг. 90). Если в первом случае
Фиг. 88. Результаты усталостных испытаний вязких металлов при линейном
напряженном состоянии в условиях ассимметричных циклов на образцах,
имеющих концентраторы напряжений 1144 J (обозначения см. в подписи к фиг. 82).
имеется условие к тому, чтобы усталостное разрушение металла
началось непосредственно под наклепанным слоем при напряжениях
от внешней нагрузки, близких по своему значению к поверхностным,
то во втором случае не исключена возможность развития усталостной
трещины непосредственно с поверхности. Естественно, что в первом
случае дробеструйная обработка будет столь же мало эффективна,
как и при упрочнении гладких деталей. Во втором случае имеются
более благоприятные условия в связи с тем, что при высокоградиент-
ных концентраторах напряжений, будь то острые поверхностные
надрезы или коррозия, вся зона высоких растягивающих напря-
жений, связанных с ними, может не выходить за пределы наклепан-
ного слоя. Есть основание полагать, что в этом последнем случае
повышенная прочность поверхности, связанная как с непосред-
ственным ее упрочнением при наклепе, так и со снижением среднего
напряжения цикла, будет использована более полно. Естественно,
что абсолютное значение предела выносливости детали, подвергнутой
дробеструйной обработке, имеющей концентратор напряжений такого
рода, может и не достигнуть значения предела выносливости,
соответствующего гладкой детали. Это будет определяться не только
градиентом, но и величиной коэффициента концентрации напряже-
ний. Несомненно лишь то, что относительное увеличение предела
116
выносливости, т. е. упрочнение за счет дробеструйного наклепа такого
рода деталей как мелких, так в равной мере и крупных, даже при
малой глубине наклепанного слоя будет максимальным по сравнению
с ранее рассмотренными случаями.
В заключение подчеркнем еще раз, что все сказанное относительно
эффективности внутренних напряжений, связанных с дробеструйной
обработкой при нагружении детали переменным изгибом, качественно
ДбчкС-)
До дробеструйной
обработки
Фиг. 89. Схема упрочнения детали, имеющей малоградиентный концентра-
тор напряжений:
и пределы выносливости для деталей соответственно гладких, имеющих кон-
центратор напряжений, а также имеющих концентратор напряжений и подвергнутых дробеструйной
обработке; Ьз—}* (—) — падение предела выносливости за счет концентратора напряжений;
— изменение предела выносливости за счет дробеструйной обработки для деталей,
имеющих концентратор напряжений; зта к $ (—) и — соответственно среднее напряжение
(отрицательное) и амплитуда цикла для поверхностных слоев обработанной дробью детали:
1 — эпюра внутренних напряжений, связанных с дробеструйной обработкой; 2 — эпюра напряжений
от внешней наг узки с учетом конаенгратора напряжений, 3, 4 и 3 — эпюры напряжений от внеш-
ней нагрузки (номинальные) для деталей соответственно гладких, имеющие концентратор напря-
жений и подвергнутых дробеструйной обработке: б — суммарная впюра внут емких напряжений
от наклепа и напряжений от внешней нагрузки с учетом концентратора напряжений.
можно распространить, включая и приведенные выше схемы, на
случай работы деталей в условиях переменного кручения. По суще-
ству анализ, проведенный с точки зрения повышения предельной
амплитуды касательных напряжений при снижении среднего нормаль-
ного цикла, справедлив в равной степени как при изгибе, так и при
кручении;
Особо следует остановиться на той роли, которую могут играть
остаточные сжимающие напряжения в упрочнении деталей, работаю-
щих в условиях переменного равномерного растяжения — сжатия.
Многими вообще отрицается их благотворное влияние в этом случае.
Действительно, если деталь не имеет поверхностных концентраторов
117
напряжений или вредных растягивающих напряжений, связанных
с ранее проведенными технологическими процессами, например
шлифованием, рассчитывать на значительное упрочнение за счет
внесения в поверхностные слои сжимающих напряжений не прихо-
дится. Более того, не исключена возможность снижения усталостной
прочности детали в силу повышенной напряженности более глубоко
расположенных слоев металла, где. компенсирующие растягивающие
напряжения несколько повышают среднее напряжение цикла, тем
самым снижая величину предельной амплитуды.
10-жЛ»
До дробеструйной
обработки
Фиг. 90. Схема упрочнения детали, имеющей высокоградиентный
концентратор напряжений (пояснения даны в подписи к фиг. 89).
Иная картина должна наблюдаться при упрочнении деталей,
имеющих поверхностные растягивающие остаточные напряжения
или концентраторы. В этих деталях поверхностные слои находятся
в более тяжелых условиях работы и именно они определяют устало-
стную прочность детали в целом. Естественно, что остаточные сжи-
мающие напряжения, связанные с дробеструйной обработкой, должны
понизить среднее напряжение цикла для поверхностных слоев и тем
самым увеличить значение предельной амплитуды напряжений.
Упрочнение детали в целом будет весьма значительным, если гра-
диент внутренних напряжений, связанных с наклепом, не будет
превышать градиента растягивающих напряжений или напряжений
за счет концентраторов; в противном случае не приходится ожи-
дать заметной эффективности от дробеструйного наклепа.
Из приведенного выше анализа может создаться мнение, что
дробеструйная обработка эффективна лишь в том случае, если дробь
имеет возможность осуществлять непосредственный наклеп поверх-
ности концентратора напряжений, будь то за счет прямого попада-
ния или за счет того, что глубина наклепанного слоя будет превы-
шать зону влияния концентратора,
118
Фиг. 91. Схема распределения остаточ-
ных напряжений в зоне глубокого над-
реза, в который дробь не попадала при
наклепе или в зоне надреза, выполнен-
ного после дробеструйного наклепа:
I — контур трещины до наклепа; 2 — тот же кон-
тур после наклепа; 3 —эпюра внутренних напря-
жений по сечению детали после ее наклепа.
Эксперименты И. В. Кудрявцева [30] опровергают это заклю-
чение. Действительно, защищая надрез от попадания дроби, делая
его уже, чем диаметр дробинок, иЛи воспроизводя надрез после
наклепа, можно наблюдать благотворную роль дробеструйной обра-
ботки. Это явление можно объяснить тем, что металл в зоне кон-
центратора напряжений, например у дна надреза (фиг. 91), будет
испытывать сжатие за счет раздачи наклепанного металла у поверх-
ности детали. Эти напряжения могут достигать большой величины,
нередко превышая предел текучести. Это должно снизить среднее
напряжение цикла, а в отдельных случаях предопределить непо-
средственный наклеп дна надреза. Как то, так и другое повысит
усталостную прочность детали
в целом.
На основании проведенного
анализа можно сделать следую-
щие выводы:
1. Положительная роль по-
верхностных остаточных напря-
жений, связанных с дробеструй-
ным наклепом, проявляется
благодаря чувствительности
металла к величине и знаку
среднего нормального напря-
жения цикла. Снижение сред-
него напряжения цикла при
наличии сжимающих остаточ-
ных напряжений в наклепанном
слое сопровождается повыше-
нием предела выносливости де-
тали. Повышенная чувствитель-
ность к среднему напряжению
цикла материалов, имеющих
высокую твердость, предопределяет высокую эффективность их
упрочнения при наклепе дробью.
2. Эффективность дробеструйного наклепа проявляется более
заметно тогда, когда поверхностные слои детали до наклепа дробью
имеют растягивающие остаточные напряжения, связанные с ранее
проведенными технологическими процессами. В этом случае поверх-
ностные слои, даже при условии симметричного нагружения детали,
находятся в условиях асимметричного цикла нагружения с положи-
тельным средним напряжением, в то время как после дробеструй-
ного наклепа среднее напряжение цикла становится отрицательным.
3. Дробеструйная обработка деталей, имеющих поверхностные
концентраторы напряжений, по градиенту близкие к градиенту
внутренних напряжений, связанных с дробеструйным наклепом,
или с более высоким градиентом, весьма эффективна как в отношении
мелких, так и в отношении крупных деталей даже при малой глубине
наклепанного слоя. Увеличивать глубину наклепа с увеличением
размера детали в этом случае нецелесообразно. Из сказанного
119
следует, что дробеструйный наклеп может значительно повысить
усталостную прочность твердых сталей, обычно обладающих высокой
чувствительностью к качеству поверхности. Дробеструйный наклеп
снижает чувствительность стали к поверхностным концентраторам
напряжений.
4. Дробеструйный наклеп будет менее эффективен, если деталь
обладает концентратором напряжений с малым градиентом. Для
таких деталей упрочнение будет того же порядка, что и упрочне-
ние гладких деталей, не имеющих поверхностных концентраторов.
5. Дробеструйный наклеп применим к деталям, работающим не
только при циклическом изгибе или кручении, но и при растяже-
нии— сжатии, а также при сложном напряженном состоянии.
Наличие поверхностных концентраторов напряжений, а также небла-
гоприятных технологических поверхностных напряжений предопре-
деляет и в этом случае высокую эффективность дробеструйного
наклепа.
6. Дробеструйный наклеп должен быть эффективным и тогда,
когда деталь до обработки дробью имеет поверхностные дефекты
(трещины, надрезы)., не выходящие за пределы наклепанного слоя.
Это позволяет рекомендовать упрочнение деталей, бывших в упо-
треблении.
3. ВЛИЯНИЕ ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ НА ЭФФЕКТИВНОСТЬ
ДРОБЕСТРУЙНОГО НАКЛЕПА
а) Влияние термической обработки, предшествующей дробеструйному
наклепу, на его эффективность
Термическая обработка детали до наклепа дробью в большой
мере определяет эффективность последнего. Те возможности, кото-
рые открывает этот относительно новый технологический процесс,
могут быть использованы в полной мере лишь при условии правильно
проведенной термической обработки детали до наклепа. Не исклю-
чена возможность, что в отдельных случаях это потребует пере-
смотра установившейся технологии термической обработки и соот-
вествующей ее корректировки.
Большинство как экспериментальных, так и производственных
работ в области дробеструйного наклепа проведены на материалах,
подвергнутых термической обработке без учета последующего дробе-
струйного наклепа. Эта термическая обработка обычно не отличается
от той, которая принята для соответствующих деталей, т. е., как
правило, преследует цель получения максимальной усталостной
прочности детали, не подвергающейся дробеструйному наклепу.
Этим можно объяснить малую эффективность дробеструйного упроч-
нения, имеющую место в отдельных случаях. Наличие больших
сжимающих напряжений в поверхностных слоях наклепанных дробью
деталей позволяет давать им более жесткий режим предварительной
термической обработки, не ожидая резкого повышения чувствитель-
ности материала к качеству поверхности и к поверхностным кон-
центраторам напряжений. Справедливость сказанного косвенно
120
Фиг. 92. Влияние наклепа дробью
на предел выносливости стали»
подвергнутой различной терми-
ческой обработке до наклепа:
1 — образцы не наклепаны: 2 — наклепаны
крупной дробью; 3 — мелкой.
подтверждается тем, что лучшие результаты дробеструйного наклепа
достигнуты на пружинах, термическая обработка которых, правда,
из других соображений, требует низкого отпуска.
Автором [14], [15] неоднократно обращалось внимание на зави-
симость эффективности дробеструйного упрочнения от термической
обработки детали. На фиг. 92 пред-
ставлен график, показывающий влия-
ние термической обработки на упроч-
нение при наклепе стали, содержа-
щей 0,49% С и 1% Мп. Из графика
следует, что предел выносливости
наклепанных дробью образцов воз-
растает с повышением предела проч-
ности стали и не имеет характерного
максимума, который наблюдается у
ненаклепанных образцов при средних
значениях предела прочности, соот-
ветствующих высокому отпуску.
Ниже приводятся результаты ис-
следования стали 45Х следующего
химического состава: 0,48% С;
0,61% Мп; 0,91% Сг; 0,02% S и
0,024% Р.
Образцы (фиг. 93) подвергались различной термической обработке,
режимы которой указаны в табл. 9.
Таблица 9
Характер предварительной (предшествующей процессу наклепа дробью)
термической обработки образцов из стали 45Х
Операции термической обработки Условное об означе- ние Режим
Отжиг О Выдержка в течение 1 часа при температуре 850°, охлаждение с печью
Нормализация н Выдержка в течение 40 мин. при температуре 840°, охлаждение на воздухе Выдержка в течение 20 мин. при температуре 840°, закалка в масле, отпуск при температуре 500—550° С в течение 40 мин., охлаждение на
Закалка с ком с высоким отпу- зво
Закалка с низким отпуском о воздухе Выдержка в течение 20 мин. при температуре 840°. закалка в масле, отпуск при температуре 200 270° С в течение 30 мин., охлаждение на воздухе
Закалка без отпуска 3 Выдержка в течение 20 мин. при температуре 840° С, охлаждение в масле
121
Таблица 10
Результаты статических механических испытаний стали 45Х,
подвергнутой различной термической обработке
Условное обо- значение ре- жима терми- ческой обра- ботки Предел Удлинение о В ’/о Сужение ф в р/.( Твердость Отношения
прочно- сти аЬ в л*г.мм1 текуче- сти СТ В К?1ММ1 пропор- циональ- ности в кг 1мм* Роквелла и *С Бри- fl еля Нв а6 "в нв
О 73 36 33 18 60 /?в = 88 179 0,41 0,20
Н 84 61 48 17 60 Яв=.95 207 0,41 0,25
зво 124 115 НО И 50 яс = зз 302 0,41 0,38
зно 206 173 147 7 16 Яс = 50 486 0,42 0,36
3 203 180 161 — — 522 0,39 0,34
Результаты статических механических испытаний этой стали
приведены в табл. 10. Образцы (диаметром 6 мм) вырезались непо-
средственно из головок усталостных образцов, термически обрабо-
танных по соответствующему режиму.
Фиг. 93. Образец для испытаний на выносливость.
Микроструктура стали представлена на фиг. 94.
После термической обработки часть образцов была подвергнута
испытаниям на машине Шенка как в шлифованном, так и в нешли-
фованном состоянии. Эти испытания, с одной стороны, выявили
абсолютные значения соответствующих пределов выносливости, а с
другой, позволили оценить эффективный коэффициент концентрации
напряжений для образцов, которые не подвергались шлифованию
после термической обработки.
, Результаты усталостных испытаний этих образцов представлены
на фиг. 95 и 96, а также в табл. 11.
Другая часть образцов как шлифованных, так и нешлифованных
была подвергнута дробеструйной обработке.
Наклеп осуществлялся на дробемете механического действия,
имеющем ротор диаметром 300 мм, вращающийся со скоростью
3500 об/мин. Обработка велась в два прохода общей продолжи-
тельностью 2 мин. с однократным изменением положения об-
разца в захватах. Производительность дробемета по дроби соста-
вляла 25 кг/мин,
122
г)
Фиг. 94. Микроструктура стали
45 X после различной термической
обработки. Х100:
а— отжиг (тонкопластичный перлит-гучаст-
ки феррита); б — нормализация (тонко*
пластинчатый и сорбитообразный пер*
лит-|-феррит); в — закалка с высоким
отпуском (сорбит, ориентированный по
мартенситу); г — закалка с низким отпу-
ском (игольчатый мартенсит в состоянии
распада); д — закалка без отпуска (иголь-
чатый мартенсит).
Образец при обработке располагался на расстоянии 300 мм от
ротора и вращался вручную со скоростью примерно 12 об/мин.
Дробь применялась диаметром 0,9—1,2 мм.
Фиг. 96. Результаты испытаний на усталость не наклепанных дробью
и нешлифованных образцов из стали 45Х, подвергнутых различной тер-
мической обработке.
Результаты усталостных испытаний этих образцов представлены
на фиг. 95 и 96, а также в табл. 11.
Таблица 11
Результаты испытаний на усталость шлифованных и нешлифованных
(после термической обработки) образцов диаметром 7,52 мм,
изготовленных из стали 45Х
Условное обо- значение режи- ма термической обработки Предел выносливости образ- цов в иг/жл1 Эффективный коэффициент концентрации напряжений °—1ш *з ж к °—1/п Отношения
шлифованных ’-1Ш нешлифован- ных а— 1т * Е С—1/71 нв
О 31.5 0,176
н 35,5 34 1.04 0,172 0,165
зво 48,5 365 1,33 0,161 0,121
зно 59,0 45.5 1.30 0,121 0,094
3 60,0 43 1,40 0,115 0,082
124
Результаты испытаний этих образцов приведены на фиг. £7
и в табл. 12.
Таблица 12
Результаты испытаний наклепанных дробью, предварительно
шлифованных и нешлифованных образцов из стали 45Х
Условное обозна- чение термиче- ской обработки Предел выносливости в Упрочнение в % Эффективный коэфицкент концентрации напряжений °—д Отношение
шлифован- ных до наклепа °~1ш. д нешлифо- ванных °—1m. д шлифован- ных до наклепа нешлифо- ванных °—1ш. д «в °—1m. д "в
О 34.5 9 — 0,193
н 39 39 10 15 1,00 0,189 0,189
зво 57 56,5 18 55 1,01 0,189 0,187
3 89 87,5 48 104 1,02 U,171 0,168
В этой же таблице дано значение эффективного коэффициента
концентрации напряжений для наклепанных дробью образцов.
Фиг. 97. Результаты испытаний на усталость наклепанных
дробью образцов из стали 45Х, предварительно подвергну-
тых различной термической обработке.
Индекс относится к образцам не шлифованным до наклепа дробью.
Индекс — к шлифованным.
Сопоставляя результаты испытаний образцов, обработанных и
не обработанных дробью, можно сделать вывод, что предел выносли-
вости первых при всех режимах термической обработки выше, чем
125
вторых. Предел выносливости образцов, обработанных дробью, почти
не зависит от состояния их поверхности до наклепа и возрастает
прямо пропорционально увеличению твердости стали, чего нельзя
сказать в отношении ненаклепанных дробью образцов как шлифо-
ванных, так и нешлифованных (фиг. 98 и 99).
Эффективность наклепа, т. е. относительное увеличение предела
выносливости при дробеструйной обработке, заметно повышается
с увеличением твердости стали, причем особенно резко у нешли-
фованных образцов (фиг. 100). Это, видимо, в большой мере объяс-
няется тем, что эффективный коэффициент концентрации напряже-
ний, связанный с недоброкаче-
ственностью поверхности образца,
Фиг. 98. Зависимость предела выно- Фиг. 99. Зависимость механических
сливости от твердости стали. характеристик (07,, ’•/ и »_]) от твер-
дости стали, подвергнутой различной
термической обработке, наклепанной
резко снижается благодаря по- и ненаклепанной.
верхностному упрочнению и бла-
гоприятному распределению остаточных напряжений при дробеструй-
ном наклепе. Изменение эффективного коэффициента концентрации
напряжений, связанного с недоброкачественностью поверхности как
обработанных, так и не обработанных дробью образцов в зависимости
от твердости стали, показано на фиг. 101.
Влияние термической обработки на эффективность дробеструй-
ного наклепа применительно к рессорной стали 55С2 исследовано
Н. А. Карасевым и Д. С. Листгартеном [80], [145]. Нормальная тер-
мическая обработка этой стали предусматривает закалку с 890°
и отпуск при 480—500°. Усталостные испытания без дробеструй-
ного наклепа подтверждают оптимальность вышеуказанного режима
термической обработки стали, при котором ее твердость составляет
7?с = 40ч-44.
Испытания на усталость проводились при симметричном изгибе
плоских образцов толщиной 4 мм, изготовленных из стали 55С2.
Термическая обработка осуществлялась с различной температурой
12б
отпуска; наклеп производился дробью на промышленной установке
Московского автомобильного завода имени Сталина при экспозиции
96 сек. Результаты опытов представлены на фиг. (02. Зависимгють
Фиг. 100. Изменение эффектив-
ности дробеструйной обработки
в зависимости от твердости шли-
фованных (а) и нешлифованных (б)
гладких образцов из стали 45Х,
подвергнутых различной предва-
рительной термической обработке.
Фиг. 101. Зависимость эффективного коэф-
фициента концентрации напряжений от
твердости для образцов обработанных (k^)
и не обработанных (Аэ) дробью.
предела выносливости от твердости
дана на фиг. 103. Из графиков сле-
дует, что эффективность наклепа возрастает с увеличением твер-
дости стали или, иначе, с понижением температуры отпуска. Заметим,
Фиг. 102. Влияние температуры отпу-
ска до наклепа дробью на усталостную
прочность стали 55С2. Температура
отпуска:
/ - 300е; 2 - 400°; 5-450°; 4 - 500°; 5 - 500е [84].
что практически ограничением
снижения температуры отпуска
Фиг. 103. Зависимость предела
выносливости наклепанной
дробью стали 55Cj от исход-
ной твердости [80].
обычно является трудоемкость последующих* технологических опе-
раций изготовления деталей и, в частности, возможность их правки.
Проведенные эксперименты позволяют сделать следующие выводы:
1. Предел выносливости обработанных, так же как и не обработан-
ных дробью гладких, предварительно шлифованных и нешлифован-
ных образцов стали 45Х, растет с повышением твердости. Исключе-
нием являются лишь нешлифованные и не обработанные дробью
образцы, закаленные на высокую твердость.
127
2. Более значительной увеличение предела выносливости с повы-
шением твердости наблюдается у обработанных дробью образцов,
причем имеет место прямая пропорциональность вплоть до макси-
мальных значений твердости, полученной для данной стали (45Х)
путем закалки ее в масле без последующего отпуска.
3. Предел выносливости не обработанных дробью образцов (как
шлифованных, так и нешлифованных) повышается с ростом твердости
значительно менее интенсивно.
4. Пределы выносливости шлифованных и нешлифованных образ-
цов отличаются более заметно с повышением твердости. Однако эта
разница для обработанных дробью образцов столь невелика, что по
существу укладывается в естественный разброс показаний при испы-
таниях.
5. Эффективный коэффициент концентрации напряжений для не-
шлифованных (после термической обработки) и не наклепанных
дробью образцов растет с увеличением твердости стали. Дробеструй-
ная обработка снижает чувствительность стали к технологическим
концентраторам напряжений. Величина эффективного коэффициента
концентрации напряжений при наклепе дробью равна единице даже
для образцов, закаленных на высокую твердость.
6. Эффективность дробеструйной обработки растет с увеличением
твердости стали, причем особенно значительно у нешлифованных
образцов. Повышенная эффективность дробеструйного упрочнения
закаленной стали, с одной стороны, связана со специфическими особо
благоприятными изменениями этой стали при наклепе, а с другой—
со снижением чувствительности ее к поверхностным концентраторам
напряжений (технологическим, конструкционным или эксплуата-
ционным), которые всегда неизбежны у образца и тем более у нату-
ральных деталей. Сказанное позволяет рекомендовать для деталей,
которые подлежат дробеструйному наклепу, более жесткий режим
термической обработки с пониженным отпуском после закалки.
б) Влияние термической обработки на наклепанную дробью деталь
Нагрев детали, наклепанной дробью, может рассматриваться,
с одной стороны, как термическая обработка, преследующая цель
повышения тех или иных механических свойств наклепанной дробью
детали. С другой стороны, такой нагрев может в отдельных случаях
частично или полностью устранить упрочнение, связанное с поверх-
ностным наклепом. Последнее, естественно, накладывает определен-
ные ограничения в отношении температурного режима эксплуатации
наклепанных дробью Деталей.
Химический состав материала детали и ее термическая обработка
являются основными факторами, определяющими влияние последую-
щего нагрева на упрочненную дробью деталь. Нагрев металла после
наклепа сопровождается интенсивными диффузионными процессами,
в результате которых могут иметь место фазовые превращения,
коагуляция мелкодисперсной фазы, рекристаллизация и существен-
ное изменение остаточных напряжений как по величине, так и по
128
характеру распределения. К сожалению, весьма ограниченные
эксперименты не позволяют достаточно полно осветить этот вопрос.
Влияние нагрева на усталостную прочность наклепанных дробью
деталей исследовалось Л. М. Школьником [51] на нормализованной
стали Ст. 5. Предел выносливости не наклепанных дробью образцов
из этой стали составлял 26,9 кг/мм2. Наклеп осуществлялся на пнев-
матической дробеструйной установке ВНИИ МПС.
Гладкие консольные образцы диаметром 15 мм после наклепа
дробью подвергались отпуску при температуре 100, 200, 300 и 400°
в течение 4 час. Результаты уста-
лостных испытаний при круговом
изгибе этих образцов представлены
на фиг. 104. Из графиков следует,
что если нагрев в пределах 400°
практически не отражается на
усталостной прочности наклепан-
ных дробью образцов из стали
Ст. 5, то отжиг при темпера-
туре 850° практически полностью
устраняет то упрочнение, которое
было достигнуто наклепом. Паде-
ние предела выносливости при
850° ниже его исходного значения,
Фиг. 104. Влияние температуры от-
пуска на предел выносливости на-
клепанной дробью нормализованной
стали Ст. 5.
видимо, объясняется тем, что образцы до наклепа дробью подвер-
гались нормализации, а не отжигу. Следует отметить, что твердость
Фиг. 105. Кривые усталости наклепанной дробью улучшен-
ной стали 55С2 при различной температуре отпуска [145J.
наклепанной дробью поверхности начинала снижаться при отпуске
с 200° и достигала исходного значения при 550°, т. е. снижение ее
происходило более интенсивно, чем снижение предела выносливости.
Проведенное исследование Дает основание считать, что наклеп
конструкционной стали целесообразен при условии, если рабочая
температура детали не превышает 400°.
Отрицательное влияние отпуска на усталостную прочность накле-
панных дробью образцов, изготовленных из улучшенной стали
55С2, отмечается Д. С. Листгартеном [ 145]. Им проведено усталостное
испытание при изгибе отпущенных после наклепа дробью плоских
9 Саверии 1222 129
Образцов толщиной 4 мм. Отпуск при температуре 200е с выдержкой
15 мин. производился в масляной ванне, при температуре 270 и
320° — в камерной электропечи. Наклеп дробью осуществлялся
на промышленной установке для наклепа рессор Московского авто-
мобильного завода имени Сталина с экспозицией 96 сек. Результаты
исследования представлены на фиг. 105. Из графиков следует, что
отпуск во всех случаях понизил усталостную прочность наклепан-
ных дробью образцов.
4. ВЛИЯНИЕ ДЛИТЕЛЬНОСТИ НАКЛЕПА (РАСХОДА ДРОБИ)
НА ЭФФЕКТИВНОСТЬ ДРОБЕСТРУЙНОЙ ОБРАБОТКИ
Вопрос оптимальной экспозиции при дробеструйной обработке
имеет большое практическое значение. Уменьшение времени наклепа
повышает производительность оборудования и сокращает производ-
ственные затраты на упрочнение детали. С другой стороны, очевидно,
N Перевод без 5
1 надоеэа ч
282-0.5
Фиг. 106. Усталостный образец к машине У-12.
что эффективность наклепа зависит от его длительности. Поэтому
все экспериментальные работы могут иметь прикладнсе значение
лишь в том случае, если .при их проведении и в производственной
практике экспозиции уделяется должное внимание.
Автор провел исследование усталостной прочности гладких
образцов (фиг. 106), обработанных дробью при различной экспо-
зиции и изготовленных из хромоникелевой стали 45ХН. Хими-
ческий состав этой стали следующий: 0,47% С; 0,33% Si; 0,58% Мп;
0,019% Р; 0,68% Сг и 1,26% Ni.
Образцы до дробеструйного наклепа проходили термическую
обработку — закалку в масле с нагревом до 820—840® и выдержкой
в соляной ванне в течение 5 мин. Отпуск осуществлялся при 400°
с выдержкой образца в течение 1 часа и с последующим охлаждением
в воде. Неизбежная поводка образцов при термической обработке
устранялась последующим шлифованием как рабочей части, так и
головок под захваты.
Результаты статических механических испытаний этой стали после
такой термической обработки следующие: предел прочности <зь =
= 152 ч- 169 кг/мм3; удлинение & = 5 ч- 7,3%; сужение ф = 34 ч- 44%;
твердость /?с = 38).
Испытания на усталость велись на базе 8 • 10’ циклов при
круговом симметричном изгибе на машине У-12 (фиг. 107)
130
инструкции ЦНИИТМАШ, скорость вращения шпинделя которой
оставляет 2890 об/мин.
Для дробеструйной обработки был использован эксперименталь-
:ый дробемет механического действия конструкции ЦНИИТМАШ,
меющий ротор диаметром 250 мм. Наклеп осуществлялся при двух
коростях ротора; 3500 и 2100 об/мин.
Дробь из отбеленного чугуна не проходила специальной сор-
иррвки по диаметру, который колебался в пределах 1—2 мм.
Образцы устанавливались в рабочей камере дробемета на рас-
тойнии 500 мм от ротора и вращались со скоростью около
2-^-15 об/мин. Так как с измене-
ием скорости вращения ротора
|роизводительность дробемета по
.роби изменялась, было признано
;едесообразным оценивать эффек-
ивность дробеструйной обработки
i смысле повышения предела вы-
юсливости образцов не по экспо-
иции наклепа, а по расходу дроби
ia обработку образца. При скорости
ращения ротора 3500 об/мин про-
зводительность дробемета по дроби
оставляла 10 кг!мин.
На фиг. 108 и 109 даны кривые
сталости, полученные на образцах,
юдвергнутых дробеструйной обра-
ботке при числе оборотов ротора
оответственно 3500 и 2100 в ми-
(уту. Значения пределов выносли-
юсти приведены в табл. 13.
На фиг. НО показана зависи-
юсть предела выносливости образ-
юв от расхода дроби, затраченной
ia их обработку. Испытаниями уста-
ювлено, что при дробеструйной
(бработке следует придерживаться оптимального количества
(роби, при котором наклеп оказывается наиболее эффективным.
Эднако даже значительное нарушение режима в сторону увеличе-
(ия интенсивности наклепа не приводит к катастрофическому
нижению предела выносливости (фиг. 111), о котором упоминают
щостранные исследователи, и, в частности, Олмен. Из фиг. 110
ледует, что перенаклеп менее опасен, чем недоклеп.
Так, например, при скорости вращения ротора дробемета
500 об/мин оптимальный режим определялся в 10 кг дроби и давал
прочнение 54%. При обработке в 6 раз большим’ количеством
роби эффективность наклепа уменьшилась всего лишь в 1,4 раза,
; все же составляла 38%. В том случае, если на обработку затра-
ено меньше дроби, чем этого требует оптимальный режим, эффектив-
ость наклепа падает более резко.
9*
Фиг. 107. Машина У-12 для ис-
пытания материалов на усталость
конструкции ЦНИИТМАШ.
131
Таблица 13
Влияние расхода дроби на эффективность упрочнения гладких
шлифованных образцов диаметрсм 12 мм из стали 45ХН, подвергнутых
закалке и отпуску
Количество дроби Q в кг При скорости вращения ротора
п = 350) об/мип п = ЛО0 об/мин
предел выносли- вости в кг}мм* уг.рочнение в % г.редел выносли- вости в к г {мм* упрочненье в %
0 48,3 0 48,3 0
5 65,5 36 —> —.
10 74,3 54 68,5 42
20 —. — 71.0 47
30 72,4 50 67,5 40
60 66,6 38 — —
Достаточно уменьшить количество дроби в 2 раза, т. е. провести
обработку 5 кг дроби вместо 10
Фиг. 108. Кривые усталости гладких
шлифованных образцов диаметром
12 Mt обработанных различным ко-
личеством (Q) дроби диаметром 1 —
2 мм, при скорости вращения ро-
тора 3500 об/мин.
кг, чтобы эффективность наклепа
уменьшилась в 1,5 раза. Ана-
логичная картина наблюдается
Фиг. 109. То же, что и на фиг. 108,
но при скорости вращения ротора
2100 об/мин.
и при другой скорости дроби, соответствующей скорости вращения
ротора дробемета п = 2100 об/мин.
Подобные же результаты в отношении влияния продолжитель-
ности дробеструйной обработки на эффективность упрочнения сооб-
щаются М. Я. Шашиным [67]. Им проведено исследование влияния
дробеструйного наклепа на усталостную прочность стали, имеющей
132
следующий химический состав: 0,48% С: 0,39% Si; 0,67% Мп;
1,6% Сг; 1,62% Ni; 0,24% Мо; 0,07% Ti; 0,017% Р; 0,012% S. После
термической обработки — закалки с 860° в масле и отпуска при 420°
эта сталь, используемая для производства
торсионных пружин, имела следующие
механические свойства: а^=172 кг/мм2;
<зГ = 161 кг/мм2; qp = 149 кг/мм2;
= 45,5% и 3 == 4,9%.
Фиг. 111. Влияние интен-
сивности наклепа неэффек-
тивность дробеструйной об-
работки по Олмену.
Фиг. НО. Влияние расхода дроби на предел
выносливости и эффективность упрочнения
гладких образцов из улучшенной стали45ХН.
Усталостные испытания образцов диаметром 5 мм производились
при круговом изгибе на базе 5- 10G циклов. Наклеп образцов дробью
осуществлялся из дрсбемета механического принципа действия
кг/пм2 %
Фиг. 112. Влияние экспозиции при Фиг. 113. Влияние скорости дроби
наклепе дробью на предел выносливо- на предел выносливости высоколе-
сти высоколегированной стали [67]. тированной стали [67].
при различной скорости дроби и экспозиции. Результаты устало-
стных испытаний даны в табл. 14 и на фиг. 112 и 113.
Из таблицы и графиков следует, что значительное увеличение
экспозиции после определенного момента мало отражается на эф-
фективности наклепа. Увеличение скорости дроби не дает пре-
имуществ в отношении эффективности наклепа гладких усталостных
образцов, однако сокращает минимально потребную экспозицию.
133
Эти результаты полностью подтверждают выводы как теоретической,
так и экспериментальной части настоящей работы. Обнаружен-
ное М. Я. Шашиным снижение усталостной прочности с увеличением
Таблица 14
Влияние экспозиции наклепа на его эффективность
при различной скорости дроби [67]
Продолжитель- ность наклепе в мин. При скорости дроби в .и/сек
V SS 53 | v = 79 | | к = 92
Предел выносливости в
1 3 5 15 76 78 84 84 78 82 82 82 82 82 80 80 80 80
скорости дроби, видимо, объясняется исключительно малым диаме-
тром образцов (5 мм), а также, большим количеством осколков дроби
при работе ее на высокой скорости.
Фиг. 114. Кривые усталости образцов из Фиг. 115. Влияние экспозиции
стали 55С2 при различной экспозиции при при наклепе дробью на предел
наклепе дробью [82]. выносливости рессорной стали
55С2 [82].
В результате экспериментальной работы, проведенной совместно
Московским автомобильным заводом имени Сталина и НАМИ [82],
[145] установлено влияние продолжительности наклепа на эффек-
тивность упрочнения рессорной стали 55С2, подвергнутой закалке
с 890° и отпуску при 500°. Усталостные испытания плоских образ-
цов толщиной 4 мм проводились при симметричном изгибе. До
обработки на промышленной дробеструйной установке этого завода
образцы имели черную поверхность. Результаты опытов даны на
фиг. 114 и 115.
Из графиков следует, что даже четырехкратное увеличение экспо-
зиции свыше 30 сек. практически не отражается на величине пре-
134
дела выносливости, в то же время снижение экспозиции резко пони-
жает эффективность упрочнения. Отметим, что указанные выше
конкретные значения в отношении влияния экспозиции на эффек-
тивность наклепа, естественно, справедливы лишь при вполне опре-
деленных условиях наклепа как в отношении материала детали,
так и в отношении оборудования и режима обработки.
5. ЭФФЕКТИВНОСТЬ ДРОБЕСТРУЙНОГО НАКЛЕПА ДЕТАЛЕЙ
С КОНСТРУКТИВНЫМИ КОНЦЕНТРАТОРАМИ НАПРЯЖЕНИЙ
Высокая эффективность дробеструйного наклепа деталей с кон-
структивными концентраторами напряжений, установленная теоре-
тически, подтверждается и прямыми экспериментами. Следует под-
черкнуть, что при упрочнении деталей, имеющих конструктивные
концентраторы напряжений, в противоположность упрочнению глад-
ких образцов, большое значение приобретает глубина наклепанного
слоя, а следовательно и те параметры режима, которые_.ее опреде-
ляют: скорость дроби, ее диаметр и т. д.
Ниже приведены результаты экспериментального исследования
влияния дробеструйного наклепа на эффективность упрочнения
образцов, имеющих различные виды конструктивных концентраторов
напряжений (галтель, надрез, сквозное поперечное отверстие, посадка
с гарантированным натягом и др.).
а) Концентратор напряжений в виде галтели
Автором испытаны образцы с галтелями. Образцы были изго-
товлены из улучшенной стали 45ХН, химический состав и режим
термической обработки которой приведены ранее.
После термической и дробеструйной обработки образцы подвер-
гались шлифованию лишь по головкам под захваты, чем почти
полностью устранялось биение образцов в процессе испытаний на
усталость. Последние проводились на машинах типа У-12 (фиг. 107).
Дробеструйная обработка образцов осуществлялась на экспери*
ментальном дробемете конструкции ЦНИИТМАШ чугунной дробью
диаметром 1—2 мм при режимах, которые оказались оптимальными
в отношении гладких образцов, а именно: 10 кг дроби на каждый
образец при скорости вращения ротора 3500 об/мин и 20 кг дроби
при скорости вращения ротора 2100 об/мин.
На фиг. 116 показан образец, у которого концентратором напря-
жения являлась галтель. Параметры галтели указаны на той же
фигуре. Радиус галтели изменялся так, что в одних случаях непо-
средственный наклеп галтели полностью исключался, так как ее
радиус (R = 0,25 мм) был меньше радиуса дроби, а в других (/? =
= 4 jhjh), наоборот, обеспечивался ее наклеп. Галтель с радиусом
R = 1 мм являлась промежуточной. Галтель с R = 15 мм соответ-
ствовала галтели нормального образца, считающегося гладким.
Результаты испытаний приведены в табл. 15 и на фиг. 117.
На фиг. 118 показана зависимость предела выносливости от ра-
диуса галтели.
135
282+0&
а)
Фиг. 116. Образец с конструктивным концентратором
напряжения в виде галтели.
б)
Фиг. 117, Кривые усталости по шли-
фованных после термической обработки
образцов стали 45X11, имеющих кон-
центратор напряжений в виде галте-
лей различного радиуса:
а — не наклепанных дробью; б — наклепанных
дробью при скорости вращения ротора 3560 об/мин;
в — наклепанных дробью при скорости вращения
ротора 2100 об/мин.
136
Таблица J5
Результаты испытаний на усталость образцов, имеющих концентратор
напряжений в виде галтели и изготовленных из стали 45ХН
(закалка н отпуск)
Радиус галтели R в мм Предел выносливости в кг!мм* Упрочнение в °/0 образцов*. обработанных дробью по режиму
не обработан- ных дробью обработанных по режиму
ля.3501 об/мин, Q = Ю кг л=2100 об/мин, Q = 20 кг л—35(Ю об/мин, Q — 10 кг л=2100 об/мин, Q — 2о кг
15* 48,3 74,3 71 54 47
15 44.5 70 65.5 -57 47
4 43 68 65,5 58 52
1 29 55 48 89 65
0,25 25 50 29 100 16
* До дробеструйной обработки шлифовались лишь эти образцы.
Из графика следует, что предел выносливости как обработанных,
так и не обработанных дробью образцов падает с уменьшением
радиуса галтели, т. е. с повышением
коэффициента концентрации напряже-
ний. Однако это падение весьма незна-
чительно для образцов с галтелью,
радиус которой превышает 4 мм. Это
можно объяснить тем, что технологи-
ческие концентраторы напряжений (об-
разцы не шлифовались после термо-
обработки) в последнем случае оказы-
ваются более эффективными, чем кон-
структивные.
Характерным является и то, что
предел выносливости образцов, упроч-
ненных дробью при различных режи-
мах, при больших радиусах галтелей
почти совпадает, тогда как при малых
резко отличается. Эго говорит о том,
что в случае, когда деталь имеет зна-
чительно конструктивные концентра-
торы напряжений, увеличение глубины
Фиг. 118. Зависимость предела
выносливости от радиуса гал-
тели для образцов:
1 — не обработанных дробью; 2 — об-
работанных 20 кг дроби при п —
= 21С0 об/мин: 3 — об( абогзнных 10 кг
дроби при п » 3500 об/мин.
наклепа весьма желательно.
Следует отметить, что глубину наклепа можно увеличить не только
изменением скорости дроби, изменяя число оборотов ротора дробе-
мета, как это осуществлялось в данном случае, но и увеличением
диаметра дроби. Можно предполагать, что эффективность дробе-
струйной обработки при этом будет также весьма высокой, несмотря
на то, что непосредственный наклеп галтели при этом может и отсут-
ствовать.
137
На фиг. 119 показана зависимость эффективности наклепа (по
двум режимам) от радиуса галтели. Следует отметить совершенно
разный характер кривых, относящихся к числам оборотов ротора
3500 и 2100 об/мин. Если в первом случае эффективность равномерно
возрастает с уменьшением радиуса галтели, то во втором случае
она имеет максимум, соответствующий галтели 7? = 1 мм и резко
падает с дальнейшим уменьшением радиуса.
Отсюда следует, что при упрочнении деталей, имеющих концен-
траторы напряжений, геометрия которых исключает возможность их
непосредственного наклепа дробью, большое значение приобретает
Фиг. 119. Зависимость эффек-
тивности дробеструйной обра-
ботки от радиуса галтели об-
разца.
скорость дроби, при которой осуществ-
ляется наклеп. Для получения более
надежных результатов в смысле упроч-
нения, менее зависящих от скорости
дроби, необходимо выбирать радиус
галтели по крайней мере равным или,
лучше, большим радиуса дроби.
Сказанное будет еще более нагляд-
ным, если сопоставить величины эф-
фективных коэффициентов концентра-
ции напряжений для обработанных и
не обработанных дробью образцов
(табл. 16 и фиг. 120).
Из графика (фиг. 120) следует, что
дробеструйная обработка снижает эф-
фективный коэффициент концентрации
напряжений. Однако для образцов с
галтелью и малого радиуса (R =
= 0,25 мм), для которой непосред-
ственный наклеп исключен, сказанное
справедливо лишь при наклепе с боль-
шой скоростью дроби. При малой скорости (п = 2100 об/мин)
предел выносливости подобных образцов почти не изменяется после
дробеструйной обработки. Поэтому эффективный коэффициент
концентрации напряжений образцов с галтелью малого радиуса,
наклепанных дробью, оказывается более высоким, чем не накле-
панных. Это объясняется тем, что малый радиус галтели исклю-
чает возможность ее непосредственного наклепа дробью. Кроме того,
относительно небольшая глубина наклепанного слоя, обусловливае-
мая малой скоростью дроби, ослабляет благотворное влияние близ-
лежащих к галтели наклепанных зон металла.
Из фиг. 120 следует и то, что эффективный коэффициент концентра-
ции напряжений как для не обработанных, так и для обработанных
дробью образцов ниже теоретического.
При больших радиусах галтелей кривые эффективных коэффи-
циентов концентрации напряжений ka располагаются более полого,
чем кривая теоретического коэффициента концентрации а„. Абсо-
лютные значения k„ относительно занижены. Это объясняется,
видимо, влиянием технологических концентраторов напряжений,
138
неизбежных не только у образцов с черной после термической обра-
ботки поверхностью, но даже и у шлифованных.
Приведенные в табл. 16 значения k0, подсчитанные относительно
гладких не упрочненных и упрочненных дробью образцов, могут
создать ложное впечатление малой эффективности дробеструйной
обработки. Более показательным является эффективный коэффи-
циент концентрации напряжений, определенный для всех образцов
относительно гладкого не обработанного дробью образца (табл. 17,
фиг. 121).
2,5
§
Таблица 16
Теоретический и эффективный
коэффициенты концентрации напряжений
для образцов с галтелью
Радиус гал- тели /?, в мм Коэффициент концентрации напряжений
Теоре- тиче- ский Эффективный для образцов
не об- рабо- танных дробью обработанных дробью по режимам
л-3500 об/мин, Q — 10 кг 1 л=2100 об/мин, Q - Л) кг
15* 1,15 1,00 1,00 1,00
15 1,15 1,09 1,06 1,08
4 1,40 1,12 1.09 1,08
1 1,94 1.67 1,35 1,48
0,25 4,00 1,93 1,49 2,45
коэффи-
Эффективный
напряжений подсчитан
Примечание,
циент концентрации
относительно гладких шлифованных соответ-
ственно обработанных и не обработанных
дробью образцов (с радиусом и= 15 мм).
* До дробеструйной обработки шлифова-
лись лишь эти образцы.
2,0
I
г
<*б
Лв
10 Ими
1.5
о
Радиус галтели
Фиг. 120. Зависимость те-
оретического «о и эффектив-
ного kn коэффициентов кон-
центрации напряжений от
радиуса галтели:
/ — образны, не обработанные дро-
бью: 2 — образцы, обработанные
21? кг дроби при п = 2100 об/мин;
3 — образцы, обработанные 10 кг
дроби при п =3500 об/мин.
Значения эффективного коэффициента концентрации напряжений,
меньшие единицы, указывают на то, что обработанные дробью об-
разцы, несмотря на наличие концентратора напряжений, оказываются
более прочными, чем гладкие, не обработанные дробью шлифован-
ные образцы.
Из фиг. 121 следует, что почти для всех серий обработанных
дробью образцов, в противоположность образцам, не обработанным
дробью, эффективный коэффициент концентрации напряжений меньше
единицы. Исключением являются лишь образцы, имеющие галтели
малого радиуса (Я = 0,25 мм) и обработанные с малой скоростью
дроби.
Образцы, изготовленные из улучшенной стали 18ХНВА, имеющие
диаметр 40 мм и галтель с радиусом 2,2 мм, испытывались
С. В. Серенсеном 166] при круговом изгибе. Дробеструйный наклеп
139
в этом случае повысил предел выносливости с 24 до 32 кг/мм*, т. е.
на 33%.
Представляют определенный интерес результаты испытаний упроч-
ненных дробью образцов при знакопеременном кручении. О. О. Ку*
ликовым 145], [461 с этой целью была использована сталь 45. Об-
разцы диаметром 12 мм имели галтель с радиусом 0,7 мм. Наклеп
осуществлялся на серийной дробеструйной установке ЦНИИТМАШ
ДУ-1 дробью с диаметром 0,6—1,2 мм при скорости вращения ро-
тора п = 2300 об/мин и экспозиции
3 мин.
Усталостные испытания проводи-
лись на резонансной машине К-2 кон-
струкции ЦНИИТМАШ [146].
Результаты испытаний представле-
ны на фиг. 122.
Фиг. 121. Влияние радиуса
галтели на эффективный коэф-
фициент концентрации напря-
жений, подсчитанный как для
упрочненных, так и неупроч-
ненных образцов, имеющих
галтель относительно гладкого
(/? = 15 мм) необработанного
дробью шлифованного образца
(пояснения см. в подписи к
фиг. 120).
Фиг. 122. Результаты усталостных
испытаний при симметричном кру-
чении образцов из нормализованной
стали 45, имевших галтель с радиу-
сом 0,7 мм [46]:
1 — образцы, наклепанные дробью; 2 — образцы
не наклепанные.
Из графика следует, что наклеп
повысил предел выносливости образ-
цов при кручении с 14,4 до 15,6 кг!ммг,
т. е. на 8%.
Малая эффективность дробеструйного наклепа в этом случае
объясняется, видимо, мягким режимом термической обработки об-
разцов (нормализация), которые имели твердость HR = 187.
Усталостные испытания при переменном кручении образцов
радиусом 2,2 мм, изготовленных из улучшенной стали 18ХНВА,
при диаметре образца 40 мм и радиусе галтели 2,2 мм, по данным
С. В. Серенсена [62], показали, что эффективность дробеструйного
наклепа была того же порядка, что и для образцов, испытанных
при круговом изгибе.
140
Таблица 17
Эффективный коэффициент концентрации напряжений, подсчитанный
относительно гладких = 15 мм) не обработанных дробью
шлифованных образцов
Радиус галтели R в мм Эффективный коэффициент концентрации напряжений Ло для образцов
не обработанных дробью обработанных дробью по режимам
л = 3500 об/мин. Q ЯВ JO К2 л * 2100 об/мин, Q ак 20 К2
15* 1.0 0,6е» 0,68
15 1,09 0,69 0,74
4 1.12 0,71 0,74
1 1.17 | 0,Ь8 1,01
0,25 1ЛЗ ! 0,97 1,67
* До дробеструйной обработки шлифовались лишь : эти образцы.
б) Концентратор напряжении в виде надреза
Для исследования эффективности упрочнения деталей с кольце-
вым надрезом автором проведены испытания соответствующих образ-
цов (фиг. 123), изготовленных из стали 45ХН.
Фиг. 123. Образец с конструктивным концентратором
напряжений в виде кольцевого надреза.
Различные радиусы надрезов позволили, как и при эксперимен-
тах с образцами, имеющими галтель, в одном случае (г = 0,25 мм)
полностью исключить возможность непосредственного наклепа
дробью дна надреза, в другом (г = 1 мм), наоборот, обеспечить
беспрепятственное попадание дроби в надрез. Надрез с радиу-
сом г = 0,5 мм являлся промежуточным. Дробеструйная обработка
141
образцов осуществлялась непосредственно после их термической
обработки без предварительного шлифования. Надрез наносился
на образцы до термической обработки.
На фиг. 124 приведены кривые усталости, построенные по резуль-
татам испытаний как не наклепанных дробью, так и наклепанных
образцов. Дробеструйная обработка этих образцов производилась
при тех же двух режимах, что и обработка образцов с галтелью,
т. е. для обработки каждого образца расходовалось 10 кг дроби
диаметром 1—2 лм;, при скорости вращения ротора 3500 об/мин
и 20 кг дроби — при скорости вращения ротора 2100 об/мин.
В табл. 18 приведены полученные пределы выносливости надре-
занных образцов как обработанных, так и не обработанных дробью;
на фиг. 125 показана зависимость предела выносливости от кри-
визны надреза.
142
Таблица 16
Результаты испытаний на усталость надрезанных образцов
из стали 45ХН (закалка и отпуск)
Радиус надреза г в мм Предел выносливости образцов o_j в кг1мм* Упрочнение в % образцов, обработанных дробью по режиму
не обрабо- танных дробью обработанных дробью при режиме
л=3500 об/мин, Q = 10 кг л«2100 об/мин, | Q =20 кг п»350Ю об|мин, Q - 10 кг /7=2100 об/мин, Q - 20 кг
Гладкие об- разцы * 48,3 74,3 71 54 47
Гладкие об- разцы 44,5 70 65,5 57 47
1 16,5 45 41,5 173 152
0,5 19 49 27,5 158 45
0,25 20 56,5 55 182 175
* До дробеструйной обработки шлифовались лишь эти образцы.
Рассматривая результаты испытаний на наклепанных дробью
образцах, можно заметить, что надрез резко понизил их усталостную
Фиг. 125. Зависимость предела
выносливости от кривизны над-
реза для обработанных и необра-
ботанных дробью образцов:
Фиг. 126. Зависимость теоретиче-
ского и эффективного ks коэф-
фициентов концентрации напряже-
ний от кривизны надреза.
1 — образцы, не обработанные дробью:
2 — обработанные 20 кг при и = 2100 об/мин;
3 — обработанные 10 кг дроби при п = .. *
= з5оо об/мин. прочность. Несколько необычным
является то, что эффективный
коэффициент концентрации напряжений (табл. 19 и фиг. 126)
оказался более высоким, чем теоретический, а также то, что харак-
тер изменения его в зависимости от кривизны надреза противопо-
ложен характеру изменения теоретического коэффициента концентра-
ции напряжений.
143
Таблица 19
Теоретический н эффективный коэффициенты концентрации напряжений
для надрезанных образцов
Радиус надреза г ' в мм Коэффициент концентрации напряжений
Теоретиче- ский Эффективный для образцов
не обработан- ных дробью обработанных дробью по режиму
п = 3500 об/мин, Q = Ю кг п =а 2100 об/мин, Q = 20 кг
Гладкие образцы* Гладкие образцы 0,5 0,25 Примечани жений подсчитан о J * До дробестр^ 1,15 1,15 2,0 2,3 2.5 е. Эффектш тносительно ^гйной обрабо 1,0') 1,09 2,93 2,54 2,42 зНЫЙ коэфф! шлифованные тки шлифова 1.00 1,06 1,65 1,52 1,32 щиент концент] с образцов без j лись лишь эти 1,00 1,08 1,71 2,58 1,29 эации напря- <адреза. образцы.
Это отклонение, следует полагать, получилось вследствие влияния
остаточных закалочных напряжений, возникновение которых в зоне
концентратора неизбежно, так как концентратор напряжений
(надрез) в испытанных образцах создавался до термической обработки.
При анализе результатов испытаний обработанных дробью образ-
цов обращает на себя внимание тот факт, что пределы выносли-
вости гладких и остронадрезанных (г = 0,25 мм) образцов лишь
незначительно отличаются по величине. На эти образцы не оказало
большого влияния и изменение в режиме наклепа. Повидимому,
глубина наклепа при обработке как со скоростью ротора 3500 об/мин,
так и со скоростью 2100 об/мин, была достаточной для того, чтобы
охватить всю зону влияния концентратора напряжений. Этого нельзя
сказать в отношении более глубокого надреза с радиусом г = 0,5мл«,
при котором наклеп с повышенной скоростью дроби (п = 3500 об/мин)
дал заметно лучший результат.
Следует отметить, что дробеструйная обработка значительно сни-
зила эффективный коэффициент концентрации напряжения (фиг. 126),
т. е. понизила чувствительность образца к надрезу. Исключением
в этом отношении является средний по величине надрез (г — 0,5 мм),
для которого сказанное справедливо лишь в случае обработки с боль-
шой скоростью дроби (п — 3500 об/мин).
Анализ упрочнения, достигнутого благодаря дробеструйной обра-
ботке (фиг. 127), говорит о том, что для средних пэ величине надрезов
оно существенно зависит от режима наклепа. Так, например, эффек-
тивность дробеструйного наклепа образцов, имеющих надрез г =
= 0,5 мм (кривизнау = 2) при скорости вращения ротора 3500 об/мин
144
оказалась в 3,5 раза выше (158%), чем при обработке со скоростью
ротора 2100 об/мин (45%).
Максимальная эффективность дробеструйной обработки была
достигнута на образцах, имеющих острый надрез радиусом г =
= 0,25 мм. При этом изменение скорости дроби почти не сказалось
на величине упрочнения. Упрочнение, достигнутое на этих образ-
цах (182%), в 3,2 раза превышает то упрочнение, которое отмеча-
лось для гладких ненадрезанных
образцов (57%).
При сопоставлении результа-
тов испытаний надрезанных образ-
цов (табл. 18) и образцов с гал-
Фиг. 128. Влияние кривизны над-
реза на эффективный коэффициент
концентрации напряжений, под-
считанный (для упрочненных и
не упрочненных дробью образцов,
имеющих надрез) относительно
гладкого шлифованного не обра-
ботанного дробью образца (обо-
значения кривых те же, что и на
фиг. 125).
Фиг. 127. Зависимость эффектив-
ности дробеструйной обработки
от кривизны надреза образца:
I — наклеп при п = 3500 об|мин;
2 - при п = 2100 обеими.
телями (табл. 15) с результатами
испытаний гладких образцов сле-
дует отметить, что как в том, так
и в другом случае дробеструйная обработка с повышенной скоростью
дроби (п = 3500 об/мин) полностью восстановила усталостную проч-
ность образцов, сниженную концентраторами напряжений. Исклю-
чением является лишь образец с надрезом радиусом г = 1 мм, пре-
дел выносливости которого, несмотря на дробеструйную обработку,
оказался ниже, чем гладкого шлифованного образца.
Значения эффективных коэффициентов концентрации напряже-
ний, подсчитанных относительно гладких шлифованных образцов,
приведены в табл. 20 и представлены графически на фиг. 128.
Дробеструйная обработка с пониженной скоростью вращения
ротора (п = 2100 об/мин) оказалась малоэффективной для надреза
радиусом 0,5 мм, который, с одной стороны, почти исключает воз-
можность непосредственного наклепа его дробью (радиус дроби
больше или равен радиусу надреза), с другой стороны, видимо,
10 Саверни 1222
145
Таблица 20
Эффективный коэффициент концентрации напряжений, подсчитанный
относительно гладких, не обработанных дробью шлифованных образцов
Радиус надреза г в мм Эффективный коэффициент концентрации напряжений для образцов
не обработанных дробью обработанных дробью по режиму
П — 3500 об/мин, Q «10 кг п as 2100 об/мин, Q = 20 кг
Гладкие образцы* 1,00 0,65 0,68
Гладкие образцы 1,09 0,69 0,74
1 2,93 1,08 1,17
0,5 2,54 0,99 1,76
0,25 2,42 0,86 0,88
* До дробеструйной обработки шлифовались лишь эти образцы.
настолько глубок, что его влияние распространилось за пределы
наклепанного слоя.
Как видно из предыдущего, аналогичное явление наблюдалось
и при испытаниях образцов с галтелями, для которых критическим
радиусом оказался радиус галтели R = 0,25 мм.
Высокая эффективность упрочнения при дробеструйном наклепе
надрезанных образцов обнаружена автором также при испыта-
Фиг. 129. Результаты усталостных испытаний гладких об-
разков диаметром 7,52 мм из улучшенной стали 18ХНВА:
/—обработаны ня установке 0МД-6; 2 — обработаны на установке ДМ-1;
3 — без наклепа.
нии улучшенной стали 18ХНВА, имевшей твердость после отпуска
/?с = 37-21.
Испытание малых образцов диаметром 7,52 мм проводилось на
машине Шенка, крупных—диаметром 18 мм — на машине УИПМ
конструкции ЦНИИТМАШ при базе 5-10* циклов.
Наклеп малых образцов производился дробью 0,6—0,8 мм на
одном из заводов машиностроения на двух различных дробеметах
механического принципа действия, а именно: ОМД-6 (диаметр ро-
тора 300 мм, скорость вращения 3000 об/мин) при экспозиции
146
5—10 мин. и ДМ-1 (диаметр ротора 65 мм, скорость вращения
6000 об/мин) при экспозиции 16—18 мин. Наклеп крупных образцов
производился в одном из научно-исследовательских институтов на
дробемете пневматического принципа действия при давлении воздуха
Фиг. 130. Результаты усталостных испытаний гладких
образцов диаметром 18 мм из улучшенной стали 18ХНВА:
/ — обработаны дробью на пневматической установке; 2 — без наклепа.
5 атм, дробью диаметром 0,6-
Надрез наносился до наклепа
глубину и радиус равными
0,6 мм.
Результаты усталостных
испытаний представлены на
фиг. 129—131.
Из графиков следует, что
упрочнение гладких крупных
образцов было большим, чем
мелких. Так, предел вынос-
ливости возрастал для круп-
ных образцов с 44 до
58 кг/мм1 (фиг. 130), т. е.
на 32%, а для мелких при
наклепе на дробемете ОМД-6
(фиг. 129) с 59 до 64 кг!мм2,
т. е. на 9%. Наклеп мелких
-0,8 мм и при экспозиции 5—20 мин.
дробью на крупных образцах и имел
Фиг. 131. Результаты усталостных испы-
таний надрезанных образцов диаметром
18 мм из улучшенной стали 18ХНВА:
/ — обработаны на пневматической установке;
2 — без наклепа.
образцов на дробемете ДМ-1 дал вообще отрицательный результат,
что следует объяснить неудачной конструкцией этой установки.
Упрочнение образцов с надрезом (фиг. 131) было значительно
более эффективным, а именно: предел выносливости повысился
с 33 до 49,5 кг!мм2, т. е. па 50%. Следует заметить, что эффектив-
ный коэффициент концентрации при указанном выше надрезе был
относительно мал (ka = 1,33), что позволило полностью устранить
дробеструйным наклепом его вредное влияние. Предел выносли-
вости надрезанных образцов после наклепа дробью оказался на 12%
выше предела выносливости гладких, ненаклепанпых образцов.
Аналогичные результаты были получены Л. М. Школьником
при испытании стали Ст. 5. Предел выносливости гладких образцов
10*
147
диаметром 15 мм после чистовой обточки составлял 22,4 кг!мм2,
после шлифования 24,8 кг!мм2, т. е, на 11,2% выше, после дробе-
струйной обработки (дробемет ЦНИИ МПС, дробь диаметром 1,5—
1,8 мм, давление воздуха 5,5—6 атм) — 29,5 кг/мм2, т. е. на 32,2%
выше, чем для обточенных, и на 19% выше, чем для шлифованных
образцов.
Упрочнение при дробеструйном наклепе надрезанных (глубина
надреза и радиус 1 мм) шлифованных образцов (фиг. 132) было
более значительным, а именно 72%; предел выносливости повысился
с 11,6 до 20,0 кг!мм2, оставаясь несколько ниже предела выносли-
вости гладкого шлифованного образца (24,8 кг!мм2).
Фиг. 132. Кривые усталости об-
разцов из стали Ст. 5, имеющих
надрез [51]:
1 — наклепанные; 2 — ненаклепанные.
Большой интерес представляют
результаты усталостных испытаний
надрезанных образцов, наклеп ко-
торых осуществлялся при защищен-
ном от попадания дроби надрезе.
Эти эксперименты были проведены
И. В. Кудрявцевым [30] на образ-
цах диаметром 18 мм, изготовлен-
ных из нормализованной стали 40.
Испытания велись при круговом
изгибе с постоянным моментом на
машине УИПМ-20. Наклеп произ-
водился в течение 5 мин. на дробе-
мете одного из московских заводов
чугунной дробью 0,6— 1,0 мм при ско-
рости вращения ротора 3000 об/мин.
Надрез защищался прорезиненной
тканью, что исключало возмож-
ность его непосредственного наклепа
дробью. Результаты усталостных испытаний и соответствующие
кривые усталости как гладких (фиг. 133, а), так и надрезанных
(фиг. 133, б) наклепанных и ненаклепанных образцов показывают,
что предел выносливости гладких образцов возрастает с 24,5 до
31,2 кг!мм2, т. е. на 27%, в то время как надрезанных — с 14,8
до 20,8 кг!мм2, т. е. на 41 %. Поскольку надрез был защищен от попа-
дания дроби, повышение эффективности дробеструйного наклепа
в этом случае следует объяснить концентрацией благоприятных оста-
точных сжимающих напряжений на дне надреза. Не исключена
возможность, что эти высокие напряжения предопределили и пласти-
ческую деформацию дна надреза.
Влияние дробеструйного наклепа для различных сталей на об-
разцах, имеющих концентратор напряжений в виде надреза, иссле-
довалось Е. Н. Болховитиновой [56], [131]. Образцы имели
диаметр 10 мм и были выполнены в соответствии с ГОСТ 2860-45.
Результаты усталостных испытаний при круговом изгибе пред-
ставлены в табл. 21 и на фиг. 134, а—е. Наклеп осуществлялся на
дробеструйной установке ЦНИИ МПС дробью диаметром 1—1,5 мм
при давлении воздуха 4—5 атм и экспозиции 3 мин.
14»
При усталостных испытаниях в условиях симметричного круче-
ния упрочнение, связанное с дробеструйным наклепом, проявляется
в меньшей степени. Соответствующие испытания были проведены
О. О. Куликовым [45] на образцах диаметром 12 мм, изготовлен-
ных из нормализованной стали 45 твердостью Нв = 187. Образцы
имели кольцевой надрез глубиной 0,43 мм и радиусом 0,2 мм, при
котором эффективный коэффициент концентрации напряжений
не упрочненных образцов составлял 1,13. Опыты показали, что дро-
беструйный наклеп повышает предел выносливости с 16,5 до
17,6 кг!мм2, т. е. на 7% (фиг. 135. кривые 3 и 4).
Фиг. 133. Кривые усталости образцов, изготовленных из нормализованной
стали 40 (надрез в процессе наклепа защищался от попадания дроби) [30]:
] *- образцы нс наклепанные: 2 — наклепанные дробью.
Надрез глубиной 0,45 мм и радиусом 0,25 мм, расположенный
менее благоприятно, чем кольцевой, а именно под углом 45° к оси
образца, т. е. нормально к направлению главных напряжений,
дал элективный коэффициент концентрации напряжений при испы-
тании на симметричное кручение, равный 1,56. Дробеструйный
наклеп этих образцов (фиг. 135, кривые 5 и 6) повысил предел вы-
носливости с 12,0 до 15,4 кг! мм*, т. е. на 28%. Заметим, что наклеп
дробью гладких образцов повышал предел их выносливости при
симметричном кручении всего лишь с 18,7 до 19,5 кг! мм*, т. е. на
4% (кривые 1 и 2).
Столь же малое упрочнение наблюдалось и при испытаниях на
круговой изгиб.Соответствующие испытания гладких образцов диа-
метром 12 мм, изготовленных из той же нормализованной стали 45,
показали увеличение предела выносливости с 28,2 до 30,5 кг! мм*.
т. е. на 8%.
Наклеп образцов дробью диаметром 0,6—1,2 мм производился
в течение 3 мин. на серийной дробеструйной установке ДУ-1 кон-
струкции ЦНИИТМАШ при скорости вращения ротора 2300 об/мин.
149
s
Таблица 21
Влияние дробеструйного наклепа на усталостную прочность различных сталей
Марка стали Форма образцов Термическая обработка и структура Предел прочно- сти эь в Предел текуче- сти О/’ в кг У длине- мне о В °/о Сужение Ф в °/0 Предел выносли- вости o_i в кг1мм* Упроч- ' нение в °/о
до наклепа после наклепа
Низкоуглероди- Гладкий Нормализация; феррит 34,5 19,0 41,0 75,6 21,0 24.9 18.5
стая сталь
То же Надрезанный То же 34,2 19,0 38,0 69,8 14,4 18,1 25,7
Сталь Х18Н9Т Закалка в воду; аустенит — — — —> 30,8 36.2 17,5
(ЭЯ1Т)
Сталь 20 Гладкий Нормализация; зерна феррита и перлита 66,0 38,0 23,0 51,0 25,4 — —
Сталь 20 Надрезанный То же 66,0 38,0 23,0 51,0 16,4 21,0 28,0
Сталь 45 Улучшение; сорбит отпуска с мелкими зернами перлита 87,9 77,6 19.8 57,8 22,9 28,3 23.5
Сталь 20Х Цементация; закалка и низкий отпуск; поверхность — мартен- сит и аустенит — — — 26,3 39,4 50
Сталь 40Х V Улучшение; троосто-мартен- сит с мелкими выделениями пи* 156.7 — 8.2 24,0 35,0 51,5 47,1
Сталь 60С2 рита Улучшение; троостит отпуска 147,7 — 10,2 13,0 35,8 51,5 43,8
Сталь У8 и Изотермическая закалка; круп- нопластннчатый перлит 78,0 31,6 9,4 — 21,0 24,0 14,0
Сталь У10 * Изотермическая закалка; тон- копластннчатый перлит 104,0 61,8 10,0 — 27,2 28,4 4,0
Сталь У10* То же — 1 — — —• 29,0 6,5
* Наклеп этих образцов в течение 15 мин. производился дробью диаметром 0,5—1 мм на дробемете механиче- ского принципа действия конструкции ВИСХОМ при скорости вращения ротора 2400 об/мин.
f/> I _ I Illi I I 111 I I 1 J V / <
0,01 0,050,1 0,2 Ofi 1,0 2 3^5H*10* 6)
0) <5
Фиг. 134. Результаты усталостных испытаний образцов с кольцевым надре-
зом, изготовленных из различных сталей [131]:
сплошные линии — до наклепа, пунктирные — после наклепа.
151
Усталостные испытания при циклическом кручении осуществлялись
на резонансной машине К-2 конструкции ЦНИИТМАШ.
Есть все основания полагать, что упрочнение как гладких, так
и надрезанных образцов было бы более заметным, если бы образцы
были улучшены, а не норма-
Фиг. 135. Результаты усталостных ис-
пытаний при симметричном кручении
нормализованной стали 45 [461:
/ и 2 - образцы гладкие; 3 и 4 — образцы с коль*
цевым надрезом; 5 и 6 — образцы с надрезом,
расположенным под углом 45е к оси образца. Пун-
ктирные линии - наклепанные дробью образцы;
сплошные — ненак деланные.
лизованы.
В заключение следует заме-
тить, что достаточно глубокие
надрезы или вмятины, образо-
ванные после наклепа, напри-
мер при рихтовке деталей, мо-
гут заметно понизить их уста-
лостную прочность [145].
в) Концентратор напряжений
в виде напрессованной втулки
Известно, что посадки с га-
рантированным натягом резко
снижают усталостную проч-
ность валов и осей. Это явление
объясняется, с одной стороны,
значительной концентрацией
напряжений, особенно у кро-
мок напрессованной детали, с
другой стороны, фрикционной
коррозией, наблюдающейся в
тех же зонах.
Эксперименты по упрочнению деталей были проведены авто-
ром на образцах диаметром 12 мм (фиг. 136), выполненных из стали
45ХН и подвергнутых закалке и отпуску.
Фиг. 13(5. Образец, предназначенный для усталостных
испытаний с напрессованной втулкой.
Все образцы до дробеструйной обработки подвергались шлифо-
ванию. Наклеп дробью осуществлялся на экспериментальном дробе-
мете конструкции ЦНИИТМАШ при двух режимах, указанных выше,
применительно к образцам с галтелями и надрезами. Диаметр дроби
пе менялся и составлял 1—2 мм.
152
Сортировкой образцов и втулок удалось обеспечить с точностью
до 0,01 мм одинаковый натяг для всех образцов данной серии. Натяг
составлял 0,03 мм, т. е. соответствовал горячей посадке по 2-му
классу точности.
Втулка (фиг. 137) была изготовлена
из нормализованной стали 45 X; соотно-
шение между наружным и внутренним
диаметром равнялось 3. Результаты испы-
таний на усталость как не обработанных
дробью, так и обработанных образцов с
напрессованными втулками и без них
представлены на фиг. 138. Значение пре-
дела выносливости, эффективных коэффи-
циентов концентрации напряжений и
паченная для иапрессовки.
соответствующего упрочнения после
дробеструйной обработки приведены в. табл. 22 и на фиг. 139.
Анализ полученных результатов подтверждает ранее сделанный
вывод о значительно более высокой эффективности дробеструйной
Фиг. 139. Эффективность дробеструйной
обработки образцов с напрессованными
втулками (с) и без них (б).
Фиг. 138. Результаты испытания на
усталость образцов:
1, 2 не наклепанных дробно; 3, 4 — накле-
панных 20кг дроби при п—2100 об/мин:5, б—на-
клепанных 10 г дроби при п = ЗоОО об/мин;
сплошные линии — с напрессованной втулкой;
пунктирные — без втулок.
обработки деталей, имеющих кон-
центраторы напряжений. Сопостав-
ляя результаты данных испытаний с результатами испытаний образ-
цов с острой галтелью = 0,25, можно сделать вывод, что в случае
не обработанных дробью образцов более резкое снижение предела
выносливости наблюдается при наличии напрессованных втулок.
Эффективный коэффициент концентрации напряжений з этом случае
равен 2,42, в то время как для образцов с острым н.эдрезом 1,93.
Тем не менее, благодаря дробеструйной обработке не только при
1-Я
Таблица 22
Результаты испытаний на усталость образцов с напрессованной
втулкой и без нее
Режим дробеструйной обработки Предел выносливости в кг (мм9 для образцов Эффек- тивный коэ- ффициент концентра- ции на- пряжений *<з Упрочнение за счет дробеструйной обра- ботки в °/0
без втулки с на прес- сованной втулкой без втулки с напрес- сованной втулкой
i Не обработанные дробью 48,3 20 2,42
Обработанные 20 кг дроби при л = 2100 об/мин . . . 71 57,5 1,24 47 188
Обработанные 10 кг дроби при п = 3500 об/мин . . . 74,3 60,0 1,24 54 200
сильном режиме (п = 3500 об/мин), но и при более слабом (п =
= 2100 об/мин), было достигнуто столь значительное упрочнение
(соответственно 200 и 180°/0), что предел выносливости наклепанных
Фиг. 140. Диаграммы запрессовок:
а — образна, не наклепанного дробью; б — об-
разца, наклепанного дробью.
дробью образцов с напрессо-
ванными втулками оказался
более высоким, чем гладкого,
шлифованного, но не обрабо-
танного дробью образца без
втулки.
В заключение следует от-
метить, что в данном случае
исследовался вопрос прочности
образца — детали, но не проч-
ности самого прессового соеди-
нения. В этом отношении пред-
ставляют интерес величина и
характер изменения усилия за-
прессовки. Типичные диаграм-
мы запрессовок для обработан-
ных и не обработанных дро-
бью образцов представлены на
фиг. 140. Анализ этих диаграмм показывает, что максимальное
усилие запрессовки для наклепанных дробью образцов примерно
на 20% выше, чем для ненаклепанных. Однако это не может
считаться преимуществом: к моменту полной напрессовки втулки
оно несколько падает и приближается по своему значению
к усилию, требующемуся для запрессовки ненаклепанного образца.
При дальнейшей напрессовке усилие падает столь резко, что к
моменту окончания процесса прессования (испытанные образцы
имели длину запрессовки примерно в 2 раза большую, чем длина
втулки), оно оказывается в 1,5 раза ниже своего максимального
значения (5,6 т вместо 8,5 т).
154
Как превышение, так и резкое снижение усилия по мере запрес-
совки наклепанных дробью образцов следует объяснить нарушением
микрогеометрии рабочей поверхности в процессе дробеструйного
наклепа. Если на первой стадии запрессовки наличие гребешков,
видимо, повышало как величину эффективного натяга, так и коэф-
фициент трения, то к концу процесса запрессовки втулка оказыва-
лась настолько изношенной, что натяг, а следовательно и усилие
запрессовки падали.
Положительное влияние дробеструйного наклепа подступичной
части вала на его усталостную прочность было подтверждено также
Фиг. 141. Результаты усталостных
испытаний образцов диаметром 50 wk,
изготовленных из стали Ст. 5 и име-
ющих напрессованную втулку [51]:
1 — подступичная часть образца наклепана
дробью; 2 — без наклепа.
Фиг. 142. Зависимость относительной
прочности прессового соединения от
числа циклов и тренировочного
напряжения (сталь кованая,
0,4% С) 1147).
Л. М. Школьником [51] на более
крупных (диаметром 50 мм) консольных образцах, изготовленных
из нормализованной стали Ст. 5. Результаты усталостных испыта-
ний представлены на фиг. 141,
Дробеструйный наклеп повысил предел выносливости с 10 до
19 кг/мм2. т. е. на 90%. Разница в диаграммах усилий при запрес-
совке и распрессовке как наклепанных, так и не наклепанных дробью
образцов не обнаружена.
Заметим, что нет оснований опасаться, что в процессе работы
детали с наклепанной дробью подступичной частью соединение
с гарантированным натягом ослабнет. Отсутствие в этом отношении
прямых экспериментов заставляет обратиться к исследованию проч-
ности соединений, подступичная часть вала в которых обкатана
роликом. М. М. Кобриным [147] были проведены эксперименты на
стали 40, показавшие, что тренировка изгибом обкатанных образцов,
имеющих напрессованную втулку, при напряжениях ниже
предела выносливости, увеличивает отношение усилия распрессовки
Рр к усилию запрессовки Ра. т. е. повышает относительную проч-
ность соединения. Результаты соответствующих испытаний предста-
влены на фиг. 142. Повышение относительной прочности прессовых
155
соединений в этом случае, наряду с другими причинами, видимо,
также объясняется увеличением диаметра образцов по мере снятия
в результате тренировки части остаточных напряжений, связанных
с обкаткой.
г) Концентратор напряжений в виде поперечного
сквозного отверстия
разцов с поперечным отверстием, из-
готовленных из нормальной стали
45 и испытанных при симметричном
кручении |45]:
I - образцы наклепаны дробью; 2 — без
наклепа.
О. О. Куликовым 1451 проведено исследование влияния дробе-
струйного наклепа на усталостную прочность при кручении нор-
мализованной стали 45. Химический состав стали: 0,41 % С; 0,25% Si;
0,77% Мп; 0.031% Р; 0,031% S;
механические свойства: аь —
= 61,8 кг/мм2; <зт — 37,3 кг/мм2;
8- =25,7%; = 54,8%; ак =
= 7 кем/см2, твердость Нв= 187.
Образцы диаметром 12 мм имели
сквозное поперечное отверстие
диаметром 2 мм, расположенное
в опасном сечений. Наклеп осу-
ществлялся в течение 3 мин. дро-
бью диаметром 0,6— 1,2 мм на се-
рийной дробеструйной установке
ДУ-1 конструкции ЦНИИТМАШ
при скорости, вращения ротора
2300 об/мин. Усталостные испыта-
ния при симметричном кручении
проводились на резонансной маши-
не К-2 конструкции ЦНИИТМАШ.
Результаты экспериментов представлены на фиг. 143, из которой
следует, что предел выносливости образцов, благодаря дробеструй-
ному наклепу, был повышен с 10,5 до 11,0 кг/мм2, т. е. всего на 5%.
Заметим, что эффективный коэффициент концентрации напряжений
для этих образцов был весьма значительным, а именно 1,78. Малая
эффективность дробеструйного наклепа, обнаруженная в этом случае,
видимо, объясняется не только малой твердостью стали, но также
характером концентратора напряжений, и условиями испытания
на кручение.
Выводы
На основании изложенного можно прийти к следующим вы-
водам:
1. Дробеструйная обработка деталей, имеющих концентраторы
напряжений (галтель, надрез и др.), оказывается значительно более
элективной, нежели гладких.
2. При дробеструйной обработке деталей, имеющих конструктив-
ный концентратор напряжений (галтель, надрез), в отличие от обра-
ботки гладких деталей, приобретает решающее значение режим и,
в частности, скорость дроби, с которой производится наклеп. Эффек-
156
тивность дробеструйной обработки в этом случае определяется соот-
ношением глубины наклепанного слоя и геометрическими параме-
трами, характеризующими концентратор напряжения.
3. Эффективный коэффициент концентрации напряжений для
деталей, наклепанных дробью, значительно ниже, чем для ненакле-
панных. В этом отношении исключение представляют такие детали,
у которых конструктивный концентратор напряжений, с одной
стороны, по геометрическим размерам настолько мал, что исключает
возможность непосредственного наклепа его дробью, а с другой,
все же, настолько велик, что его влияние распространяется за пре-
делы наклепанного слоя. Таким концентратором в проведенных
экспериментах оказались галтель радиусом /? =* 0,25 мм и надрез
радиусом г = 0,5 мм.
4. Дробеструйная обработка с надлежащей скоростью дроби
в отдельных случаях способна полностью восстановить усталостную
прочность деталей, имеющих конструктивный концентратор напря-
жений.
5. Гладкие детали, детали с галтелями и надрезами, позволяющими
осуществить их непосредственный наклеп дробью, а также детали
с мелкими надрезами типа царапин, могут успешно упрочняться
при относительно малых скоростях дроби. Повышение скорости дроби
требуется в случаях упрочнения деталей с галтелями малого радиуса
(меньше радиуса дробинки) или надрезами, радиус и глубина кото-
рых близки к радиусу дроби.
6. Эффективность дробеструйной обработки деталей, работающих
при переменном кручении, обычно ниже, чем при изгибе, в слу-
чаях, когда концентратор напряжений не ориентирован нормально
к направлению действия главных напряжений (кольцевой надрез,
галтель и т. д.).
7. Дробеструйная обработка является радикальным средством
повышения прочности валов и осей с напрессованными деталями.
Предел выносливости обработанных дробью осей с напрессованными
втулками оказывается более высоким, чем предел выносливости
гладких, шлифованных, не обработанных дробью осей без
втулок.
8. Известные эксперименты не характеризуют прочности соеди-
нения с гарантированным натягом при дробеструйной обработке
подступичной части вала. Однако есть все основания полагать, что
прессовые соединения в данном случае, при нормальной длине втулки
и подступичной части, окажутся по крайней мере столь же проч-
ными, как и при отсутствии дробеструйной обработки.
6. НАКЛЕП ДЕТАЛЕЙ В НАПРЯЖЕННОМ СОСТОЯНИИ
В настоящее время с целью повышения эффективности дробе-
струйного упрочнения применяется наклеп деталей в напряженном
состоянии [91], [86], [75], [179], [180].
Работниками Горьковского автомобильного завода имени
Молотова Д. А. Свешниковым и А. М. Тарасовым были проведены
157
эксперименты на плоских образцах 6 х 45 X 500 мм из улучшен-
ной рессорной стали 50ХГА. Наклеп производился стальной дробью
диаметром 0,8 мм по черной поверхности на дробеструйной установке
С-184 в напряженном состояний; предварительное напряжение созда-
валось изгибом образца. Усталостные испытания велись при асим-
метричном цикле на базе 5-10® циклов. Изменение предела вынос -
Фиг. 144. Зависимость предела
выносливости стали 50ХГА от
величины предварительного на-
пряжения [91].
fOO -50 -20 О W ВО
Предварительное напряжение
ливости в зависимости от величины предварительного напряжения
наклепываемой стороны пластины представлены на фиг. 144. Из гра-
фика следует, что при предварительном растягивающем напряжении
80 кг!мм* достигалось дополнительное повышение эффективности
дробеструйного наклепа на 20%.
Анализ природы разрушения об-
разцов показал, что наклеп в на-
пряженном состоянии стимулирует
подповерхностное зарождение уста-
лостной трещины. Основной причи-
ной положительного влияния пред-
варительной напряженности детали
при ее наклепе авторы данной ра-
боты видят в более высоких значе-
ниях остаточных сжимающих напря-
жений, возникающих в наклепанном
слое детали, обрабатываемой в на-
пряженном состоянии.
Аналогичная работа была выпол-
нена на Московском автомобильном
заводе имени Сталина Н. А. Кара-
что предварительное напряжение
севым [86]. Им показано,
образцов при наклепе заметно меняет показания твердости, а
также глубину наклепа. Растяжение, в противоположность сжатию,
снижает твердость и увеличивает толщину наклепанного слоя.
Результаты усталостных испытаний плоских образцов из улучшен-
ной рессорной стали 55С2, наклепанных дробью диаметром 0,6—
0,8 мм в напряженном состоянии на дробеструйной установке
завода при скорости дроби 57 м/сек представлены в табл. 23.
Испытания проводились на базе 5-10® циклов при односторон-
нем изгибе. Следует заметить, что отношение предела выносливости
а .
к пределу текучести — для улучшенной стали без наклепа дробью
составляло 0,39, при наклепе в свободном состоянии — 0,60 и при
наклепе в напряженном состоянии — 0,96.
Высокая эффективность дробеструйного наклепа деталей в напря-
женном состоянии объясняется более высокими сжимающими напря-
жениями в наклепанном слое и повышенными его механическими
свойствами.
В настоящее время наклеп рессорных листов в напряженном
состоянии при предварительной деформации их, совпадающей с дефор-
мацией в эксплуатационных условиях, внедрен на Московском авто-
мобильном заводе имени Сталина.
15R
Таблица 23
Предел выносливости стали 55С2, наклепанной дробью в напряженном
состоянии [86]
Состояние образцов Предел выносливости образцов толщиной
6,3 мм 7,8 мм
В % в кг [мм* | в %
Без наклепа Наклепаны в ненапря- женном состоянии .... Наклепаны при дефор- мации с радиусом кри- визны 1 м То же с радиусом кри- визны 4z м То же с радиусом кри- визны м ....... 47,5 72,5 102,0. 116,0 117,0 100 153 215 244 246 52 72 112 не 100 138 216 1 223
Положительное влияние наклепа деталей в напряженном состоя-
нии подтверждается также работой Д. Г. Иванникова [751. Опыты
на образцах из улучшенной стали 55С2 показали, что при наклепе
их в напряженном состоянии предел выносливости был повышен
с 39,6 до 80 кг/мм*, в то время как без предварительного напряжения
он повышался лишь до 46,5 кг!мм2.
7. ВЛИЯНИЕ ДРОБЕСТРУЙНОГО НАКЛЕПА НА УСТАЛОСТНУЮ
ПРОЧНОСТЬ ДЕТАЛЕЙ, ИМЕЮЩИХ ОБЕЗУГЛЕРОЖЕННЫЙ
ПОВЕРХНОСТНЫЙ СЛОЙ
Одной из причин, существенно снижающих долговечность рессор
и спиральных пружин, является наличие обезуглероженного поверх-
ностного слоя, образующегося при обычной технологии изготовления
этих деталей.
Н. П. Щапов [48] указывает, что обезуглероживание поверх-
ности снижает предел выносливости деталей не только потому, что
выгорание углерода в поверхностной зоне уменьшает предел вынос-
ливости материала, но и потому, что после закалки и отпуска таких
деталей в их поверхностных слоях возникают большие остаточные
растягивающие напряжения. Исследование влияния обезуглеро-
женного поверхностного слоя на усталостную прочность рессорной
стали 55С2 проведено в НАМИ Д. С. Листгартеном [701. Резуль-
таты испытаний показывают, что наличие обезуглероженного слоя,
возникающего при обычной термической обработке рессорных листов,
существенно снижает усталостную прочность этой стали. Так,
например, после оптимальной термической обработки на твердость
Rc — 40-М3 (закалка в масле с 890°, отпуск 480°) усталостные
испытания плоских образцов с черной поверхностью выявили пре-
дел выносливости этой стали при изгибе, равный 32,5 кг!мм2. Повы-
шение чистоты поверхности шлифованием при условии сохранения
159
обезуглероженного слоя практически не изменило значения предела
выносливости. Полное устранение шлифованием обезуглероженного
слоя резко повысило предел выносливости, который оказался рав-
ным 57 кг!ммя, т. е. превысил предел выносливости обезуглерожен-
ной стали на 75%.
Дробеструйный наклеп на экспериментальной установке дробью
диаметром 1,0—1,5 мм дал несколько меньшее повышение предела
выносливости, а именно до 44 кг/ммя, т. е. упрочнение обезуглеро-
женной стали составило 35%.
Наклеп шлифованных образцов понизил их предел выносливости
до 46 кг/мм?, т. е. на 19%. Однако следует заметить, что наклеп
на производственной установке,
при другом режиме, видимо
более оптимальном, и, в част-
ности с использованием дробью
диаметром 0,4—0,6 мм, прак-
тически не отразился на уста-
лостной прочности шлифован-
ных образцов. Положительный
результат получен также при
восстановлении углерода в по-
верхностном слое. Предел вы-
носливости в этом случае ока-
зался равным 55 кг/мм\ т. е.
практически равным пределу
выносливости этой стали, не
имеющей обезуглероженного
слоя.
Результаты усталостных ис-
пытаний этой же стали (фиг. 145),
Фиг. 145. Результаты испытания рес-
сорной стали 55С2:
1 — сталь с обезуглероженной поверхностью;
2 - сталь со снятым шлифованием обезуглерожен-
ным слоем; 3 — сталь с обезуглероженной и обра-
ботанной дробью поверхностью [145].
проведенные совместно с Московским автомобильным заводом
имени Сталина [801, [145], показали, что устранение обезуглеро-
женного слоя шлифованием повышает предел выносливости с 48,4 до
87,6 кг! мм2, т. е. на 80%. Однако при дробеструйном наклепе предел
выносливости увеличивается еще больше — до 92,1 кг/мм2, т. е. на
90%. Условные испытания этой стали проводились при односторон-
нем изгибе на плоских образцах, имеющих обезуглероженный слой
в пределах 0,1—0,15 мм. Часть образцов шлифовалась с целью уда-
ления обезуглероженного слоя, часть непосредственно наклепыва-
лись в течение 2 мин. дробью диаметром 0,6—0,8 мм на промышлен-
ной установке завода.
Заметим, что твердость обезуглероженного поверхностного слоя
этой стали в результате дробеструйного наклепа возрастала с —
— 20-*-32 до 7?с = 39,5-5-44,5, т. е. достигала твердости необезугле-
роженной стали, а именно /?с = 42,5-*-44,0.
Положительное влияние дробеструйного наклепа проявляется
также при упрочнении пружинной проволоки, содержащей 0,7% С,
0,5% Мп н 0,3% Si. Глубина обезуглероженного слоя в этом случае
составляла 0,05 мм при диаметре проволоки 2 мм. В результате
16(1
дробеструйного наклепа предел выносливости этой стали при круго-
вом изгибе был повышен с 30—37,4 до 56 кг!мм*, т. е. на 50—87%.
Из сказанного следует, что дробеструйный наклеп значительно
повышает усталостную прочность деталей, имеющих обезуглерожен-
ный поверхностный слой и, в частности, тех деталей, механическая
обработка поверхности которых после термической обработки ослож-
нена или вообще невозможна. К числу таких деталей в первую
очередь следует отнести спиральные пружины и листовые рессоры.
8. УСТАЛОСТНАЯ ПРОЧНОСТЬ ШЛИФОВАННЫХ ПОСЛЕ НАКЛЕПА
ДРОБЬЮ ДЕТАЛЕЙ
Ряд исследователей считает, что сглаживание острых рисок н
надрезов является одной из причин повышения усталостной проч-
ности деталей при дробеструйном наклепе.
Конечно, в отдельных случаях специфический характер микро-
геометрии наклепанной дробью поверхности можно рассматривать
как один из благоприятных факторов, определяющих упрочнение
детали. Вместе с тем автор считает, что наличие в общей массе дроби
ее осколков не гарантирует поверхность наклепываемой детали
от появления новых концентраторов напряжений (надрезов). Послед-
ние могут оказаться еще более неблагоприятными, чем те, которые
существовали до наклепа. Соответствующие эксперименты подтвер-
ждают сказанное.
Л. М. Школьником проведено усталостное испытание нормали-
зованных после наклепа дробью образцов из стали Ст. 5, при котором
обнаружено снижение предела выносливости в результате наклепа
с последующей нормализацией с 24,8 до 18,0 кг!мм*, т. е. на 27,5%.
Более низкое значение предела выносливости, видимо, объяс-
няется шероховатостью обработанной дробью поверхности.
Другой эксперимент, заключающийся в тонком шлифовании на-
клепанной дробью поверхности, также подтверждает неблагоприят-
ное влияние шероховатости.
Ручное шлифование обработанных дробью образцов наждачной
шкуркой на глубину 0,05 мм, т. е. в пределах шероховатости поверх-
ности, не только не снизило, но даже повысило (на 5%) упрочне-
ние, связанное с дробеструйным наклепом. Предел выносливости
наклепанных дробью образцов из нормализованной стали Ст. 5
в результате последующего тонкого ручного шлифования возрос
с 29,5 до 31,0 кг/мм*.
Обнаруженное повышение предела выносливости вряд ли может
быть реализовано практически ввиду большой трудоемкости руч-
ного шлифования.
Влияние механического шлифования на усталостную прочность
наклепанных дробью деталей было исследовано автором. С этой
целью были использованы консольные усталостные образцы диа-
метром 12 мм, изготовленные из стали 45Х и подвергнутые закалке
в масле с отпуском при 400°. Одна часть образцов подвергалась шли-
фованию как до, так и после дробеструйной обработки; другая часть
11 Саверин 12-’2 161
Фиг. 146. Результаты испытания на усталость
образцов:
1 — иенаклепанных; 2 — обработанных дробью с после-
дующим шлифованием: 3 — обработанных дробью без
шлифования.
образцов последующему шлифованию не подвергалась. Дробеструй-
ный наклеп осуществлялся на,экспериментальном дробемете кон-
струкции ЦНИИТМАШ дробью диаметром 1—2 мм в количестве
10 кг на каждый образец при скорости вращения ротора 3500 об/мин.
Шлифование образцов пос-
ле наклепа производилось
до полного восстановле-
ния чистоты поверхности.
На фиг. 146, а также
в табл. 24 приведены ре-
зультаты испытания об-
разцов на усталость, из
которых следует, что шли-
фование мало отразилось
на величине предела вы-
носливости: последний при
шлифовании изменился с
74,3 до 70 кг!мм2.
Иначе говоря, эффек-
тивность дробеструйного
наклепа упала с 54 до
45%.
Следует заметить, что
шлифование проводилось
на небольшую глубину с
целью устранить лишь не-
ровность поверхности.
Данные изменения диаметра образцов после дробеструйной обра-
ботки и окончательное его значение после вторичного шлифования
приведены в табл. 25.
Таблица 24
Результаты испытаний на усталость образцов стали 45ХН,
не обработанных н обработанных дробью с последующим
шлифованием и без него
Характер обработки образцов Предел вы- носливости в кг{мм? Упрочнение в °1о
Шлифование 483 —
Шлифование с последующей дро- беструйной обработкой 74,3 54
Шлифование с последующей дро- беструйной обработкой и повторным шлифованием, восстанавливающим чи- стоту поверхности 70 45
Из таблицы следует, что в результате дробеструйной обработки
образца по указанному режиму диаметр его увеличивается в сред-
нем на 0,06 мм.
162
Таблица 25
Диаметр образцов в мм до и после дробеструйной обработки,
а также после повторного шлифования
№ образца 2 3 4 5
Диаметр до дро- беструйной обра- ботки 12,01 12,00 12,00 12,00 12,01 1 12,00
Диаметр после дробеструйной об- работки 12,07 12,06 12,06 12,07 12,07 12,07
Диаметр после дробеструйной об- работки и после- дующего шлифо- вания 11,91 | П,8 11,90 11,87 11,95 11,91
Для устранения внешних следов дробеструйной обработки необ-
ходимо шлифование на глубину 0,08 мм> что предопределяет умень-
шение диаметра образца относительно его величины до дробеструйной
обработки на 0,1 мм. При этом при подсчете не принималась во внима-
ние возможная поводка образца в результате дробеструйной обра-
ботки, в большой мере определяющая глубину шлифования. Можно
ожидать, что для деталей более крупных, чем испытанные образцы,
эта поводка была бы менее заметной, что позволило бы уменьшить
глубину шлифования и тем самым в большей мере сохранить упроч-
нение от дробеструйного наклепа.
Аналогичные результаты получены М. Я. Шашиным [68] на хро-
моникельмолибденовой стали, подвергнутой термической обработке
на высокую твердость (Rc > 50) и наклепанных дробью со ско-
ростью вращения ротора 2030 об/мин при диаметре последнего 500 мм.
Шлифование на глубину 0,1 мм практически не отразилось на уста-
лостной прочности образцов диаметром 5,53 мм.
Совершенно ясно, что при увеличении глубины шлифования воз-
никает опасность не только снизить эффективность предшествую-
щего дробеструйного наклепа, но и полностью устранить упрочнен-
ный слой.
Из сказанного следует, что шлифование обработанной дробью
детали до полного устранения поверхностных следов наклепа лишь
незначительно снижает предел выносливости, в большей мере сохра-
няя то упрочнение, которое достигается наклепом. Требующаяся
в этом случае глубина шлифования определяется не только наруше-
нием микрогеометрии поверхности после дробеструйной обработки,
но также и поводкой детали, которая для маложестких деталей может
приобрести решающую роль. В последнем случае можно ожидать
более значительного снижения усталостной прочности.
11* 163
9. ВЛИЯНИЕ АБСОЛЮТНЫХ РАЗМЕРОВ ДЕТАЛИ НА ЭФФЕКТИВНОСТЬ
ДРОБЕСТРУЙНОГО НАКЛЕПА
Известно, что с увеличением абсолютных размеров детали проч-
ность металла при циклическом нагружении падает. Высказываются
опасения, что с увеличением размеров деталей эффективность
поверхностного упрочнения и, в частности, дробеструйного на-
клепа, будет также заметно снижаться. Это несколько расходится
с результатом теоретического анализа, приведенного автором, и
заставляет обратиться к экспериментальному подтверждению основ-
ных высказанных положений.
Фиг. 147. Машина УИ-40 конструкции ЦНИИТМАШ для испы-
тания на усталость при симметричном изгибе.
Вопрос о влиянии абсолютных размеров детали приобретает
исключительно большое практическое значение, так как исследова-
ние эффективности дробеструйного наклепа в лабораторных условиях,
как правило, проводится на относительно малых образцах. Только
положительное решение этого вопроса можег дать основания для
распространения имеющихся экспериментальных данных на детали
больших размеров.
Задача как теоретического, так и экспериментального анализа
«масштабного эффекта» применительно к дробеструйному наклепу
осложняется тем, что в этом случае технологически невозможно
осуществить условия подобия. Так, например, невозможно создать
наклепанный слой, глубина которого пропорциональна размерам
образца или детали. То же следует сказать в отношении диаметра
дроби, ее скорости и т. п.
Зависимосгь эффективности дробеструйного упрочнения от раз-
меров детали была определена С. Г. Хейфецем 142], 143]. Объектом
164
исследования явилась нормализованная сталь 45 следующего хими-
ческого состава: 0,45% С; 0,38% Мп; 0,08% Сг; 0.07% Ni; 0,01% Р
После нормализации сталь имела следующие механические свойства:
= 65 кг!мм*\ ат - 39 кг1мм\ Ъ = 23,6'%; 6 = 57,8%.
Консольные шлифованные образцы для усталостных испытаний
изготовлялись трех диаметров: 5, 10 и 30 мм как без конструктив-
ных концентраторов напряжений, так и с концентраторами в виде
галтели. В одном случае радиус галтели был пропорционален диа-
метру образца (jR = 0,3d), а именно: 1,5, 3 и 9 мм, в другом «острая»
галтель имела радиус, равный 0,25 мм вне зависимости от диаметра
образца. Испытания образцов на
усталость производились на машинах
конструкции ЦНИИТМАШ УИ-40
(фиг. 147). ЦИМ (фиг. 148) и У-12
(фиг. 107).
Наклеп образцов дробью произ-
водился на экспериментальной дробе-
струйной установке ЦНИИТМАШ.
Режим наклепа варьировался лишь
по скорости дроби, а именно: при
«сильном» режиме скорость вращения
ротора была 3500 об/мин, при «сла-
бом»— 2100 об/мин. Диаметр дроби
(0,8—1,2 лии) и экспозиция (1 мин.)
сохранялись постоянными при на-
клепе всех образцов. Заметим, что
образцы малого диаметра (5 мм) при
наклепе с высокой скоростью дроби
сильно деформировались, что пре-
пятствовало испытанию их на уста-
лость, Кривые выносливости накле-
панных и не наклепанных дробью
образцов даны на фиг. 149—151,
значения пределов выносливости —
в табл. 26.
Фиг. 148. Машина ЦИМ кон-
струкции ЦНИИТМАШ для испы-
тания на усталость при симме-
тричном изгибе.
Зависимости предела выносливости от диаметра не наклепанных
дробью образцов приведены на фиг. 152, а, а наклепанных — на
фиг. 152, б. Из графиков следует, что «масштабный эффект» для
упрочненных дробью образцов имеет тот же характер, что и для
неупрочненных, т. е. предел выносливости с увеличением диаметра
образца падает. При этом эффективность дрсбесгруйного наклепа
(табл. 27 и фиг. 153) сохраняется, оставаясь практически постоян-
ной вне зависимости от размера образца.
Относительно малое упрочнение гладких образцов объясняется
тем, что исследуемая сталь до дробеструйного наклепа подверга-
лась мягкой термической обработке — нормализации. Упрочнение
образцов, имеющих концентраторы напряжений, было более замет-
ным. Так, например, если для гладких образцов повышение предела
выносливости составляло 5—10%, то для образцов с подобными
165
Фиг. 149. Кривые выносливости гладких образцов различного диаметра:
а - ненаклепанкых; б — наклепанных дробью (43).
Фиг. 150. Кривые выносливости образцов различного диаметра с гал-
телью, пропорциональной диаметру:
&
а — йена клепанных; б — наклепанных дробью (43).
166
<9
Фиг. 151. Кривые выносливости образцов
различного диаметра, имеющих одинако-
вую галтель с радиусом 0,25 мм:
а — не на к дела иных: б — наклепанных дробью (43/.
7- Образин диам. 5мм слабый режим
о- V » Юмм сильный ц
0- » п Юмм слабый ,1
•- п » 30 мм сильный р
о- п „ 30ммслабый и
б)
Фиг. 152. Зависимость предела выносливости образцов от их диаметра
и радиуса галтели:
а — пена клепанных; б - наклепанных дробью; / — гладкие Образцы; 2— образцы с галтелью,
пропорциональной диаметру; 3 - образцы с «острой* галтелью R = 0,25 мм,
167
Габлица 26
Предел выносливости в кг)мм^ не наклепанных и наклепанных дробью
образцов, имеющих различный диаметр и радиус галтели [43]
Вид образцов — Диаметр образца в мм
й 10 Без на- клепа 30
Без наклепа Наклеп Без на- клепа Наклеп Наклеп
слабый силь- ный слабый [ силь- ный слабый силь- ный
Гладкие шли* фованные . . . 31,0 32,5 29,0 31,0 32,0 23,0 - 25.0
С галтелью, пропорциональ- ной диаметру об- разца (/? ₽ 1,5; 3 и 9 мм) .... 27,0 31,0 25,5 28,5 29,0 20,5 21,0 23,5
С „острой‘ галтелью (7? = «= 0,25 мк) . . . 16,0 1 28,5 1 — 14,0 25,0 24,0 9,5 14,5 17.0
галтелями относительно большого радиуса упрочнение составило
12—15%, а для образцов с «острыми» галтелями 53—79%. Образцы
диаметром 30 мм, имеющие галтель с радиусом 9 мм и наклепанные
при «слабом» режиме, оказались упрочненными всего лишь на 2%,
%
Г
Острая галтель
(R-0,25 мм)
Галтель пропорцио-
нальна диаметру
'Образца (R=1£-;3u9mm) -
fee галтели j ~
0 10 20 мм
Диаметр образца
—Наклеп при п~3500с$/мин
----Наклеп при п=2100 °б/мин
Фиг. Л53. Влияние размера образца на эффектив-
ность дробеструйного упрочнения.
что, видимо, объясняется недостаточно качественным их наклепом
или испытанием. Основные результаты исследования полностью
подтверждают приведенный выше теоретический анализ, а также
соответствующие схемы упрочнения.
Это дает основание утверждать, что при надлежащем выборе
режима дробеструйной обработки вполне возможно упрочнение не
только мелких, но и крупных деталей. При этом в большинстве слу-
168
Таблица 27
Упрочнение (в %) от дробеструйного наклепа образцов, имеющих
различный диаметр и различный радиус галтели [43]
Вид образцов Диаметр образца в мм
5 1 10 I 30
Наклей
Слабый | Сильный I Слабый Сильный | | Слабый 1 Сильный
Гладкие шлифованные С галтелью, пропорцио- нальной диаметру образца 5 — 7 10 — 9
(/? = 1,5; 3 и 9 мм) . . . С „острой- галтелью 15 12 14 (2) 14
(R = 0,25 мм) 78 — 79 72 53 79
чаев нет надобности соблюдать условие подобия, т. е. добиваться
относительно большой глубины наклепа. Эффективность упрочнения
крупных деталей при относительно малой глубине наклепа будет
того же порядка, что и мелких.
10. ЧУВСТВИТЕЛЬНОСТЬ НАКЛЕПАННЫХ ДРОБЬЮ ДЕТАЛЕЙ
К ПЕРЕГРУЗКАМ
а) Влияние перегрузок на усталостную прочность
обработанных дробью деталей
В условиях эксплуатации многие детали, рассчитанные но номи-
нальным нагрузкам, практически могут иметь значительные пере-
грузки. Чувствительность к перегрузкам является столь же суще-
ственной характеристикой усталостной прочности сталей, как и пре-
дел ее выносливости.
Проводя дробеструйный наклеп деталей, имеющих те или другие
концентраторы напряжений, удается значительно повысить предел
выносливости. Этого нельзя сказать в отношении снижения чув-
ствительности к перегрузкам. Автор еще в одной из ранних своих
работ [14], посвященных дробеструйному наклепу, обращал вни-
мание конструкторов на этот факт. Кривые выносливости накле-
панных дробью образцов обычно располагаются значительно более
полого, чем аналогичные кривые ненаклепанных образцов. Так,
например, из фиг. 131, где приведены кривые выносливости надре-
занных образцов, изготовленных из стали 18ХНВА, следует, что
тангенс угла наклона кривой, относящейся к не наклепанным дробью
образцам, в 27 раз превышает величину его для наклепанных. Заме-
тим, что кривые выносливости построены в логарифмических коор-
динатах при отношении масштабов шкалы напряжений и шкалы
числа циклов, как 4 : 1. Из сказанного следует, что при одном и
том же повышении нагрузки долговечность наклепанных дробью
деталей сокращается более резко, чем ненаклепанных деталей.
К этому выводу пришли многие исследователи [491, [68] и др.
169
Замеченное явление нашло отражение и в отношении повре-
ждаемости наклепанных дробью образцов при перегрузках. Соответ-
ствующие исследования были проведены Л. М. Школьником [51]
на консольных гладких образцах диаметром 15 изготовленных
из нормализованной стали Ст. 5. Результаты усталостных испытаний
представлены на фиг. 154. Кривые повреждаемости построены по
перегрузкам на базе 300 000 и 200 000 циклов. Критерием поврежден-
ности образца, имевшего перегрузку, являлась поломка его в пре-
делах базы испытаний (5-106 циклов) при напряжении, соответствую-
щем пределу выносливости неперегружавшихся образцов.
Из графика следует, что кривая повреждаемости наклепанных
дробью образцов расположена
более полого, но выше, чем
соответствующая кривая нена-
клепанных образцов.
б кг/мм?
Фиг. 154. Кривые выносливости (сплош-
ные линии) и кривые повреждаемости
(пунктирные линии) шлифованных и
наклепанных дробью гладких образцов
из стали Ст. 5 [51].
Фиг. 155. Влияние трени-
ровки на долговечность на-
клепанной дробью хромо-
никельмолибдсновой стали
[68].
Это предопределяет эффективность дробеструйной обработки
даже при относительно малом числе циклов нагружения и высоких
напряжениях. Пересечение кривых повреждаемости если и имеет
место, то лишь при весьма ограниченной долговечности.
Можно предполагать, что различная чувствительность к пере-
грузкам наклепанных и не наклепанных дробью образцов объяс-
няется тем, что при циклических перегрузках благоприятные оста-
точные напряжения, созданные в поверхностном слое упрочненной
дробью детали, могут несколько падать. Кроме того, упрочнение,
характерное для ненаклепанных образцов при их тренировке с повы-
шенными циклическими нагрузками, для образцов, наклепанных
дробью, в которых запас пластичности поверхностных слоев уже
исчерпан, если и проявляется, то в меньшей степени.
Аналогичные результаты получены также М. Я. Шашиным [68].
Тренировка наклепанных дробью образцов при напряжениях, пре-
170
сышающих те, при которых велись усталостные испытания, показала
значительное снижение долговечности, и тем большее, чем выше
напряжение тренировки. С другой стороны, при напряжении трени-
ровки меньшем, нежели то, при котором проводилось усталостное
испытание, наклепанные дробью образцы дополнительно упрочня-
лись в процессе тренировки, повышая свою долговечность.
Усталостные испытания проводились на хромоникельмолибде-
новой стали, подвергнутой термической обработке на высокую твер-
дость (7?с> 50). Химический состав этой стали: 0,36% С; 0,28% Si;
0,61% Мп; 0,019% S; 0,01% Р; 0,74% Ст; 1,42% Ni; 0,26% Мо.
Образцы диаметром 5,53 мм наклепывались дробью при ее скорости
53 м/сек с экспозицией 5 мин. Результаты испытаний представлены
на фиг. 155.
Из графиков следует, что оптимальная относительная тренировка
у- равна 33%. При этом увеличении относительной долговечности
достигает 70%.
Конструктор, рассчитывая наклепываемую дробью деталь исходя
из повышенного значения предела выносливости, должен считаться
с тем, что увеличение нагрузки может заметно снизить их долго-
вечность и в отдельных случаях потребует увеличения запаса проч-
ности.
б) Восстановление дробеструйным наклепом усталостной
прочности поврежденного перегрузкой металла
Дробеструйный наклеп применим не только к новым, по и к дета-
лям, бывшим в употреблении. Он является средством, способным
парализовать вредное влияние перегрузок, которые могли иметь
место при эксплуатации детален. В отдельных случаях дробеструй-
ным наклепом можно восстановить прочность деталей, уже имеющих
начальные трещины усталостного разрушения. В этом отношении
весьма показательны эксперименты Л. М. Школьника.
Усталостным испытаниям были подвергнуты гладкие консольные
образцы диаметром 15 мм, изготовленные из нормализованной стали
Ст. 5. Циклическая перегрузка проводилась на базе 200 000 циклов
при напряжениях выше линии повреждаемости. Часть образцов
при этом приобретала начальные трещины усталости.
Дробеструйный наклеп тех перегруженных образцов, которые
не имели трещин, практически полностью восстановил их прочность.
Соответствующие кривые выносливости и повреждаемости совпадали
с тем, которые были построены для аналогичных образцов, не под-
вергавшихся перегрузкам до наклепа дробью.
Дробеструйный наклеп образцов, имевших небольшие, длиной
до 2 мм, усталостные трещины, также заметно повысил усталостную
прочность. Однако кривые выносливости и повреждаемости, получен-
ные в данном случае, приближались лишь к соответствующим кри-
вым, относящимся к испытанию не наклепанных дробью об-
разцов.
171
Результаты этих экспериментов полностью подтверждают выска-
занные соображения в отношении дробеструйного упрочнения дета-
лей, имеющих высокоградиентный концентратор напряжений. Ска-
занное позволяет рекомендовать дробеструйный наклеп не только
новых но и деталей, бывших в эксплуатации.
11. ВЛИЯНИЕ КАЧЕСТВА ДРОБИ НА ЭФФЕКТИВНОСТЬ УПРОЧНЕНИЯ
Материал дроби в основном отражается на ее стойкости и, как
следствие, на расходе при эксплуатации. Эффективность наклепа
относительно мало зависит от материала дроби и засоренности ее
осколками. Сказанное вытекает не только из опыта автора, но также
подтверждается практикой Московского автомобильного завода
имени Сталина и соответствующими работами НАМИ 170], 1145].
Усталостные испытания проводились при симметричном изгибе на-
клепанных дробью плоских образцов с черной поверхностью, изго-
товленных из улучшенной рессорной стали 50С2. Обработка образ-
цов дробью выполнялась на промышленной установке Московского
автомобильного завода имени Сталина. Опыты показали, что наклеп
свежей дробью и дробью, засоренной осколками более чем на 50%,
дал практически одинаковые значения предела выносливости, а
именно 46 кг!мм*. Упрочнение в этом случае достигало 44%. Анало-
гичные результаты были получены на улучшенной стали 50ХГА,
наклеп которой производился на Горьковском автомобильном заводе
имени Молотова. На том же заводе А. М. Тарасовым и Д. А. Свеш-
никовым [90] было проведено сравнительное испытание эффектив-
ности наклепа деталей стальной и чугунной дробью. Объектом иссле-
дования служила улучшенная сталь 50ХГА. Наклеп плоских образ-
цов производился на промышленной однороторной установке с оди-
наковым режимом при той и другой дроби. Качество стальной дроби
варьировалось, а именно: наклеп осуществлялся а) дробью без
предварительной ее обкатки, т. е. имеющей острые края, оставшиеся
после рубки ее из проволоки; б) обкатанной на той же дробеструй-
ной установке в течение 9 ч. 30 м., что соответствовало 140-кратному
удару дробинок о броневую плиту, расположенную на неподвижной
ленте конвейера; в) обкатанной в течение 17 ч. 30 м., что соответ-
ствовало 260-кратному удару дробинок и г) обкатанной в течение
17 ч. 30 м., но с добавкой 10% необкатанной дроби.
Результаты усталостных испытаний приведены в табл. 28.
При исыпатании образцов, наклепанных стальной дробью без
предварительной ее обкатки или обкатанной, но с добавкой 10%
необкатанной дроби, обнаружен определенный разброс эксперимен-
тальных данных, что можно объяснить влиянием острых кромок
необкатанной дроби. Это подтверждается также тем, что разруше-
ние соответствующих образцов не всегда наблюдалось в опасном
сечении. Тем не менее при упрочнении образцов стальной дробью,
вне зависимости от ее качества, во всех случаях эффективность
оказалась не ниже той, которая наблюдается при использовании
чугунной дроби.
172
Таблица 2#
Результаты усталостных испытаний образцов из улучшенной
стали 50ХГА, наклепанных дробью различного качества [90]
Условия наклепа образцов Предел вы- носливости в кг}мм* Упрочнение В %
Без наклепа 39,7 0
Наклеп чугунной дробью 0 0,6—0,8 мм Наклеп стальной дробью 0 0,8 мм*. 78,8 98
а) без предварительной обкатки дроби .... б) с предварительной обкаткой в течение 9 ч. 81 ± 3 104 ± 8
30 м в) с предварительной обкаткой в течение 17 ч. 87,5 120
30 м г) с предварительной обкаткой в течение 17 ч. 87,5 120
30 м. и добавкой 10% необкатанной дроби . 83 ±2 109 ± 5
Практика Московского автомобильного завода имени Сталина [84]
говорит о том, что эффективность упрочнения деталей стальной
дробью практически совпадает с той, которая имеет место при исполь-
зовании чугунной дроби. Предел выносливости образцов рессорной
стали 55С2, наклепанных стальной дробью диаметром 1—2 мм без
предварительной обкатки составляет 94%, а наклепанных предва-
рительно обкатанной стальной дробью— 108% от предела выносли-
вости аналогичных образцов, наклепанных чугунной дробью.
Исключительно высокая стойкость стальной дроби, а также
повышенная износостойкость при использовании этой дроби лопаток
ротора дробеструйной установки и ряда других ее деталей позволяют
рекомендовать эту дробь вместо чугунной, несмотря на то, что
заметного повышения эффективности наклепа при ее использовании
не наблюдается.
12. КОНТАКТНО-УСТАЛОСТНАЯ ПРОЧНОСТЬ И ИЗНОСОСТОЙКОСТЬ
НАКЛЕПАННОЙ ДРОБЬЮ СТАЛИ
Имеющиеся литературные данные о влиянии дробеструйного
наклепа на контактно-усталостную прочность и износоустойчивое! ь
сталей весьма противоречивы. Положительное влияние отмечено,
например, в экспериментах А. А. Португаловой [59], относящихся
к дробеструйному наклепу колец подшипников качения. Резуль-
таты этой работы изложены ниже (глава VI, §8). С другой стороны,
попытка повысить контактно-усталостную прочность зубчатых колес,
предпринятая автором настоящей работы, не дала положительных
результатов. Также не получил повышения контактно-усталостной
прочности при дробеструйном наклепе Л. М. Школьник, проводив-
ший лабораторные испытания соответствующих образцов из сталей
Ст. 5 (Ял = 165) и 37XH3A (/?с = 50-^-52) на прессе Амслера.
Контактно-усталостная прочность и износостойкость этих сталей
в результате дробеструйного наклепа падала.
173
В последних испытаниях образцами служили ролики диаметром
40 мм и толщиной 10 мм, принудительно вращающиеся при 10%-ном
относительном скольжении. Максимальное давление на контактной
площадке, равное по формуле Герца 7231 кг/мм2, создавалось за
счет прижатия роликов нагрузкой 150 кг. Смазка осуществлялась
окунанием. Наклеп образцов производился на дробемете ЦНИИ
МПС, дробью диаметром 1,5—1,8 мм в течение 5 мин. при давлении
воздуха 5 кг!см2. Часть образцов из стали Ст. 5 до испытания под-
вергалась шлифованию на глубину 0,05 мм, обеспечивающему устра-
нение неровности поверхности, свя-
занной с дробеструйной обработкой.
При испытаниях первые признаки
усталостного разрушения рабочей
поверхности наклепанных дробью
образцов были обнаружены для ста-
ли Ст. 5 при 125 000 циклов, для
стали 37XH3A — при 500 000 цик-
лов. Более длительное испытание
(до 1,5-10^ циклов) наклепанных
дробью образцов из стали 37XH3A
не увеличило размера и числа об-
наруженных ранее признаков уста-
лостного разрушения поверхности.
Шлифование образцов из стали
Ст. 5 после наклепа дробью повысило
их долговечность до 161 000 цик-
лов. Однако контактно-усталостная
прочность образцов из стали Ст. 5 и
из стали 37XH3A, не подвергавших-
ся наклепу дробью, все же оказа-
лась более высокой. Признаков
Сталь Ст. 5
42
Фиг. 156. Результаты испытаний
на износ шлифованных и накле-
панных дробью образцов из стали
37XH3A и из стали Ст. 5 [51].
35ХНЗЙ
0J5 &
контактно-усталостного разрушения
этих образцов не обнаружено для стали Ст. 5 при 106 циклов,
а для стали 37XH3A — при 1,5-10® циклов.
Результаты испытания на износ рабочей поверхности этих роли-
ков представлены в табл. 29 и на фиг. 156.
Из диаграммы следует, что износ наклепанных дробью образцов
выше, чем не наклепанных, особенно для стали Ст. 5. Этот повышен-
ный износ в большой мере связан с ухудшением чистоты рабочей
поверхности образца при его наклепе. Восстановление чистоты по-
верхности наклепанных дробью образцов шлифованием резко сокра-
тило износ, однако он все же превышал износ образцов, не подвер-
гавшихся дробеструйному наклепу.
13. УПРОЧНЕНИЕ ЛИТОЙ СТАЛИ ДРОБЕСТРУЙНЫМ НАКЛЕПОМ
Литая сталь в отличие от кованой, с одной стороны, обладает
пониженной чувствительностью к поверхностным концентраторам
напряжений, с другой, ее внутренняя неоднородность должна пред-
174
Таблица 29
Результаты испытания роликов из сталей 37XH3A и Ст. 5 на износ при
трении качения с проскальзыванием
Марка стали Обработка образца Ролик (но положе- нию в ис- пытании) Потери в весе в ж? за LC1 циклов Общее количество циклов Примечание
37XH3A Закалка, шли- фование Верхний, НИЖНИЙ 0,35 1490490 1 Усталостных разрушений не обнаружено. Ис- пытания прекра- щены
37XH3A Закалка, на- клеп дробью Верхний, нижний 0,96 1,3 1579530 Очень мелкие усталостные раз- рушения после 510 000 циклов
Ст. 5 Нормализация, шлифование Верхний, НИЖНИЙ 0,54 0,34 1000530 Усталостных разрушений не обнаружено. Ис- пытания прекра- щены
Ст. 5. Нормализация, наклеп дробью Верхний, нижний; 42,0 13,7 125063 Относительно крупные уста- лостные разру- шения
Ст. 5 Наклеп дробью и частично шли- фование Верхний, нижний 2,5 3,5 161046 Мелкие уста- лостные разру- шения
определять большое влияние среднего напряжения цикла на предел
выносливости.
Экспериментальная работа М. М. Кобрина [441, проведенная
В ЦНИИТМАШ, убедительно доказывает целесообразность поверх-
ностного наклепа, и, в частности, дробеструйной обработки литой
стали для повышения ее усталостной прочности.
Объектом исследования была сталь 40 следующего химического
состава: 0,43% С; 0,44% Si, 0,90% Мп; 0,03% S; 0,047% Р; 0,10% Сг;
0,10% Ni. Выплавка стали производилась в электродуговой печи
емкостью 500 кг. Шихта составлялась из стального лома, литейного
брака и литниковых отходов. Раскисление осуществлялось смесью
75%-кого ферромарганца и 75%-ного ферросилиция. Слиток пред-
ставлял собой трехлепестковую трефовидную пробу весом 20—22 кг
и высотой, включая прибыль, 550 мм. Литая сталь после терми-
ческой обработки — диффузионного отжига и нормализации —
имела следующие механические свойства: afc=70,4 кг!мм2\<зт =
= 35,2 кг!мм*\ = 17,3%; ф = 30,6%; ak = 4,4 кгм/см\ Нв -- 185.
Усталостные образцы диаметром 18 мм гладкие и с круговым
надрезом, глубиной 0,4 мм, с радиусом 0,3 мм и углом раскрытия
60° были прошлифованы. Дробеструйная обработка осуществлялась
175
«а дробеструйной установке ЦНИИТМАШ дробью диаметром 1,2—
1,4 лои при скорости вращения ротора 3500 и 2100 об/мин и распо-
ложении образца от ротора на расстоянии 0,5 м. Расход дроби на
Фиг. 157. Машина УИМП-20 кон-
струкции ЦНИИТМАШ для испы-
тания на усталость при симметрич-
ном изгибе.
образец составлял 10 кг.
Глубина наклепанного слоя
оценивалась по твердости на ко-
сом срезе и составляла соответ-
ственно при первом режиме 0,5 мм
и при втором — 0,3 мм.
Усталостные испытания про-
изводились при базе 107 циклов
на машине УИМП-20 (фиг. 157)
конструкции ЦНИИТМАШ [152].
Результаты усталостных испыта-
ний представлены на фиг. 158 и
сведены в табл. 30.
Та же сталь в кованом со-
стоянии без дробеструйного на-
клепа на гладких образцах имела
предел выносливости 27,2 кг/мм2,
а на надрезанных 17,5 кг!мм\ т. е.
эффективный коэффициент концен-
трации напряжений составлял 1,56.
Из данной работы следует, что литая сталь в не наклепанном
дробью состоянии менее чувствительна к поверхностным концентра-
Фиг. 158. Кривые выносливости литой стали 40, подвергнутой диффузионному
отжигу и нормализации до дробеструйного наклепа ]44]:
а — без наклепа и с наклепом ори п = 2100 об/мин; б — с наклепом при л — 3500 об/мин.
торам напряжений, чем кованая. Эффективный коэффициент кон-
центрации напряжений литой стали для указанных выше образцов
ка = 1,40, в то время как кованой fe0 = 1,56. Именно этим объяс-
176
Таблица 30
Усталостная прочность литой стали 40 до и после дробеструйного
наклепа [44]
Режим наклепа дробью (скорость вращения ротора) Тип образца Предел выносли- вости в кг{мм2 Упрочнение образцов в °/о Эффектив- ный коэф- фициент концентра- ции напря- жений
гладких надрезан- ных
R ( Без наклепа | i Гладкий 24,5 0 1 1
Надрезанный 17,5 — 0 1,40
2100 об/мин { | Гладкий Надрезанный 27,5 24,2 12,0 38,0 1J4
3500 об/мин { Гладкий Надрезанный 27,7 27,7 13,0 58,0 1.00
няется то, что усталостная прочность надрезанных образцов как
литой, так и кованой стали, не упрочненных дробью, совпадает.
При дробеструйной обработке гладких образцов литой стали, как
и следовало ожидать, изменение режима наклепа не отразилось
на эффективности упрочнения, которое составляло примерно 12—13%.
Повышение предела выносливости надрезанных образцов было более
заметным и составляло при слабом режиме наклепа (п = 2100 об/мин)
38%, а при сильном (н 3500 об/мин) 58%. В последнем случае
существенно сказалась повышенная глубина наклепа, достигнутая
благодаря увеличению скорости дроби. Из сказанного следует, что
дробеструйная обработка значительно повышает усталостную проч-
ность не только кованой, но и литой стали, особенно при наличии
концентраторов напряжений.
14. ДРОБЕСТРУЙНЫЙ НАКЛЕП ЧУГУНА
Вопрос дробеструйною наклепа чугуна исследован еще недо-
статочно. Большой интерес представляет работа И. В. Кудрявцева
и Н. М. Саввиной [33], исследовавших влияние дробеструйного
наклепа на усталостную прочность как обычного серого, так и высоко-
прочного чугуна марки СПЧ-П45 [1531. Химический состав и меха-
нические свойства серого чугуна даны в табл. 31, высокопрочного —
в табл. 32.
Таблица 31
Серый чугун
Содержание элементов в % .МехдннчсиКис свойства
^общ SI Мп Р S в к :1мм* Лпах в мм "в
3,39 1,87 0,58 0,34 0,10 48-52 21 2,9—3.8 200 - 217
12 Савернн 1222 1 77
Таблица 32
Чугун СПЧ-П45
Содержание элементов в Механические свойства
St Мп S р Графит в ягг/.W/W2 ° г в кг/.ил* ’л в «л] мм- i О В °'о "в i н к.'аЦсм*
образцы 1 20X20 -нм без над- реза образцы 10X10 мм без Над- реза
3,05 1,92 0,52 0,016 0,14 2.55 46—55 36-40 31,8- 35 3,4 1 22.9 2,2 1,9
Фиг. 159. Кривые выносливости
гладких образцов сверхпрочного
чугуна [33]:
I — Шлифованных; 2 — наклепвнных дро-
бью; 3 — обкатанных роликами.
Образцы из серого чугуна диаметром 12 мм испытывались при
круговом изгибе на консольной машине, образцы из сверхпрочного
чугуна диаметром 20 мм испытывались также при круговом изгибе,
но при постоянном моменте по всей
длине образца. Дробеструйная обра-
ботка производилась на серийной
установке ДУ-1 конструкции
ЦНИИТМАШ дробью диаметром
0,8—1,2 мм при скорости вращения
ротора 2900 об/мин и экспозиции
3 мин. для серого чугуна и 4 мин.
для высокопрочного. В результате
дробеструйного наклепа усталостная
прочность серого чугуна даже не-
сколько уменьшилась. Предел вынос-
ливости уменьшился с 13,5 до
10,8 кг/мм2, т. е. на 20%. Усталост-
ная прочность высокопрочного чугу-
на в результате дробеструйной об-
работки, наоборот, повысилась. Пре-
дел выносливости для главных
образцов увеличился с 19,5 до
22,7 кг!мм2, т. е. на 16% (фиг. 159).
Можно ожидать, что эффектив-
ность дробеструйного наклепа высокопрочного чугуна была бы более
высокой, если бы обработке подвергались образцы с конструк-
тивными концентраторами напряжений, в отношении которых
чувствительнссть сверхпрочного чугуна выше, чем серого.
15. НАКЛЕП ДРОБЬЮ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
В процессе сварки возникают значительные по величине и небла-
гоприятные по знаку остаточные напряжения. Изучению этих напря-
жений посвящены многие работы отечественных 1154]— [157]
и иностранных исследователей. Растягиваюшие остаточные напря-
178
жения практически не отражаются на прочности сварных соеди-
нений при статическом или однократном ударном нагружении.
Однако усталостная прочность этих соединений весьма невелика.
Дробеструйный наклеп снижает чувствительность стали к поверх-
ностным концентраторам напряжений, а также устраняет вредные
растягивающие напряжения в поверхностном слое, которыми со-
провождается процесс сварки.
Эксперименты по влиянию дробеструйного наклепа на усталостную
прочность сварных образцов из стали 10 и стали 40 были проведены
И. В. Кудрявцевым [31]. [32]. Наклеп образцов диаметром 18 мм
Фиг. 160. Кривые выносливости
образцов из стали 10, имеющих
приваренную втулку [32]:
а — наклепанных дробью: 6 — отпущенных
после сварки при 600е1; я — необработан-
ных.
Фиг. 161. Кривые выносливости об-
разцов из стали 40, имеющих при-
варенную втулку [32J:
а — наклепанных пневматическим молотком;
6 — наклепанных дробью, в—необработанных;
г — отпущенных после сварки при 600°.
производился на экспериментальной дробеструйной установке
ЦНИИТМАШ дробью диаметром 1,2—1,6 мм при скорости вращения
ротора 3500 об/мин. Результаты усталостных испытаний при круго-
вом изгибе образцов, имеющих приваренную втулку и -изготовлен-
ных из стали 10, представлены на фиг. 160. Заметим, что предел
выносливости гладких, не наклепанных дробью образцов составлял
17,7 кг! мм1.
Из графика следует, что дробеструйный наклеп повысил предел
выносливости сварных образцов с 10,0 до 18,5 кг/мм2, т. е. на 81%.
Прочность этих образцов оказалась выше прочности гладких, но не
наклепанных дробью образцов. Отпуск сварных образцов также
оказал положительное влияние. Однако его эффективность была
невелика. Предел выносливости отпущенных образцов составлял
13,2 кг/мм2, т. е. упрочнение не превышало 30%, что значительно
ниже, чем при дрсбеструйном наклепе.
12* 179
Аналогичные результаты получены и на стали 40. Соответствую-
щие данные представлены на фиг. 161, где также приводятся резуль-
таты эффективности наклепа сварного шва пневматическим мо-
лотком.
Из графика следует, что предел выносливости этих образцов
в’результате дробеструйного
Фиг. 162. Кривые выносливости об-
разцов из стали 40, имеющих про-
дольный сварной шов [32]:
а — наклепанных пневматическим молотком;
<5 — наклепаннык дробью; в — необработанных:
г — оглушенных после сварки при 600°.
та повысился с 10,7 до 22,2 кг/мм2,.
т. е. на 116%, почти достигнув
предела выносливости гладких,
но не наклепанных дробью об-
разцов, —23,7 кг!мм2.
Такая же высокая эффектив-
ность дробеструйного наклепа на-
блюдалась при обработке продоль-
ного шва, нанесенного на двух
противоположных сторонах уста-
лостного образца, изготовленного
из стали 40. Соответствующие ре-
зультаты представлены на фиг. 162.
В этом случае, благодаря дробе-
струйному наклепу, предел вынос-
ливости был повышен с 15,2 до
25,7 кг!мм2, т. е. на 69%.
Дробеструйная обработка пло-
ских образцов из стали 10, сва-
ренных встык, также дала хоро-
шие результаты, а именно: при
испытании на изгиб предел
выносливости оказался равным
28,2 кг/мм2, в то время как до
наклепа дробью его значение бы-
ло 18,2 кг/мм2, т. е. упрочнение
достигает 55%.
Описанные выше эксперименты показывают, что использование
дробеструйного наклепа для упрочнения сварных соединений весьма
рационально и представляет большой практический интерес.
16. ВЛИЯНИЕ ДРОБЕСТРУЙНОГО НАКЛЕПА
НА КОРРОЗИОННО-УСТАЛОСТНУЮ ПРОЧНОСТЬ СТАЛИ
Многие детали машин разрушаются в результате одновременного
воздействия коррозионно-активной среды и повторно-переменных
напряжений. Это явление носит название коррозионной усталости.
Предел коррозионной выносливости обычно значительно ниже пре-
дела выносливости, определяемого при усталостных испытаниях
на воздухе. При этом он носит условный характер, так как при нали-
чии коррозии разрушение рано или поздно наступает независимо
от величины приложенных напряжений; поэтому величина предела
коррозионной выносливости существенно зависит от выбранной
базы испытаний.
180
Коррозионное разрушение обычно начинается с поверхности
детали в местах пониженной химической стойкости металла, в основ-
ном связанной с неоднородностью его строения или неравномерным
распределением напряжений как внутренних, так и возникающих
от внешних нагрузок. На поверхности металла образуются углубле-
ния в виде сетки микроскопических трешин, которые являются кон-
центраторами напряжений. В дальнейшем при одновременном воздей-
ствии коррозионной среды и переменных напряжений эти трещины
прогрессируют, вызывая усталостное разрушение деталей.
Первой и единственной в мировой технической литературе рабо-
той, посвященной проблеме коррозионной усталости стали, является
работа А. В. Рябчепкова 137]. Им рассматриваются явления корро-
зионной усталости стали в растворах электролитов на основе совре-
менных достижений в области электрохимической теории коррозии.
В отношении кинетики развития коррозионно-усталостной тре-
щины существуют две основные точки зрения. Согласно первой
[158], [159] из них, избирательная форма коррозии объясняется
чем, что первоначально возникшие коррозионные изъязвления имеют
тенденцию развиваться за счет более отрицательного потенциала
на дне концентратора напряжений. Согласно второй точке зрения
[160], в явлении коррозионной усталости сочетаются два процесса:
первичный, заключающийся в адсорбционном облегчении развития
микротрещин усталости под влиянием циклической нагрузки (эффект
акад. П. А. Ребиндера) и вторичный, собственно коррозионный про-
цесс внутри уже образовавшейся трещины.
Широкие исследования, проведенные А. В. Рябченковым {361,
1371, показали, что циклически повторяющиеся переменные напря-
жения заметно понижают электродный потенциал стали, причем
участки, на которых концентрируются напряжения, принимают более
низкое значение потенциала по сравнению со смежными. Последнее
предопределяет возникновение коррозионного (гальванического) эле-
мента, электродами которого являются: анодом—дно концентра-
тора напряжения и катодом — прилегающая к концентратору часть
поверхности детали. Разность потенциалов и сила тока пары резко
увеличиваются с повышением напряжения. Растрескивание защитной
пленки, образующейся на поверхности детали под влиянием цикли-
ческого нагружения ее, также стимулирует развитие прогрессивной
локальной коррозии.
Трещины коррозионной усталости чаще всего носят транскри-
сталлический характер.
Многие факторы, понижающие коррозию, повышают одновре-
менно коррозионно-усталостную прочность. Так коррозионностой-
кие нержавеющие стали обнаруживают более высокий предел кор-
розионной выносливости, чем углеродистые и низколегированные.
Анодные Покрытия, особенно цинковые, способствуют защите металла
от коррозионной усталости.
Характер напряженного состояния оказывает большое влияние
на коррозионно-усталостную прочность. Известно, что пределы обыч-
ной и коррозионной выносливости (в воде) при пульсирующем
1Я1
сжатии почти равны, тогда как при пульсирующем растяжении они
различны (табл. 33).
Таблица 33
Пределы выносливости в0 и эффективный коэффициент концентрации
напряжений при растяжении и сжатии стальных образцов
на воздухе и в коррозионной среде (база испытаний 20ХЮ8 циклов)
Образцы стали Условия испытания При пульсирующих циклах
растяжения сжатия
<50 в кцмм* ^<3 е кг/.ИиН’
Шлифованные . . . С надрезами глуби- На воздухе ' 120 1 165 1
ной 0,3 мм ...... 95 1,26 153 1,08
То же • . 1 1 В воде 15 8,0 157 1,05
Это объясняет положительную роль в повышении коррозионно-
усталостной прочности сжимающих поверхностных напряжений,
возникающих, в частности, при дробеструйном наклепе. Эти напря-
жения предопределяют работу поверхностных слоев детали в усло-
виях циклических сжимающих напряжений, менее опасных в кор-
розионно-усталостном отношении, чем растягивающие.
Положительное влияние дробеструйного наклепа на коррозионно-
усталостную прочность, видимо, объясняется не только тем, что
он предопределяет меньшее разблагораживание электродного по-
тенциала стали в условиях ее коррозионно-усталостного нагруже-
ния. Как было показано выше, дрбеструйный наклеп переносит
в отдельных случаях очаг возможного возникновения усталостной
трещины под поверхностный слой, т. е. в ту зону, которая изоли-
рована от воздействия коррозионной среды. Развитию же поверх-
ностных коррозионно-усталостных трещип резко противодействуют
те остаточные сжимающие напряжения, которые возникают в на-
клепанном дробью слое.
Экспериментальные данные многих исследователей говорят о том,
что химический состав конструкционных сталей практически не
влияет на их коррозионно-усталостную прочность. Малое легирова-
ние, так же как и термическая обработка, не повышает предел кор-
розионной выносливости, который при испытании этих сталей в воде
па базе 5-10* циклов равен 12—15 кг/мм" [161].
При испытании наклепанных дробью образцов автором настоя-
щей работы [17], видимо, впервые обнаружено повышение корро-
зионно-усталостной прочности в результате наклепа. Соответствую-
щие исследования были проведены на конструкционной стали 45Х
следующего химического состава: 0,49% С; 0,61% Мп; *0,20% Si;
0,025% S; 0,034% Р и 1% Сг.
Одна часть образцов испытывалась в нормализованно.м состоя-
нии (нагрев 840—860’, выдержка 40 мин., охлаждение на воздухе),
другая часть — в закаленном с низким отпуском (температура
182
закалки 840—860°, выдержка 20 мин.» охлаждение в масле» темпе-
ратура отпуска 250—270°, выдержка 30 мин., охлаждение в воде).
Варьирование термической обработки позволило выявить влияние
ее на эффективность дробеструйного наклепа в отношении повы-
шения коррозионно-усталостной прочности исследуемой стали. После
термической обработки образцы подвергались шлифованию при
обильном охлаждении. Дробеструйный наклеп осуществлялся при
Фиг. 163. Результаты усталостных испытаний на воздухе стали 45Х:
а — нормализованной; б — закаленной и низко оглушенной.
Фиг. 164. Результаты усталостных испытаний в воде стали 45Х:
а — нормализованной; б — закаленной и низко отпущенной.
одном режиме дробью диаметром 1—2 мм в количестве 20 кг на обра-
зец на экспериметальном дробемете конструкции ЦНИИТМАШ при
скорости вращения ротора 3500 об/мин.
Как обработанные, так и не обработанные дробью образцы диа-
метром 10 мм испытывались на воздухе и в коррозионной среде,
которой являлась водопроводная вода. Испытания проводились на
усталостной машине ЦК-2 конструкции И. В. Кудрявцева [162]
при частоте нагружения 1480 циклов в минуту.
Результаты испытаний на воздухе образцов, нормализованных
(серия Н) и закаленных с низким отпуском (серия ЗНО), показана
па фиг. 163; результаты аналогичных испытаний в воде — на фиг. 164.
183
Значения предела выносливости, величины эффективных коэф-
фициентов концентрации напряжений и упрочнения, связанного с дро-
беструйной обработкой, приведены в табл. 34.
Таблица 34
Результаты коррозионно-усталостных испытаний наклепанных
и не наклепанных дробью образцов, изготовленных из стали 45Х
и подвергнутых различной термической обработке
База испытания — 107 циклов
Серия Термообра- ‘ ротка ! Корро- зионная । среда Наклепанные образцы | Образцы, наклепанные । дробью Упрочне- ние В ; i
9 1 K'iMM* 1 - °-1 кг/мл* j
Н Нормализа- ция 1 Воздух 23,9 1 26,5 1 'Ч 10,8 ;
Н То же Вода 12,2 1,96 25,0 1,06 104,9 1
ЗНО Закалка и отпуск Воздух 1 ) 45.1 1 59.9 1 I 32,8 •
зно • То же Вода ! ЮЛ 4,46 45,5 1 1,32 1 350,5 [ ; i
Анализ полученных результатов показывает, что не обработан-
ные дробью образцы значительно более чувствительны к влиянию
коррозионной среды, чем обработанные. Особенно резко влияние
коррозионной среды проявляется па закаленных образцах. Значение
эффективного коэффициента концентрации напряжений йа для
не обработанных дробью образцов достигает в этом случае 4,46
в то время, как для обработанных kc не превышает 1,32.
Следует отметить, что для нормализованных обработанных дробью
образцов предел выносливости, полученный при испытаниях в воде,
почти совпадает с пределом выносливости, полученным на воздухе
(эффективный коэффициент концентрации напряжений = 1,06).
Для не обработанных дробью образцов он составляет лишь поло-
вину предела выносливости, полученного при испытаниях тех же
образцов на воздухе (эффективный коэффициент концентрации напря-
жений ka = 1,96). Дробеструйная обработка тем более эффективна,
чем выше эффективный коэффициент концентрации напряжении.
Упрочнение, достигаемое благодаря этому процессу на закаленных
образцах, испытанных в коррозионной среде, составляло 350%,
в то время как на нормализованных упрочнение составляло около
105%.
Испытания наглядно показали, что для стальных деталей, рабо-
тающих в условиях коррозионной среды, более жесткая терми-
ческая обработка целесообразна лишь при условии последующей
дробеструйной обработки; в противном случае она может привести
к отрицательным результатам — к снижению предела выносливости.
Как видно из табл. 34, пределы выносливости обработанных
дробью образцов даже при их испытаниях в коррозионной среде выше
184
Фиг. 165. Влияние коррозионной среды на пре-
дел выносливости наклепанных дробью и нена-
клепанных образцов из стали 45Х.
пределов выносливости образцов, не обработанных дробью и испы-
танных на воздухе.
Сравнительные результаты коррозионно-усталостных испытаний
представлены на фиг. 165.
Усталостные испытания наклепанных дробью плоских образцов
из улучшенной стали 55С2, проведенные Д. С. Листгартеном [701 г
показали повышенную ее чувствительность к влиянию коррозион-
ной среды. Так, например, при испытании этой стали в условиях не-
прерывного смачивания водой был получен предел выносливости,
равный 20 кг/мм2, что на 60% ниже предела выносливости (51 кг/мм*),
полученного без смачи-
вания. Заметно также
снижение предела вы-
носливости этой стали
за счет предваритель-
ной коррозии, получен-
ной в результате еже-
дневного погружения
образцов в воду с по-
следующей их сушкой.
В этом случае предел
выносливости оказался
равным 45 кг/мм*, т. е.
снижение достигало
12%. Для сравнения
заметим, что предел вы-
носливости не накле-
панных дробью образ-
нов, испытанных на воз-
духе, был равен 32 кг/ммг, а в условиях смачивания водой —
15 кг/мм*, т. е. меньше па 53%.
Аналогичные результаты для той же стали получены Н. А. Ка-
расевым 185]. Предел выносливости наклепанных дробью образцов
с черной поверхностью, испытанных при пульсирующем изгибе
в условиях смачивания водой, составил 32,4 кг! мм*. т. е. на 57%
ниже предела выносливости (76 кг!мм*) той же стали, испытанной
без смачивания. Падение предела выносливости тех же образцов,
но не наклепанных дробью было более значительным, а именно
с 48,7 до 15,5 кг!мм*. т. е. на 69%.
Меньшая эффективность дробеструйного наклепа в отноше-
нии повышения коррозионно-усталостной прочности, полученная
Д. С. Листгартеном, по сравнению с результатами испытаний, полу-
ченных автором, может объясняться не только различной чувстви-
тельностью сталей к влиянию коррозионной среды, но также отли-
чием условий их наклепа и испытаний.
Исследуя возможность и целесообразность дробеструйного упроч-
нения штапг для нефтяных глубинных насосов, изготовляемых из
стали 40, автор настоящей работы провел коррозионно-усталостные
испытания этой стали не только в воде, по и в других, более агрессив-
18‘>
ных коррозионных средах, имитирующих промысловую жидкость.
Дробеструйная обработка образцов этой стали производилась на
экспериментальном дробемете конструкции ЦНИИТМАШ дробью
диаметром 1—2 лш при скорости вращения ротора 3500 об/мин
и расходе дроби на образец 30 кг. Для коррозионно-усталостных
испытаний была использована машина ЦК-2 конструкции И. В. Куд-
рявцева. Образцы изготовлялись непосредственно из головок нату-
ральных штанг производства Юго-Камского завода имени Лелсе.
Сталь 40 по химическому составу (0,39% С; 0,30% Si; 0,56% Мп;
0,034% S; 0,015% Р; 0,071 % Сг) отвечала соответствующим техни-
Фиг. 166. Результаты уста-
лостных испытаний нормали-
зованной стали 40:
Фиг. 167. Результаты усталост-
ных испытаний наклепанных дро-
бью образцов, изготовленных из
нормализованной стали 40:
а — в 5°/о'НОм растворе NaCl, насыщенном
сероводородом; б — в воде; в — в 3%-но.м
растворе НС1.
а — на воадухе; б — в 5%-ном растворе
NaCl, насыщенном сероводородом.
ческим требованиям; после нормализации имела следующие механи-
ческие свойства: <зь ~ 59 кг/мм2, <зг = 34 кг/мж2, & -- 30%; =
— 64%, а* = 8 кг!см*, твердость Нв = 200).
При усталостных испытаниях на воздухе (фиг. 166, а) предел
выносливости на наклепанной дробью стали оказался равным
22,7 кг/мм* при испытаниях в среде, имитирующей промысловую
жидкость, а именно в 5%-ном растворе NaCl, насыщенном серово-
дородом, он уменьшился более чем в 2 раза —до 10 кг!мм2.
Дробеструйный наклеп в 1,5 раза повысил коррозионно-усталост-
ную прочность стали 40 в этой среде (фиг. 167, кривая а,), подняв
предел выносливости до 15 кг'мм*.
Контрольные испытания, проведенные в воде (фиг. 167, кривая б),
показали, что дробеструйный наклеп практически полностью вос-
станавливает коррозионно-усталостную прочность стали в воде
(с-1 = 22 кг/лен2) до усталостной прочности ее на воздухе (з-i =
— 22,7 кг/мм2). Следует заметить, что это справедливо лишь при
использованных в процессе проведения эксперимента частоте нагру-
жений, равной 1480 циклов в минуту, и базе испытаний в 5*10~б
циклов.
]&>
Учитывая, что при очистке нефтяных скважин в большом коли-
честве применяется соляная кислота, резко меняющая состав про-
мысловой жидкости, наклепанная дробью штанговая сталь 40 была
подвергнута усталостным испытаниям в 3%-ном растворе НС1
(фиг. 167, кривая в). Предел выносливости в этом случае оказался
равным 17,1 кг/мм2. т. е. хотя и ниже чем на воздухе, но все же
больше, чем при испытаниях в 5%-ном растворе NaCl, насыщенном
сероводородом.
Сводные результаты этого
исследования представлены на
фиг. 168 в виде соответствую-
щих диаграмм.
Высокая эффективность дро-
беструйного наклепа в отно-
шении повышения коррозионно-
усталостной прочности под-
тверждается также испытаниями
стали Ст. 5. Соответствующие
эксперименты были проведены
Л. М. Школьником в 3%-ном
растворе NaCl при базе 8» 10~6.
Результаты исследования по-
казали (фиг. 169 и 170), что
предел коррозионной выносли-
вости благодаря дробеструй-
ному наклепу был повышен
Фиг. 168. Результаты коррозионно-
усталостных испытаний обработанных
дробью образцов из стали 40 в различ-
ных средах.
в 2 раза — с 8 до 16 кг/мм2.
Заметим, что при испытаниях на воздухе эффективность дробе-
струйного наклепа этой стали по пределу выносливости выража-
лась всего лишь в 30%. Значения предела выносливости были до
наклепа 22,1 кг/мм2. после наклепа 28,9 кг/мм2.
Более поздние подробные исследования А. В. Рябченкова [36],
137] подтвердили высокую эффективность дробеструйного наклепа
в упрочнении стальных деталей, работающих в условиях коррозион-
ной среды при циклически меняющемся нагружении. Им были исполь-
зованы различные коррозионные среды, имитирующие морскую воду
(3%-ный раствор NaCl), грунтовые воды (3%-ный раствор NaCl,
насыщенный H2S и раствор O,52V NaCl + 0,01 # НС1), а также мор-
скую воду, обработанную щелочью в целях предотвращения корро-
зии (0,52^ NaCl 0,8N Na2CO3 + 0,8W NaHCO8). Результаты уста-
лостных испытаний представлены в табл. 35.
Наклеп образцов производился на экспериментальном дробемете
конструкции ЦНИИТМАШ дробью диаметром 1—1,5 мм при рас-
ходе ее 10 кг па образец при скорости вращения ротора 3500 об/мин.
А. В. Рябченковым исследовалось также влияние предваритель-
ной коррозии на эффективность последующего дробеструйного на-
клепа нормализованной стали 45. Эти эксперименты показали, что
предварительная коррозия стали в 3%-ном растворе NaCl в условиях
переменного смачивания понизила эффективность дробеструйного
187
Таблица 35
Результаты усталостных испытаний наклепанных и не наклепанных
дробью образцов из нормализованной стали 45 в различных
средах [37]
Среда Предел выносливости в к г [мм* при базе HF циклов для образцов Упрочнение
не наклепан- 1 них дробью 1 наклепанных дробью
Воздух 25Л 29,7 16
Водяные растворы ! 3«/0 NaCl 10.0 20,2 102 |
3% NaCl насыщенный .... 9,2 23,2 153
0.5N NaCl 4-0,01N MCI 7 7,2 19,0 1 164 1
0,5N NaCl + 0.8N Na9COB-|- + 0.8N NaHCOa . . . Г 1 20,1 19,6 -2
упрочнения на 11,2%. Однако предел выносливости этих образцов
(26,4 кг! мм2) был все же выше, чем предел выносливости шлифован-
ных образцов, не подвергавших-
ся коррозии и не наклепанных
дробью (25,5 ке/лМ12).
Фиг. 169. Кривые выносливости шли-
фованных и обработанных дробью об-
разцов стали Ст. 5, испытанных на воз-
духе, и в 3%-ном растворе NaCl [51].
Фиг. 170. Пределы выносливости
шлифованных и обработанных дро-
бью образцов, изготовленных из
стали Ст. 5, испытанных на воз-
духе и в 3%-ном растворе NaCl [51 L
Дробеструйный наклеп повышает усталостную прочность деталей,
работающих в условиях атмосферной коррозии. Соответствующие
исследования проведены на нормализованной стали 45 А. В. Ряб-
ченковым и Е. Л. Казимировской [41 ].
Гладкие образцы испытывались во влажном воздухе в присут-
ствии сернистого газа (0,27% SO2). Предел выносливости, опреде-
ленный на базе 20-10® циклов, в этих условиях был повышен благо-
даря дробеструйному наклепу с 24 до 31 кг/лш2, т. е. на 29%. При
этом он оставался все же ниже предела выносливости (35 кг/мм2),
полученного в обычных условиях, на 11,5%.
188
Исследуя влияние комбинированных поверхностных обработок,
А. В. Рябченков показал, что обычное для хромового покрытия сни-
жение предела выносливости стали в случае предварительного ее
дробеструйного наклепа отсутствует. Предел коррозионной выносли-
вости хромированной стали 45 в 3%-ном растворе NaCl с предва-
рительным наклепом образцов дробью оказался на 95% выше,
чем для ненаклепанных хромированных образцов.
В заключение следует заметить, что высокое повышение корро-
зионно-усталостной прочности стали, которое наблюдается при дро-
беструйном наклепе, не сопровождается повышением ее коррозион-
ной стойкости. Соответствующие испытания А. В. Рябченкова
и М. Г. Тимербулатова [371— [39] показали, что для кислых
сред коррозионная стойкость наклепанной дробью стали даже
падает.
Рассмотрение приведенных материалов позволяет сделать сле-
дующие выводы.
1. Дробеструйный наклеп весьма эффективен при упрочнении
деталей, работающих в условиях коррозионных сред при цикличе-
ском нагружении. Исключительно высокое упрочнение, полученное
при лабораторных испытаниях, до некоторой степени объясняется
большой частотой нагружения и относительно малой базой испыта-
ния образцов. Следует ожидать, что снижение частоты, т. е. более
длительные испытания, дадут несколько меньшую эффективность
дробеструйного наклепа.
2. Максимальное упрочнение при дробеструйном наклепе достиг-
нуто на термически обработанных сталях, использование которых
в коррозионных средах без наклепа дробью или применения других
методов поверхностного упрочнения вообще нецелесообразно. Послед-
нее объясняется тем, что пределы выносливости закаленной и нор-
мализованной не наклепанной дробью стали при испытаниях в кор-
розионной среде по величине практически совпадают.
3. Предел выносливости наклепанных дробью деталей, работаю-
щих в воде, может превышать предел выносливости их па воздухе
при отсутствии упрочнения, однако при относительно небольшой
базе испытаний.
4. Дробеструйный наклеп стали 40, используемой для штанг
нефтяных насосов, не полностью парализует отрицательное влияние
агрессивной среды, имитирующей промысловую жидкость, однако
упрочнение в этом случае при базе испытаний 5* 10е циклов дости-
гает 50% для 5%-ного раствора NaCl, насыщенного сероводородом.
Коррозионно-усталостная прочность этой стали в 3%-ном растворе
НС1 оказалась еще выше.
5. Лабораторные испытания подтвердили целесообразность дро-
беструйного упрочнения глубинно-насосных нефтяных штанг.
Результаты эксплуатационных испытаний этих штанг, а также
технология их наклепа освещены ниже.
6. Для деталей, работающих в коррозионной среде продолжи-
тельный срок, вне зависимости от наклепа дробью, желательна допол-
189
нательная защита от коррозии, что может быть достигнуто комби-
нированной обработкой.
7. Дробеструйный наклеп не повышает коррозионной стойкости
стали, однако предопределяет развитие равномерной коррозии.
17. ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ДРОБЕСТРУЙНОГО НАКЛЕПА В СОЧЕТАНИИ
С ДРУГИМИ ВИДАМИ ПОВЕРХНОСТНОГО УПРОЧНЕНИЯ
Дробеструйный наклеп может быть использован не только само-
стоятельно, но и в сочетании с другими видами поверхностного
упрочнения.
Обработка деталей сложной конфигурации токами высокой ча-
стоты встречает большие технологические трудности, препятствую-
щие получению равномерного и непрерывного поверхностно-зака-
ленного слоя. Поверхностная закалка, значительно повышая твер-
дость, износостойкость и контактно-усталостную прочность стали,
в отдельных случаях, а именно при отсутствии сплошности закален-
ного слоя в опасном сечении детали, снижает предел выносливости
последней.
Дробеструйный наклеп устраняет этот недостаток. Так, напри-
мер, по данным Н. П. Щапова 149] поверхностная закалка токами
высокой частоты с обрывом упрочненного слоя в опасном сечении
образцов диаметром 50 .мм, изготовленных из нормализованной
стали 50, снижает их предел выносливости при изгибе с 23,0 до
17,2 кг/мм2, т. е. на 25%. Последующий дробеструйный наклеп
не только устраняет это падение, но и повышает предел выносливости
до 32,2 кг/мм2, т. е. на 40%. Столь же плодотворное влияние комби-
нированной поверхностной обработки отмечается С. В. Серенсе-
ном [62], [163], применительно к улучшенной стали 40ХНМА,
испытанной на образцах диаметром 40 мм, имеющих галтель г —
— 2,2 мм. Поверхностная обработка токами высокой частоты при
наличии обрыва закаленного слоя в опасном сечении образцов пони-
зила их предел выносливости с 24 до 16 кг/мм2, т. е. на 33%. После-
дующий дробеструйный иаклеп устранил это падение, повысив
предел выносливости до 28 кг/мм2.
Поверхностная закалка с последующим дробеструйным наклепом
нашла практическое применение при упрочнении зубчатых колес.
Хорошие результаты достигнуты при дробеструйном наклепе
цементованных деталей. Так, при разработке технологии упроч-
нения дробью шестерен коробок передач автомобиля ЗИС-150 на
Московском автомобильном заводе имени Сталина было проведено
исследование эффективности дробеструйного упрочнения цементо-
ванной на различную глубину стали 18ХГТ. Наклеп плоских образ-
цов толщиной 9,2 мм осуществлялся на промышленной установке
дробью диаметром 0,6 -мм с экспозицией 1,5—2,0 мм. По данным
Н. А. Карасева [85], усталостные испытания этих образцов при
одностороннем изгибе показали повышение благодаря дробеструй-
ному наклепу предела выносливости на 6—21 %. Ударные испытания
при многократном нагружении также выявили положительное влия-
190
ние дробеструйного наклепа применительно к цементованным образ-
цам. Максимальное повышение долговечности, а именно с 4-Ю5
циклов до 24-10s циклов, т. е. в 6 раз, наблюдалось при глубине
цементации 1 мм.
Подробное исследование влияния дробеструйного наклепа на уста-
лостную прочность цементованных деталей из сталей 18ХНВА и
12ХНЗА проведено Б. Г. Гуревич, С. И. Сандлером и Н. В. Труни-
ной 176]. Для испытания были использованы гладкие и надрезанные
образцы диаметром 5,97 и 7,52 мм. Надрез осуществлялся до цемен-
тации на глубину 0,5—0,6 мм.
Наклеп чугунной дробью диаметром 0,6—0,8 мм производился
па установке механического принципа действия со скоростью 70 м!сек.
Результаты усталостных испытаний гладких образцов показы-
вают, что предел выносливости цементованной стали повышается
благодаря дробеструйному наклепу с 78 до 96 кг/мм2, т. е. на 23%.
Наклеп аналогичных цементованных образцов диаметром 7,52 мм,
имеющих надрез, характеризующийся теоретическим коэффициен-
том концентрации напряжений а3 =2,65, повысил предел выносли-
вости с 36 до 58,5 кг/лии3, т. е. на 63 %. Наклеп образцов диаметром
5,97мм, имеющих менее глубокий надрез (ав = 1,54), практически
полностью устраняет вредное влияние надреза.
Положительное влияние дробеструйного наклепа проявляется
и в том случае, когда деталь после наклепа подвергается хромиро-
ванию. Н. П. Щапов [49] приводит данные в отношении усталостных
испытаний образцов диаметром 15 мм, изготовленных из стали
Ст. 5. Хромирование этих образцов, проведенное после дробеструй-
ного наклепа, не только не сопровождалось падением их предела
выносливости, но, наоборот, последний благодаря комбинированной
обработке был повышен с 27 до 35,4 кг/мм2, т. е. на 30%.
18. ВЫВОДЫ
1. Дробеструйный наклеп значительно менее существенно ска-
зывается на прочности детали при ее однократном нагружении^
в отличие от циклического.
При растяжении предел пропорциональности, предел текучести,,
удлинение и сужение падают, в то время как предел прочности прак-
тически не изменяется. При изгибе предел текучести несколько воз-
растает, в то время как предел пропорциональности падает. Проба
на изгиб менее благоприятна для наклепанных дробью образцов.
Ударная вязкость практически не изменяется при дробеструйном
наклепе.
2. Дробеструйный наклеп видоизменяет микрогеометрию поверх-
ности, понижая ее чистоту по сравнению со шлифованной, создает
специфическую структуру поверхностного слоя, повышает твердость
и сопротивление этих слоев пластической деформации, а также сти-
мулирует распад твердого раствора, в том числе и аустенита, с выде-
лением избыточной фазы в мелкодисперсном состоянии. Дробеструй-
ный наклеп изменяет циклическую вязкость стали.
191
3. Теоретически и экспериментально весьма трудно разграничить
роль в упрочнении деталей непосредственного упрочнения поверх-
ностного слоя и благоприятного влияния сжимающих остаточных
напряжений, возникающих в этом слое в результате дробеструй-
ного наклепа. Повидимому, в зависимости от внешних условий, при-
роды материала, его термической обработки, а также формы и харак-
тера нагружения деталей тот-или другой фактор приобретает решаю-
щее значение в упрочнении детали.
Теоретический анализ показывает следующее:
а) эффективность дробеструйной обработки вне зависимости от
абсолютных размеров детали при условии качественного состояния
.ее поверхности должна быть относительно небольшой.
б) Дробеструйная обработка деталей, поверхность которых имеет
технологические или эксплуатационные концентраторы напряжений
{следы механической обработки, обезуглероженный слой, коррозия
и т. д.), весьма эффективна как на больших по своим абсолютным
размерам, так и на малых деталях.
в) Для обработки деталей, имеющих конструктивные концентра-
торы напряжений, глубина наклепа приобретает решающую роль.
При достаточной глубине наклепанного слоя, чему способствует
повышенная скорость дроби, в этом случае следует ожидать столь же
высокой эффективности дробеструйной обработки, как и при наклепе
деталей, имеющих технологические или эксплуатационные кон-
центраторы напряжений. При малой глубине наклепа эффектив-
ность дробеструйной обработки будет не намного выше, чем в случае
упрочнения гладких деталей.
г) Положительная роль поверхностных сжимающих напряжений,
возникающих в обработанной дробью детали, проявляется благодаря
меньшей чувствительности наклепанного металла, за счет того,
что его свойства приближаются к свойствам хрупких материалов, £
также благодаря величине и знаку среднего нормального напряже-
ния при циклическом нагружении. Этим следует объяснить повышен-
ную эффективность дробеструйной обработки высокопрочных сталей.
д) Чувствительностью наклепанного металла к среднему нормаль-
ному напряжению цикла можно объяснить высокую эффективность
дробеструйного наклепа тех деталей, которые имеют неблагоприят-
ные (растягивающие) поверхностные напряжения, связанные с ранее
проведенными технологическими процессами их изготовления.
е) Если детали имеют поверхностные концентраторы, которые
обусловливают градиент внешних напряжений, близкий к градиенту
•остаточных напряжений, связанных с дробеструйным наклепом, или
более высокий, то дробеструйное упрочнение весьма эффективно как
в отношении мелких, так и в отношении крупных деталей даже при
относительно малой глубине наклепанного слоя. Из сказанного сле-
дует, что дробеструйный наклеп может значительно повысить уста-
лостную прочность крупных деталей.
ж) Дробеструйный наклеп является эффективным средством повы-
шения усталостной прочности деталей, работающих не только при
изгибе или кручении, когда характер напряженного состояния
192
or внешних нагрузок предопределяет повышенные напряжения в по-
верхностном слое, но и при растяжении — сжатии. Эго объясняется
неизбежным наличием у реальных деталей поверхностных концентра-
торов напряжений при неблагоприятных растягивающих напряже-
ниях, связанных с ранее проведенными технологическими процес-
сами. Дробеструйный наклеп резко снижает чувствительность стали
к поверхностным дефектам и, как следствие, оказывает в данном
случае благотворное действие.
з) Дробеструйная обработка эффективна не только в том случае,
когда дробь непосредственно осуществляет наклеп поверхности
конструктивного концентратора напряжений, но и тогда, когда эта
поверхность недоступна для дроби, а сам концентратор по своим
геометрическим размерам соизмерим с толщиной наклепанного слоя.
Эго позволяет рекомендовать дробеструйный наклеп для восста-
новления прочности деталей, бывших в употреблении и имеющих
относительно небольшие признаки усталостного разрушения, вплоть
до мелких поверхностных трещин.
4. Термическая обработка играет существенную роль в эффек-
тивности дробеструйного наклепа, которая растет с понижением
температуры отпуска стали и, как следствие, с увеличением ее твер-
дости. Для наклепанных дробью деталей не наблюдается падение
усталостной прочности при больших значениях твердости даже в том
случае, если детали до наклепа имеют черную, некачественную
поверхность. Это также может быть объяснено снижением чувстви-
тельности стали к поверхностным концентраторам напряжений
при ее дробеструйном наклепе.
5. Отпуск стали после дробеструйного наклепа снижает его эф-
фективность. Температура, определяющая начало падения предела
выносливости наклепанных дробью деталей, зависит от их материала,
термической обработки, а также продолжительности нагрева.
6. Для дробеструйного наклепа существует оптимальная экспо-
зиция. Недонаклеп по времени более опасен, чем перенаклеп. Насы-
щение достигается раньше при использовании мелкой дроби.
7. Экспериментальное исследование усталостной прочности сталь-
ных образцов, имеющих конструктивные концентраторы напряжений
(галтели, надрезы, напрессованные втулки и т. д.), подтверждают
теоретические выводы, сделанные ранее (см. п. 3). Эффективность
упрочнения в этом случае, как правило, выше, чем на гладких образ-
цах. Исключение составляют лишь образцы со сквозными попереч-
ными отверстиями, внутренняя поверхность которых не наклепы-
вается дробью.
При кручении наибольшая эффективность наблюдается в том слу-
чае, когда концентратор неблагоприятно ориентирован в отпошении
направления действия главных напряжений (напр., в случае надреза,
расположенного под углом 45° к оси цилиндрического образца).
8. Наклеп дробью устраняет неблагоприятное влияние па уста-
лость обезуглероженного поверхностного слоя стальных деталей.
9. Шлифование наклепанных дробью деталей в пределах шерохо-
ватости практически не снижает эффективность наклепа. Более
13 Савернн 1222 1^3
глубокое шлифование, потребность в котором может предопределить
деформация деталей при наклепе, существенно понижает достигну-
тое обработкой дробью упрочнение.
10. Экспериментальная проверка эффективности наклепа образ-
цов, отличающихся по своим абсолютным размерам, показала во
всех случаях положительное ее влияние, в том числе и при наклепе
крупных деталей при относительно малой глубине наклепанногослоя.
11. Наклепанные дробью детали более чувствительны к перегруз-
кам, соответствующие кривые выносливости и повреждаемости распо-
лагаются положе. Тренировка образцов на напряжениях, превышаю-
щих те, при которых ведутся усталостный испытания, снижает долго-
вечность. Тренировка образцов при напряжениях, ниже тех, при
которых проводится их усталостное испытание, наоборот, повышает
предел выносливости. Исследования в ЦНИИТМАШ показывают,
что тренировка наклепанных дробью образцов при повышенных
напряжениях если и снижает предел выносливости стали, то
практически в той же мере, что и ненаклепанных.
12. Дробеструйный наклеп применим и к деталям, бывшим в упо-
треблении. Эффективность упрочнения деталей, подвергавшихся пере-
грузкам, в процессе эксплуатации практически не отличается от
эффективности упрочнения неэксплуатировавшихся деталей.
13. Качество дроби (ее материал, засоренность осколками и т. д.)
относительно мало сказывается на эффективности упрочнения дета-
лей и имеет большее значение в отношении нарушения стабильности
режима обработки и экономики дробеструйного процесса.
14. Дробеструйный наклеп относительно мало отражается на
контактно-усталостной прочности стали. Износ, особенно в началь-
ный его период, наклепанной дробью стальной поверхности выше,
чем шлифованной.
15. Дробеструйный наклеп является средством повышения уста-
лостной прочности не только кованой, но и литой стали, а также
сверхпрочного чугуна. Обычный серый чугун при наклепе дробью
не упрочняется.
16. Прочность сварных соединений, работающих при цикличе-
ском нагружении, заметно повышается благодаря дробеструйному
наклепу.
17. Особенно эффективен дробеструйный наклеп для тех деталей,
которые подвергаются циклическому нагружению, работая в кор-
розионной среде. При длительном сроке эксплуатации этих деталей
целесообразны комбинированные обработки и, в частности, соче-
тания дробеструйного наклепа с последующими поверхностными
покрытиями.
18. Сочетание различных методов поверхностного упрочнения
таких, как закалка тбками высокой частоты и дробеструйный наклеп,
цементация и дробеструйный наклеп, а также дробеструйный наклеп
и поверхностные покрытия позволяют расширить области примене-
ния этих методов и повысить их эффективность.
19. Наклеп деталей в напряженном состоянии открывает даль-
нейшие пути повышения эффективности дробеструйного упрочнения.
ГЛАВА III
ТЕПЛОВОЙ ЭФФЕКТ ДРОБЕСТРУЙНОГО НАКЛЕПА
В последнее время намечается тенденция увеличения мощности
дробеструйных установок: повышается скорость дроби, увеличивается
пропускная способность ротора, увеличивается количество роторов,
одновременно участвующих в работе. Поэтому тепловой эффект
процесса дробеструйного наклепа заслуживает серьезного рассмо-
трения.
Нагрев детали, которым сопровождается ее дробеструйный на-
клеп, уже на существующих установках достигает сотен градусов.
Внедрение весьма мощной стальной дроби открывает большие воз-
можности дальнейшей интенсификации процесса. Возможно, что
в недалеком будущем нагрев детали при наклепе будет одним из
основных факторов, существенно влияющих на эффективность упроч-
нения наклепываемой дробью детали.
Приводимый ниже анализ является попыткой оценить порядок
мгновенных температур, которые развиваются в поверхностном слое
детали, пластически деформируемом дробью. Здесь дана также
попытка оценить общий нагрев детали при наклепе дробью, характер
распределения температуры по сечению и установить тепловой баланс
процесса.
1. ПОГЛОЩЕНИЕ ЭНЕРГИИ МЕТАЛЛОМ И НАГРЕВ ЕГО
ПРИ ПЛАСТИЧЕСКОЙ ДЕФОРМАЦИИ
Энергия, затраченная на пластическую деформацию, частично
поглощается металлом, частично переходит в тепло.
На фиг. 171 видно, что с увеличением степени деформации
относительное количество энергии, поглощаемое деформируемым
металлом, уменьшается. В частности, для меди при степени де-
формации выше 1,6%, вся энергия деформации переходит в
тепло [130].
Поглощенная энергия сохраняется металлом вследствие дефор-
мации его кристаллической решетки, т. е. поглощение энергии свя-
зано с возникновением в пластически деформированном металле
остаточных напряжений третьего рода [112]. Ниже приводятся
13* 195
данные максимальной удельной энергии Q], поглощаемой различ-
ными металлами при их пластической деформации.
Металл
Q,.
в ккал!кг
Сталь.................... 1,2
Алюминий................. 1,1
Никель..................... 0,78
Медь..................... 0,5
Латунь..................... 0,49
Можно считать, что при большой степени пластической дефор-
мации практически вся энергия затрачивается на его нагрев. Это
Фиг. 171. Изменение доли энергии,
поглощаемой металлом (медью), вы-
раженной в процентах от всей энер-
гии, затраченной па пластическую
деформацию, в зависимости от сте-
пени последней.
относится не только к деформации
при статических нагрузках, но и
при ударных [112]. В последнем
случае можно ожидать значитель-
ного мгновенного повышения тем-
пературы металла в отдельных
зонах за счет неравномерной н
быстро протекающей пластиче-
ской деформации.
В. Нескучаев и Д. Штанько
[164], производя измерения этой
местной температуры с помощью
регистрирующей термопары, пока-
зали, что для стали она может
превышать 650°.
В. Кравз-Терновскнй опытами
по ударному сплющиванию стали
[165] показал, что в отдельных зонах образца при ударном сжатии
возникают прослойки, по структуре напоминающие мартенсит.
При дробеструйном наклепе пластическая деформация исключи-
тельно велика и протекает мгновенно. При этом металл испытывает
высокий местный нагрев, что должно отразиться на структуре и
механических свойствах поверхностного слоя изделия.
2. МГНОВЕННАЯ ТЕМПЕРАТУРА ПЛАСТИЧЕСКИ ДЕФОРМИРУЕМОЙ
ЗОНЫ МЕТАЛЛА ПРИ УДАРЕ ДРОБИНКИ
О большой величине мгновенной температуры, развиваемой
в ограниченной зоне, свидетельствует обильное искрообразование,
которым сопровождается процесс дробеструйного наклепа.
Для определения мгновенной температуры примем, что удар
дробинкой совершается мгновенно. При этом условии теплообмен
между зоной наклепа, в которой выделяется тепло, и окружающей
средой, включая обрабатываемое изделие и дробинку, отсутствует.
При больших степенях деформации вся энергия переходит в тепло.
196
Поэтому количество тепла Q, развиваемое при ударе дробинкой,
можно подсчитать так:
л 1 fmvt тК№\ 1 -
Q 427 \ 2 2 / 427 К) А ккал,
где А — энергия удара (кинетическая энергия) дробинки;
т — масса дроби в кг-сек?/м\
К — коэффициент удара;
v — скорость дробинки до удара в м/сек;
----- тепловой эквивалент работы в ккал/кем.
При этом предполагается, что дробинка совершает прямой удар
обрабатываемой поверхности.
В свою очередь,
Q = cyiVT, (91)
где Т — среднее для всей зоны наклепа приращение температуры
в °C;
с — теплоемкость обрабатываемого металла в ккал/кг °C;
V — объем лунки, образующейся при ударе дробинки, в л3;
п — коэффициент пропорциональности, учитывающий,во сколько
раз эффективная в смысле нагрева зона наклепа больше
объема лунки, возникающей при ударе дробинки;
7 — удельный вес обрабатываемого металла в кг/м9.
Следовательно,
откуда
qp_ 1 (1 К1) A /пп\
1 ~ 427 ‘ cyi ‘ V * ( ’
Л
Величина у есть ударная твердость металла; поэтому выраже-
ние для приращения температуры Т в зоне наклепа при ударе дро-
бинки примет вид
Т ~ ^,Ов “ 2350(93>
где HMdufl— ударная твердость металла в кг/мм\
106 —коэффициент, учитывающий различную размерность
используемых в уравнении величин.
Из уравнения (93) следует, что мгновенная температура, разви-
ваемая в пластически деформируемой зоне при ударе дробинки,
в первом приближении прямо пропорциональна ударной твердости
обрабатываемого металла, обратно пропорциональна его теплоем-
кости и не зависит от размера дробинки и ее скорости.
19?
Для грубой оценки этой температуры примем: п = 2, для
улучшенной стали 45Х Нм д„л = 600 кг!мм2, с — 0,115 ккал!кг °C;
7 = 7800 кг!м* и К = 0,5. Тогда получим
Т - 2350Ь.пГжьг 600 = 600”-
3. НАГРЕВ ДЕТАЛИ ПРИ ДРОБЕСТРУЙНОМ НАКЛЕПЕ
И РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ ПО ЕЕ СЕЧЕНИЮ
а) Распределение температуры по сечению пластины
достаточно большой толщины
С течением времени тепло из пластически деформированной
дробинкой зоны распространяется на соседние участки металла,
вызывая общий нагрев изделия.
Представляет интерес оценить характер распределения темпера-
туры по сечению детали, а также изменение ее в процессе дробеструй-
ного наклепа. С этой целью рассмотрим данную задачу при условии
равномерного наклепа изделия по всей его поверхности. Тогда можно
считать, что единице объема поверхностного слоя обрабатываемой
детали в единицу времени сообщается постоянное количество тепла 7.
Дифференциальное уравнение теплопроводности для неустановив-
шегося режима с внутренним источником тепла имеет вид [166]
дТ д*Т а
dt адх2~~ Л
где Т — температура в произвольном слое наклепываемой дробью
детали в °C;
t — время в сек.;
q — количество тепла, сообщаемого единице объема поверх-
ностного слоя изделия, в ккал!мэ\
х — глубина расположения слоя, температура которого Т, в м;
а — коэффициент температуропроводности в м2/сек;
Л —коэффициент теплопроводности в ккал! м-сек °C.
Решение этого уравнения возможно лишь при вполне опреде-
ленных начальных и граничных условиях. Примем, что в начальный
момент температура по всему объему обрабатываемого дробью изде-
лия постоянная и равна нулю, а размеры детали бесконечны. Если
пренебречь теплоотдачей в окружающую среду, учитывая высокую
теплопроводность металла,то решение уравнения будет иметь вид(167]:
-']}• ,95>
где е — -|-1 при х > 8 и е = —1 при х < В.
В уравнении (95) величина q заменена отношением -у-.
Под U понимается количество тепла, приходящегося на единицу
обрабатываемой поверхности в единицу времени, а под 8—тол-
щина слоя, в котором это тепло выделяется.
198
Состоящее в уравнении (95) в общем виде выражение F ( — )
\У at /
находится через функцию Крампа и ее производную.
Если заменить для краткости—”- через z, то выражение
примет вид
7='(г)=(1 + ^)ф(г)+-^ф1(г):
здесь Ф (z) — функция Крампа;
ф(г)=у7Уе>
о
и ф,(г) — производная от функции Крампа;
ф1(г)=. 2
Если считать, что толщина слоя, в котором выделяется тепло,
очень мала, т. е. принять 8 — 0, то уравнение (95) упростится и
примет вид
(96>
Обозначая через г — -—==•. получим
где функция Fx (z) может быть также выражена через функцию
Крампа и ее производную:
(г) = ^ф1(2) + ф(?)-
Таблица для функции F,(z) приводится в книге В. П. Вологдина
11681.
Выражение для температуры Т„ обрабатываемой дробью поверх-
ности в данном случае можно получить, если принять х = 0.
Так как при х 0, z ->- 0,
Л(2)
1 = 1 2 Vat
г УТ * ’
то _
Тп^- 21Л— • —у7,
или, заменяя а=-у- (где С — удельная теплоемкость, т — удель-
ный вес обрабатываемого металла), получим
T’=v=g°^- <97>
199
Величину U можно выразить через параметры режима дробе-
струйного наклепа:
и (98)
где К — коэффициент удара;
w — удельная мощность потока дроби, т. е. запас кинетической
энергии, которым обладает поток дроби, выбрасываемой
дробеметом в единицу времени на единицу обрабатывае-
мой поверхности, в кгм/сек-м*.
Тогда выражение для температуры поверхности обрабатываемого
изделия примет вид
Тп = w yt. (99)
л 427
Данное выражение дает завышенное значение температуры, ибо
при анализе теплового баланса теплообмен между наклепываемой
деталью и окружающей средой, включая дробь, не учитывался.
Именно этим объясняется то, что, согласно уравнению (99), темпе-
ратура поверхности растет с увеличением времени наклепа беспре-
дельно.
В частном случае, при обработке стальной детали, для которой
Х = 0,5, 7 = 7800кеЛи8,с = 0,115 ккал/кг0 С и л = 0,011 ккал/м-сек° С,
получим температуру обрабатываемой поверхности изделия в °C:
Тл = 0,000б32да]/7, (100)
где w — удельная мощность потока дроби в кем/сск-мг;
t — время обработки в сек.
Оценим порядок величины удельной мощности потока дроби для
современного дробемета механического принципа действия.
Примем: производительность дробемета Р — 120 кг!мин (2 кг/сек),
скорость дроби v = 80 м/сек, эффективную площадь, охватывае-
мую потоком на расстоянии от ротора, где располагается обрабаты-
ваемое изделие, S = 0,05 ле2 (0,1 м X 0,5 м).
Мощность потока дроби будет
й7 = ^ = -^^- = 653 кгм1сек,
2g 2'У,о
а удельная мощность потока дроби
W = = 13000 кгм{сек-м\
или, иначе, щ = 1,3 кем/сек-см*.
На фиг. 172 представлен график изменения температуры поверх-
ности стальной детали, обрабатываемой дробью с помощью дробе-
метов различной удельной мощности. Температура рассчитана по
уравнению (100).
200
График показывает, что в частном случае, а именно при наклепе
стальной полосы, достаточно большой толщины на дробемете с удель-
ной мощностью потока дроби w = 1 кгм/сек-смъ, температура обра-
батываемой поверхности повышается за первые 30 сек. на 35°, за
1 мин. — на 49°, за 2 мин. — на 69°.
Фиг. 172. Влияние времени на-
клепа на температуру обрабаты-
ваемой поверхности стальной де-
тали в зависимости от удельной
мощности потока дроби.
Фиг. 173. Распределение температуры
по глубине стальной детали достаточно-
большой толщины при дробеструйном
ее наклепе различной длительности.
Удельная мощность потока дроби w --
= 1 кем/сек-м*.
Уравнение (96) позволяет оценить распределение температуры
по сечению детали. Заменив U из уравнения (98), получим выраже-
ние для Т в виде
т_ (1-К2) ..
1 ~ 427k WX
(101)
Для стальной детали при приведенных выше значениях величин
а и С коэффициент температуропроводности будет
а ~ = 0.115-7800 = 1 >22 • 1 °”8 М*1сек
и выражение для температуры (при К, = 0,5) примет вид
Т — 0,16uix [Fj (z) — 1],
где
z=143^-
Vt
На фиг. 173 графически представлено распределение температуры
по сечению детали для различных моментов времени. При этом
удельная мощность потока дроби принята w = 1 кгм/сек-см1. Тем-
пература подсчитывалась по уравнению (101).
201
Величину градиента температуры у поверхности, где тепловой
поток постоянный, можно найти из условия, что
дх *
откуда •
д7___ V
дх ?. ’
или, заменяя U из уравнения (98), получим
дТ (1-К2)
дх ~~ 427К w'
(102)
(ЮЗ)
Тогда для стальной детали градиент температуры у поверхности
будет
(1—0,5)» п 1Д
427A0U W = “ °’16“h
Так, например, при удельной мощности потока дроби w =
™ 1 кем! сек • см2
~ = — 0,16 10000= — 1600° м=~ 16° см.
ОХ
дТ
дх
(104)
б) Нагрев пластины и распределение температуры по ее сечению
без учета теплоотдачи в окружающую среду
Температура пластины, толщина которой h, при условии, что
к единице ее поверхности подводится постоянное количество тепла U,
выражается [168]:
T=.S 4+ ' eosfex) l-r^"
Ля 2 1 и» п* \ Л / \
где п — последовательность целых чисел.
(105)
__ пМ .
При достаточно тонкой пластине членом е h* , даже при
относительно малом времени Наклепа, можно пренебречь
Тогда
т_ 2U
1 ~ Mt 2
at . 1
тЛ я» C0S
(106)
Изменение температуры Тп наклепываемой поверхности пла-
стины по времени можно найти, приняв в уравнении (106) х = 0.
1 Действительно, для стальной детали, толщина которой h == 20 мм при
времени наклепа 30 сек., принимая п — 1, будем иметь
е = е — е
202
Тогда
т __ 21/1 at V 1 I — 2U (at i лг пг \ ( t \h2\
7 " ~ /Л I 2 в» Zj nt Xft \ 2 nt ' 6 ) ~ ХЛ V“ *" 3 /
\ n=l /
или, подставляя U из уравнения (98), получим
ООП
Температуру Tk на противоположной стороне пластины можно
найти, приняв в уравнении (106) х — h. Тогда
т _2U д|? Лг Vi,.,, 1 __2U(at ht z2_\ _ U ( ht\
* >.Л 2 nt Zi' 1' nt 'Mi \ 2 nt ‘ 12 j Xft Vf 6 /
Л—1 J
или, учитывая выражение (98) для U, получим
Разница в температурах поверхности, обрабатываемой дробью,
и противоположной ей стороны пластины при любом отрезке времени
i будет
<109)
Для стальной пластины
Т„ - Tb = wh = 0,08twft. (110)
Из уравнения (109) следует, что с уменьшением толщины пла-
стины и удельной мощности потока дроби разность температуры
уменьшается (фиг. 174).
Среднее значение градиента температуры по всему сечению пла-
стины будет
ДГ (1—w
&х Л 4271 ’
(И1)
Для стальной пластины
^ = -0,08®.
Из сравнения выражений (111) и (103) следует, что градиент
температуры для пластины в 2 раза меньше градиента температуры
бесконечного по размерам тела.
Следовательно, при наклепе дробью относительно тонких пла-
стин можно считать, что температура распределяется по их сечению
равномерно. Эту температуру можно определить по уравнению (107)
203
или по уравнению (108), пренебрегая вторым членом в круглых
скобках.
Тогда выражение для изменения по времени температуры отно-
сительно тонкой наклепываемой дробью пластины будет
Т_(1-К2) w.
1 — 427Х Л 427с7 ’ h
(112)
Из уравнения (112) следует, что изменение температуры пластины
прямо пропорционально удельной мощности потока дроби и времени
наклепа и обратно пропорционально толщине пластины.
Фиг. 174. Разность температур
стороны пластины, обработанной
дробью, и обратной стороны, в
зависимости от толщины пласти-
ны и удельной мощности потока
дроби.
Фиг. 175. Изменение температуры
стальной пластины в зависимости от
ее толщины и времени наклепа при
удельной мощности потока дроби
w = 1 кгм/сек*€М2.
Для стальной пластины получим
Т— (1—0Л2) w ^„2 10“» — t (ИЗ)
— 427-0,115-7800 h h ( *
График изменения температуры для w = 1 кгм!сек-см* по урав-
нению (113) представлен на фиг. 175.
Из графика видно, что температура тонких пластин при дробе-
струйной обработке может значительно повышаться, что заставляет
считаться с теплоотдачей в окружающую среду.
в) Нагрев пластины и распределение температуры по ее сечению
с учетом теплоотдачи в окружающую среду
Из условий теплового баланса при дробеструйном наклепе отно-
сительно тонких пластин следует, что
<2 = <?1 + Qi, (П4>
где Q — количество тепла, образующегося при пластической дефор-
мации;
204
— количество тепла, аккумулируемого пластиной в резуль-
тате ее нагрева;
Q2 — количество тепла, отдаваемого пластиной в окружающую
среду,
или, в дифференциальной форме,
dQ = dQi + d<?2. (115)
Раскрывая уравнение (115) получим
Udt = c(hdt + aTdt1 (116)
где а — суммарный коэффициент теплоотдачи в окружающую среду,
включающую дробь,
или, разделяя переменные,
dT = dt
U — аТ cyh ’
Интегрирование этого уравнения дает
at
U — xT^C^7^,
где Ci — произвольная постоянная, определяемая начальными усло-
виями.
Если t = О, Т — 0, то Ci — U.
Тогда выражение для температуры пластины в процессе ее наклепа
будет
/ \
Т = е (117)
или, заменяя U из уравнения (98), получим
1 ~ 4'27 а е
(Н8)
Максимально возможное увеличение температуры Таах пластины
в результате наклепа ее дробью можно найти, если принять t -* оо.
Тогда
т _ U _ (1—№) w
1 max а 427 ' 1 ‘
(Н9)
Для примера определим температуру стальной пластины при
наклепе ее на экспериментальном дробемете конструкции ЦНИ-
ИТМАШ (см. главу V). Для этого случая х — 0,059 ккал!мг сек °C
и W — 0,232 кгм!сек-см?. Тогда
т _(1-0.5») 2320 _fi9o
7 max — 427 ’о,о59 ’
205
Столь низкое значение максимальной температуры объясняется
малой мощностью дробемета. В современных производственных
образцах дробеструйного оборудования следует ожидать значительно
более высоких предельных температур нагрева.
4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЙ (ТЕПЛОВОЙ) МЕТОД ОПРЕДЕЛЕНИЯ
УДЕЛЬНОЙ МОЩНОСТИ ПОТОКА ДРОБИ И КОЭФФИЦИЕНТА
ТЕПЛООТДАЧИ В ОКРУЖАЮЩУЮ СРЕДУ
ПРИ ДРОБЕСТРУЙНОМ НАКЛЕПЕ
Тепловой режим дробеструйного наклепа зависит от удельной
мощности w потока дроби и коэффициента теплоотдачи в окружающую
среду а.
В литературе отсутствуют данные, определяющие эти параметры.
Ниже излагается экспериментальный (тепловой) метод автора для
Фиг. 176. Термопара, укрепленная на стальной пластине.
определения удельной мощности потока дроби и коэффициента те-
плоотдачи.
Пластина, изготовленная из нормализованной стали 35, имела
размеры 140 X 25 X 7 мм. Наклеп осуществлялся дробью диаме-
тром 1,2 мм. Температура пластины измерялась с помощью термо-
пары непосредственно в процессе наклепа и после него, т. е. в про-
цессе остывания пластины. Термопара была укреплена на не накле-
пываемой дробью стороне пластины (фиг. 176). Последняя была
изолирована в тепловом отношении от приспособления, на котором
она была укреплена.
На фиг. 177 представлен график измерения температуры пластины
в процессе наклепа, а также непосредственно после того, как подача
дроби была прекращена, но вращение ротора, т. е. обдув пластины
воздухом, продолжалось.
Экспериментальная кривая фиг. 177 дает возможность опреде-
лить:
1) удельную мощность потока дроби, при которой осуществляется
наклеп;
2) величину коэффициента теплоотдачи пластины в процессе ее
наклепа;
3) величину коэффициента теплоотдачи пластины после прекра-
щения подачи дроби, т. е. в процессе обдувки пластины воздухом;
206
4) соотношение количества тепла, отдаваемого пластиной непо-
средственно дроби, отдаваемого окружающей среде и аккумули-
руемого самой пластиной.
Используя уравнение (118), можно составить следующие два
уравнения, достаточные для опреде-
ления удельной мощности потока
дроби и коэффициента теплоотдачи:
. _ (1 - №) W
1 — 427 а
— — г \
1— е £тК/; (120)
Г2 = -11=^-.-^(1-е (121)
где 7\ и Т2 — соответственно • при-
р ащение тем п ер ату-
ры пластины при
длительном ее накле-
пе t\ и i2.
Если t2 = 2/ь то уравнение (121)
можно преобразовать так:
/ _О «6 \
т,—П*А <122>
7°С
40
30
20
10
о
Фиг. 177. Изменение температуры
пластины, изготовленной из ста-
ли 35, в процессе ее дробеструй-
ного наклепа на дробемете кон-
струкции ЦНИИТМАШ.
Тогда из уравнений (120) и (122) следует, что
_______________________________
, ПЛ
Л
Л
откуда выражение для суммарного коэффициента теплоотдачи, соот-
ветствующего процессу наклепа, будет иметь вид
). (123>
подставить полученное значение а и
то выражение для удельной мощности
т?
427
Если в уравнение (120)
решить его в отношении w,
потока дроби будет
W = a (1-К») ‘ (271-Га)’
или иначе
w= — (1-Ъ) ’ <1(27-1- 7,)1п Ьт ~ 1) • (125>
Следует оговорить, что выражения для а и w, написанные выше,
справедливы лишь при условии, если время /2, соответствующее
температуре Т2, в 2 раза больше чем т. е. /2 = 2/г
207
Из графика на фиг. 177 следует, что при дробеструйном наклепе
пластины, применительно к нашему случаю, еетемпература подня-
лась на 7\ = 30° за первую минуту наклепа — 1 мин.) и на
Т2 = 47° при наклепе в течение t2 = 2 мин.
Подставляя эти значения tx, Т2 и Т2 в уравнение (123), получим
для нашего случая величину суммарного коэффициента теплоотдачи л:
а = —---——!—In (^7 — 11 = 0,059 ккал/лг сек С,
\ оО /
или иначе
а = 212 ккал1мг час °C.
Подставляя в уравнение (124) частные значения величин из
эксперимента, получим величину удельной мощности потока, при
которой осуществлялся наклеп пластины:
= 0,059 (I _ 47) = 2320 кгм/сек• мг,
«ли иначе
w — 0,232 кгм[сек • см2.
5. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПРИ ДРОБЕСТРУЙНОМ НАКЛЕПЕ
Тепло при деформации частично аккумулируется нагреваемой
в процессе наклепа деталью, частично отдается окружающей среде,
включающей дробь.
Уравнение теплового баланса дано выше [см. формулу (114)].
Тепло, образующееся в результате дробеструйного наклепа Q и
тепло, аккумулируемое деталью (пластиной) в результате ее нагрева
при пластической деформации Qi, отнесенные к единице поверхности
обрабатываемой детали — можно выразить следующими равенствами:
/
Q^Udt = l)t;
о
т
Qi = $CfhdT — c-thT;
О
(126)
отсюда тепло, отдаваемое пластиной откружающей среде Q2, будет
Q2 = Q cjhT. (126а)
Используя выражение (117) для Т, получим
Q, = 6/^(1 -
(127)
‘218
Тепло Qs, отдаваемое пластиной окружающей среде, с одной
стороны, поглощается дробью, с другой — непосредственно возду-
хом и приспособлением, на котором укреплена пластина (если послед,
няя не изолирована в тепловом отношении).
Если провести анализ остывания пластины после прекращения
подачи дроби, то можно определить распределение тепла, поглощае-
мого дробью и остальной окружающей средой. С этой целью найдем
коэффициент теплоотдачи а0, соответствующий процессу остывания
пластины, и сравним его с полученным ранее 1см. формулу (123)]
коэффициентом теплоотдачи а, соответствующим процессу нагрева
детали при наклепе.
Количество тепла Q2r, поглощаемого окружающей средой, исклю-
чая дробь, и количество тепла Q2d, поглощаемого непосредственно
дробью, будет
0„=<2,J4
(128)
Коэффициент теплоотдачи определяется по кривой охлаждения
пластины (фиг. 177). Обращаясь к уравнению теплового баланса
(116) н приравнивая U = 0, получим
cihdT = — ajdt, (129)
где Т — избыточная по сравнению с окружающей средой темпе-
ратура пластины;
а о — коэффициент теплоотдачи, соответствующий процессу охла-
ждения пластины.
Интегрируя это уравнение, получим
— /
Т = Тн-е , (130)
где Тн — начальная избыточная, по сравнению с окружающей сре-
дой, температура.
Из уравнения (130) коэффициент теплоотдачи выражается сле-
дующим образом:
а0 = ^1п^. (131)
Для рассмотренного ранее случая наклепа и последующего
охлаждения пластины (см. фиг. 177) температура при остывании
упала за время t — б мин. (360 сек.) с Тя = 47° до Т = 9°.
Подставляя в уравнение (131) числовые значения, получим коэф-
фициент теплоотдачи а0 для данного случая:
а0 = —---дед----In -g- = 0,029 ккал/м- сек С,
или
ао=104 ккал/м? час °C.
14 Сверив 1222
209
Отношение
«о _ 104
« ~ 212
= 0,49.
т. е. дробь поглощает примерно половину (51 %) того тепла, которое
отдается пластинсй окружающей среде.
На фиг. 178 тепловой баланс дробеструйного наклепа
Фиг. 178. Баланс тепла при дробе-
струйном наклепе стальной пластины
(толщина пластины 7 мм. Коэффициент
теплоотдачи а = 212 ккал/м2часа С,
удельная мощность потока дроби
w = 0,232 кем!сек см*):
I — тепло, образуют еся при дробеструйном
наклепе; 2 — тепло, поглошаемое пластиной
в результате ее нагрева; 3 —тепло, отдаваемое
плапиюй окружающей среде (включая дробь);
4 — тепло, поглощаемое непосредственно дробью.
пластины представлен графи-
чески. Из графика следует,
что соотношение количества
тепла, отдаваемого пластиной
окружающей среде (включая
дробь) и аккумулируемого ею
за счет нагрева в процессе дро-
беструйного наклепа, меняется.
Если в начальный период все
тепло, выделяющееся при по-
верхностном наклепе, аккуму-
лируется непосредственно де-
талью, то к тому моменту, когда
температура детали достигает
предельного значения, т. е. к
моменту теплового равновесия,
наосброт, все тепло отдается
окружающей среде.
6. ВЫВОДЫ
1. С увеличением мощности дробеструйных установок с целью
повышения их производительности, а также при использовании
высокопрочной дроби, позволяющей осуществлять наклеп при боль-
шой ее скорости, необходимо учитывать тепловой эффект дробе-
струйного наклепа, который может отразиться на свойствах обра-
батываемого материала.
2. Теоретический анализ показывает, что в пластически дефор-
мируемой зоне при наклепе дробью возникает высокая мгновенно
действующая температура, достигающая многих сотен градусов,
что может отразиться на структуре поверхностного слоя детали.
3. При дробеструйном наклепе наблюдается значительный общий
нагрев деталей, который растет по мере интенсификации процесса.
4. Для объективной оценки производительности и качества
дробеструйной установки может быть использован предложенный
экспериментальный (тепловой) метод определения удельной мощ-
ности потока дроби.
5. Анализ теплового баланса процесса дробеструйного наклепа
показывает, что в первый период дробеструйной обработки выделяю-
щееся тепло в основном поглощается наклепываемым материалом,
а во второй период, наоборот, — окружающей средой и дробью. При
этом доля тепла, отводимая непосредственно дробью, составляет
примерно 50%.
ГЛАВА IV
Лопатка
Окно регулирующей
втулки
Фиг. 179. Траектория движения дроби
в нагнетателе и роторе дробемета.
ем
Нагнетатель
Траектория движения
дроби
Регулирующая
дтулка
ДВИЖЕНИЕ ДРОБИ И ИЗНОС ЛОПАТОК РОТОРА
ДРОБЕМЕТА
1. НАЗНАЧЕНИЕ ОТДЕЛЬНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ РОТОРА
И ПРИНЦИП ЕГО РАБОТЫ
С внедрением дробеструйного наклепа на заводах возникает
необходимость создания методов расчета соответствующего обору-
дования. В отличие от пневматических дробеметов, в которых ско-
рость дроби сообщается
струей сжатого воздуха,
или гравитационных, с
естественным падением
дроби, в установках ме-
ханического принципа
действия дробь разбрасы-
вается быстровращающим-
ся ротором. Ротор выпол-
нен в виде двух дисков с
радиально(реже наклонно)
расположенными лопат-
ками. Обычно ось ротора
горизонтальна, а поток
дроби направлен вниз, где
и помещается обрабаты-
ваемое изделие. Данное
направление потока дроби
достигается благодаря ре-
гулирующей втулке с ок-
ном, через которое дро-
бинки попадают на ло-
патки в тот момент, когда
положении.
Дрсбь к окну регулирующей втулки подается с помощью нагре-
вателя, выполненного в виде полого металлического цилиндра с не-
сколькими сквозными пазами, заполняемыми дробью по мере поступ-
ления ее из трубопровода. Нагнетатель вращается одновременно
с ротором и жестко с ним связан. Он размещен внутри ротора и отде-
лен от лопаток регулирующей втулкой.
14* 211
последние находятся почти в верхнем
На фиг. 179 схематически изображена траектория движения дроби
с момента попадания ее из трубопровода в центр ротора. На участке
ОА дробь совершает движение за счет естественного падения.
Попадая в точке Я в пазы нагнетателя, она перемещается по их
стенкам, до точки Б. На участке БВ дробь скользит по внутренней
стенке регулирующей втулки и затем в пределах окна регулирующей
втулки (участок ВГ) опа движется по инерции прямолинейно. Далее,
встречая в точке Г лопатку, дробь увлекается последней и, достигая
точки Д, выбрасывается из ротора. Абсолютная скорость дроби
в точке Д равна геометрической сумме радиальной скорости, которую
она приобрела к моменту вылета, и окружной скорости ротора.
Решению вопроса о движении частицы материала по лопаткам
ротора метательных закладочных машин с вертикальной осью вра-
щения и радиальными лопатками посвящена работа Геронтьева [169].
Для очистных дробеметов с горизонтальной осью вращения и ра-
диальными лопатками первой работой является исследование, про-
веденное П. Н. Аксеновым [170]. Им дано частное графическое реше-
ние этой задачи применительно к ротору определенных размеров,
вращающихся с определенной скоростью. Эта работа нашла даль-
нейшее развитие в статье Г. М. Орлова [72]. Последним учтено
влияние трения дробинок о лопатки и производительности ротора
на угол поворота, соответствующий времени движения дроби, а
также на скорость последней. Из работы следует, что произодитель-
ность рогора практически не отражается на скорости дроби и угла
поворота, однако сказывается на величине сектора разброса дроби.
В другой статье Г. М. Орлов [73 ] рассматривает влияние числа обо-
ротов ротора на абсолютную скорость дроби, положение точки отрыва
ее от лопаток относительно окна распределительной втулки, а также
на ширину струи дроби, определяющую разброс последней. Им про-
ведено исследование в форме вычисления ряда числовых примеров
для вполне определенной подачи, а именно 90 кг дроби в минуту.
При этом диаметр ротора был выбран равным 500 мм. Результаты
расчетов приведены в табл. 36.
Из табл. 36 следует, что местоположение точки схода дроби с ро-
тора не зависит от скорости его вращения, а скорость дроби примерно
в 1.3 раз больше окружной скорости ротора.
Из табл. 36 видно также, что разброс дроби с увеличением ско-
рости вращения ротора уменьшается.
Используя метод автора, но исходя из других исходных урав-
нений, Г. М. Орлов получил также критическое значение коэффи-
циента трения. Этот коэффициент трения, определяющий характер
движения дроби (качение или качение со скольжением) по величине
совпадает с ранее полученным нами, а именно f =0,169.
В. М. Гребеник в своей статье [171] приводит общее дифферен-
циальное уравнение движения частиц материала по лопаткам ротора
метательных машин и дает графическое решение этого уравнения.
К сожалению, решение выполнено при вполне определенных пара-
метрах, весьма отличных от параметров дробеметов, предназначен-
ных для упрочнения деталей.
212
Таблица 36
Влияние скорости вращения ротора дробемета на скорость дроби,
угол поворота, определяющий момент ее отрыва от лопаток
и угол веера струи дроби [73]
Наименование Скорость вращения ротора в об/мин
1500 2000 2500 3000 3500
Окружная скорость на периферии ротора в м]сек 39,4 52.5 65,5 78.5 91,7
скорость дроби в м!сек . 50,4 66,9 83,8 1СМ.5 117,2
Угол поворота ротора, соответствующий времени пребывания дробинок в ро- торе 134е 29 134с48' 134°25' 134°25' 134°28'
угол веера струи дроби 10°34' 8°13' 7°05' 6°43’ 5°5Г
Ниже дано общее решение задачи, позволяющее оценить влияние
на скорость и направление потока дроби геометрических размеров
ротора, числа его оборотов, наклона лопаток, трения, возникаю-
щего при движении дроби по лопаткам, веса дробинок и других
факторов. При анализе учитывался специфический характер движе-
ния дробинок по лопаткам, а именно качение при одновременном
скольжении. Последнее предопределяет вполне определенный харак-
тер и интенсивность износа лопаток по длине. Рассмотрен также слу-
чай скачкообразного движения дробинок по лопаткам, характерный
для ротора, не имеющего нагнетателя.
2. ДИФФЕРЕНЦИАЛЬНОЕ УРАВНЕНИЕ ДВИЖЕНИЯ ДРОБИ
ПО ЛОПАТКАМ ВРАЩАЮЩЕГОСЯ РОТОРА
Уравнение движения центра тяжести твердого тела —дробинки
(фиг. 180) имеет вид
ma = F\ (132)
где т — масса дробинки;
а — полное ускорение центра тяжести дробинки;
F — сила, действующая на дробинку.
Полное ускорение а можно представить как геометрическую
сумму ускорений переносного ап, относительного аотн и поворот-
ного ак> т. е. _
а = а„ + аотн-\-а1С. (133)
Переносное и поворотное ускорения соответствен!! будут
— — ш’р; ]
- о— (134)
ак — 2® VomH, J
где р —- радиус-вектор, на котором находится дробинка в рассма-
триваемый момент времени,
214
— относительная скорость дробинки,
ш — угловая скорость вращения ротора.
Тогда уравнение (132) можно преобразовать так:
maomH=F + т^~? - 2rn^vomH. (135)
В проекциях на подвижную систему координат, жестко связан-
ную с вращающимся ротором, дифференциальное уравнение движе-
ния центра тяжести дробинки примет вид системы уравнений:
т ~ Х + тшгх + 2та> ’
т^- = у + т,л2у —2т^»
(136)
здесь X и Y — сумма проекций всех сил, действующих на дро-
бинку соответственно на оси X и У подвижной
Фиг. 180.
приводится более сложное
системы координат;
t — время.
Уравнения (136) действительны
как при радиальном, так и при
наклонном (см. фиг. 181) распо-
ложении лопаток ротора.
Решение данной системы урав-
нений в общем виде достаточно
сложно и трудно поддается ана-
лизу. Поэтому ниже дается при-
ближенное решение, полученное
в предположении, что лопатки
ротора расположены радиально,
дробинки невесомы, трение о ло-
патку отсутствует и т. п. Это ре-
шение, несмотря на ряд упроще-
ний, имеет вполне определенную
практическую ценность. Далее
:ние, позволяющее оценить влия-
ние упомянутых выше факторов.
3. ДВИЖЕНИЕ ДРОБИ В РОТОРЕ ДРОБЕМЕТА С РАДИАЛЬНО
РАСПОЛОЖЕННЫМИ ЛОПАТКАМИ
Существующие конструкции дробеметов, как правило, имеют
ротор с радиальными лопатками.
При наличии в распространенных в патоящее время дробеструй-
ных установках нагнетателя (импеллера) дробь, подаваемая нагне-
тателем на лопатки ротора, имеет скорость, близкую по величине и
направлению к окружной скорости ротора на внутреннем радиусе.
Следовательно, дробь попадает на лопатки без удара.
?14
Регулирующая втулка, ограничивающая радиальное перемеще-
ние дроби в нагнетателе, предопределяет попадание последней на
лопатку практически без радиальной скорости. Поэтому при анализе
движения дроби в роторе дробемета, имеющего нагнетатель и регу-
лирующую втулку, за начальное условие можно принять отсутствие
относительной скорости дроби при ее попадании на лопатку. В дробе-
метах без нагнетателя, естественно, это условие не соблюдается.
Соответствующий случай рассмотрен ниже особо.
а) Движение дроби без учета веса дробинок
и трения их о лопатки ротора
Рассмотрим движение дробинки как движение материальной
точки, обладающей массой т и попадающей на
не имея в начальный момент
относительно# скорости. При
этом будем пренебрегать как
силой тяжести, действующей
на дробипку, так и тем трением,
которое возникает при движе-
нии дроби по лопатке.
Уравнения (136) при ради-
альном расположении лопаток,
когда х = р, а у = const ~ О,
принимают вид
/”Й = Х + "г<°3р’
0=У —2/пф^-.
at
(137)
лопатку
ротора,
Утах
У
утах
181.
Фиг.
Учитывая, что на дробинку
действует лишь одна внешняя сила,
ция со стороны лопатки (фиг. 181),
_________
т <№
а именно нормальная
получим
реак-
(138)
N -= 2тч> .
at
(139)
В начальный момент при t = 0 радиус р = Rs и радиальная
скорость vf = =0. Учитывая это, из решения уравнения (138)
получим выражение для радиуса, на котором находится дробинка
ц рассматриваемый момент:
p = /?ech<p, (140)
где — внутренний радиус ротора, на котором дробинка попа-
дает на лопатку;
215
9 = <at — угол поворота ротора, отсчитываемый с того момента,
как дробинка попадает на лопатку.
Угол <f> поворота ротора, соответствующий перемещению дро-
бинки по лопатке с радиуса до радиуса р
<Р = агсЬ-н-. (141)
Кд
Радиальная скорость дроби будет
v₽ = -^ = <i>/?esh<p, (142)
или, используя уравнение (140), получим
= ©Rj Veh1 <р — 1 = —1« (143)
Подставляя полученное выражение в уравнение (139), можно
определить усилие N, с которым лопатка действует на дробинку:
V = 2/пвЮр = 2mu>2R, i -Ц— 1. (144)
у ^в
При достаточно большом отношении —
кв
Nx2mA. (145)
Абсолютная скорость дроби, являющаяся геометрической суммой
радиальной скорости и окружной, будет
V = У Op-f-fo«p = «Re рЛЯ* “ 1 * (,46)
Из уравнения (146) следует, что скорость, с которой дробинка
отделяется от ротора, т. е. максимальная абсолютная скорость дроби,
будет
/р2
2^-1, (147)
“в
где RH — наружный радиус ротора.
При достаточно большом отношении-^-, что характерно для рото-
Кв
ров современных дробеметов, практически скорость дроби можно
определить из приближенного выражения:
ошах^У2. = (148)
где v0Kpt тах
216
— окружная скорость ротора.
Таким образом, рабочая скорость дроби примерно в 1,4 раза
больше окружной скорости ротора,
р
Выражение (148) тем более точно, чем выше отношение -g2. Так,
„ к*
D П
при ^2- = 2 погрешность составляет около 5%, а при ~- = 3—
Кв Кв
всего лишь 2%.
Из уравнения (141) следует, что угол сршах поворота ротора,
соответствующий полному времени движения дробинки по лопатке,
будет
?m„ = arch^, (149)
или иначе
(150)
Характерно, что угол <ртах не зависит от угловой скорости вра-
щения ротора и определяется лишь его размерами. Так, для ротора
р р
с отношением = 2 угол = 75°, для ротора с = 3,
Кв Кв
Угол <ртах = 100°.
Время, затрачиваемое дробинкой на движение по лопатке, будет
• (I51)
Так, например, для ротора, вращающегося со скоростью п =
р
= 3500 об/мин и имеющего -g2- = 3, время движения дробинки по
Кв
лопатке будет = 0,005 сек.
б) Влияние веса дробинок на характер движения их в роторе
Уравнения (137) позволяют дать количественную оценку влияния
силы тяжести на характер движения дроби. С этой целью в проек-
циях X и У суммы всех сил, действующих на дробинку, помимо
нормальной реакции Л/, необходимо также учитывать силу тяжести
дробинки (фиг. 182). Величина последней пропорциональна массе
дробинки т и ускорению свободного падения g.
Х= —mgsin(<pe + «f); 1
Y~N — mg cos (<р0 +art), J ' ° ’
где <p0 — угол, характеризующий положение лопатки ротора в на-
чальный момент.
Подставляя X и У в уравнения (137), получим
~ ~^sin(?o 4" “О + (153)
0 = 1У — mg cos (ф0 4- ш() — 2тч>-~. (154)
317
Уравнение (153) можно представить в виде
— ш«р = -gsin (<р0 + «О-
(155)
Решение этого уравнения имеет вид
Р = С^1 + C2e-Wt 4- X sin («rf 4- ?0), (156)
где Ct и С2 — постоянные интегрирования, определяемые началь-
ными условиями, а именно: при t = Qp = Rg
И Vp = 0.
Так как
vf = — С2ше~^ + X- cos (ш? 4- 0), (157)
то из уравнений (156) и (157)
получим
С: 4- С2 = /?„ - -X sin ?();
С, —С2 = —-X-cos^,
откуда
Ci = -у - (sin ?о + cos ф0);
С2 = -у — A (sin <р0 — cos <р0).
Тогда выражение для радиуса, на котором находится дробинка
в рассматриваемый момент, будет
Р = [у- ~ (sin То + c°s То)] 4-
+ [-у ~ 15г (sin То — cos <?0)] е-ш/ 4- X sin (<о/ 4- ?0). (158)
Заменяя <»/ через© и преобразовывая уравнение (158), получим
Р = ch ? — Isin ch ? 4- cos <р0 sh 9 — sin (<?0 4- ?)). (159)
Если сопоставить это выражение, полученное с учетом силы
тяжести дробинки, и уравнение (140), в котором эта сила не учи-
тывалась, то можно оценить погрешность уравнения (140), а именно:
(,М)
где Др — разность радиусов, подсчитанных с учетом и без учета
силы тяжести дробинки»
218
В выражении (160) каждое из слагаемых в скобках по абсолют?
ной величине не может превышать 1. Поэтому предельное значение
абсолютной величины относительной погрешности при подсчете
радиуса р без учета силы тяжести дробинки будет
Др 3 g
р 2 *a»2Re’
Так, например, для дробемета с внутренним радиусом ротора
Re = 50 мм и скоростью вращения п = 3500 об/мин
Др 3 9,8 _
Р 2 ’ 35Щ-0.05
0,0025.
Следовательно, в данном случае влияние силы тяжести на вели-
чину радиуса, на котором находится дробинка в рассматриваемый
момент, оценивается всего лишь в
Рассуждая аналогично, можно показать, что столь же незначи-
тельно отражается сила тяжести на радиальной и тем более на
абсолютной скорости дроби. Таким образом, сила тяжести не оказы-
вает существенного влияния па характер движения дроби в роторе
дробемета.
Это объясняется высокой угловой скоростью ротора и относи-
тельно большим внутренним радиусом, на котором расположены
лопатки.
Сказанное позволяет в дальнейшем при анализе движения дроби
силой тяжести пренебрегать.
проскальзывания
в) Влияние трения на движение дроби по лопаткам ротора
В общем случае шарообразная дробинка при движении воспри-
нимает действие не только нормальной, но и касательной составляю-
щей реакции со стороны, лопатки. Эта составляющая реакции Т
предопределяет качение дро-
бинки в процессе ее переме-
щения.
Дифференциальное урав-
нение движения центра тя-
жести такой дробинки [см.
уравнение (137)] при усло-
вии радиального расположе-
ния лопаток (фиг. 183) при-
мет вид
т^= —Т-}-т<о2р; (161)
0 = W -2/по>-^.
at
Сила Т по величине ограничена у.ловием
дробинки по лопатке, т. е.
T^Nf.
где / — коэффициент трения.
219
Для катящейся и одновременно скользящей дробинки справед-
ливо условие
T=^Nf, (162)
Тогда уравнение (161) можно преобразовать так:
g +2/«,А-ш*р = 0. (163)
Решение этого уравнения имеет вид
р = е~^(Сх chVT+75orf + С2sh W+P(164)
где С] и С2 — постоянные интегрирования, определяемые началь-
ными условиями.
Из уравнения (164) радиальная скорость будет
== {с, ch у T^>t + сг sh 1/Г+7М +
+ ^(Ci y'FTT^sh J/T+7W + C2 ]/r+pe)ch V'r+Tw) =
= wT'* [(ct W+P - CJ) ch 1/T+7W +
+ (Cj VT+7* - C2f) sh /Г+JW]. (165)
Учитывая начальные условия (при Т = 0, ? — Re и v₽ = 0),
получим
C^R,,
У' + + 17т^7Г sh У'1 + ’ <166)
V 1 + г /
Тогда выражение для радиуса, на котором находятся катящаяся
и одновременно скользящая дробинка, будет
р = Rae~^ (ch
где » = <!>/.
Соответствующее выражение для радиальной скорости дробинки
vt= e~N sh ‘И + /V (167)
У l-r r
При больших значениях «
sh ]/Ч + p<f «5» ch 4- P<?-
Тогда выражение для радиуса примет вид
р»1 + 77=4^-)ch (1 + f)ch ?. (168)
V V 1 + /
220
Приближенное выражение для радиальной скорости будет
ср «г !__= ®р ~ 1 -т ою. (169)
’ /+/1+/» г 1+/^
Абсолютная скорость дробинки определяется из выражения
с’ = /о^ + ^Р = ^р}/1 + -1Гр7Гг=шР /(170)
Скорость дроби в момент вылета будет
&\пах = у/" j _|_ / ^окр max । _|_у » (171)
где иакр „„ — окружная скорость на периферии ротора.
Из сопоставления уравнений (171) и (148) следует, что трение
несколько снижает скорость дроби, а именно в /Т+f раз.
Приближенное уравнение (169) дает несколько завышенное зна-
чение радиальной скорости и не удовлетворяет начальному условию.
Найдем другое приближенное выражение для р и ор, которое
удовлетворяло бы начальным условиям: vf = 0, р = при t = 0.
При этом закон изменения ускорений примем тот же, что и на боль-
ших радиусах; согласно уравнению (169), это ускорение будет
— ~ «»*
Др “ ~di ~ (/+ /Т+уг) р'
(172)
Соответствующее приближенное дифференциальное уравнение дви
жения центра тяжести дробинки примет вид
________<og____ ___zx
(/+ ГГ+Т2) р~
(173)
Решая это уравнение и принимая во внимание начальные усло-
вия получим выражение для текущего радиуса, на котором нахо-
дится дробинка в рассматриваемый момент, в виде
р-/?ech/+ _^£ech
Соответствующий угол поворота ротора <р будет
f = (f + V 1+P) arch .
Радиальную скорость можно подсчитать так:
О = А = - sh ——2—— =
₽ dt f+fl+f*
_____Z P2 | рг _
“/+/1+72 у Л2__________________R2'
(174)
(175)
(176)
221
Приближенное уравнение (176) для радиальной скорости центра
тяжести дробинки в противоположность уравнению (169) дает не*
сколько заниженное значение скорости, однако весьма близкое
к истинной величине, особенно при малых коэффициентах трения.
Трение также отражается на величине нормальной реакции,
действующей па дробинку со стороны лопатки.
Используя уравнения (161) и (176), получим
W = 2/пшУр —
1
1+/
1 *(177)
f+ КТ+75
Фиг. 184.
Сравнение выражений (144) и (177) показывает, что давление
па лопатку при наличии трения падает в (I + f) раз.
Проведенный анализ, как уже указывалось выше, справедлив
лишь в том случае, когда каче-
ние дробинки сопровождается
скольжением. Скольжение дро-
бинки при движении по лопатке
должно прекратиться в тот мо-
мент, когда окружная скорость
дробинки v0Kp др относительно ее
центра тяжести достигнет вели-
чины радиальной скорости.
Предельным условием пере-
хода дробинки к чистому каче-
нию будет
v0Kp.dp = vr (178)
Для скользящей и одновременно вращающейся под действием
силы трения дробинки (фиг. 184) справедливо равенство
(179)
где г — радиус дробинки;
J — момент инерции дробинки;
О — угловая скорость дробинки относительно ее центра тяжести.
Поскольку N = 2m<nvp, то из уравнения (179) следует
dQ = 2[a>~-vfdt. (180)
Или, если подставить значения момента инерции шара,
J = -|-znrs; (181)
и проинтегрировать, получим
О = 5/-^(р-С), (182)
где С — постоянная интегрирования.
222
Если принять, что дробинка, попадая на лопатку, не имеет
угловой скорости, т. е. 2 = 0 при Р = ₽а, то окончательное выра-
жение для угловой скорости дробинки относительно ее центре
тяжести примет вид
2 = 5-^-f(p-/?,). (183)
Тогда соответствующая окружная скорость дробинки будет
v0Kp. а,= Or = UfR, (£ - 1) - (184)
Отсюда следует, что окружная скорость дроби относительно
ее центра тяжести не зависит от размера дроби.
Уравнению (184) можно придать другой вид, если подставить
значение радиуса р из выражения (166). Тогда
We/> = 5(U^« X
x[e-/’(ch/KHI? + yXy=shVTV7rf)- 1]- (185)
При использовании выражений (185) и (167) предельное условие,
соответствующее моменту перехода дробинки к чистому качению
(уравнение (178)] представится в виде
е-Л(ch V 1 +Р f + -у== sh V 1+Г?) =
<,86)
Это условие запишется значительно проще, если воспользоваться
приближенным выражением для и?.
Тогда, используя уравнения (169) и (184), получим
----i----= 5f/?. (4-- С, (187)
f+Vl+P 1 “\Kt Г
откуда выражение для радиуса, при достижении которого дробинка
переходит к чистому качению, будет
0 ’У</+У1 + Р)
Р1 в5/((+УТТТ0-1 ’
(188)
Если воспользоваться другим приближенным выражением для vf
[уравнение (176)], то предельное условие примет вид
(£-')• <189>
223
откуда
п 25/2(/+Г1+Тг>а+1 ,19(n
P1 К» 25fHJ + Kl + /»)’- Г <
Уравнение (188) дает несколько завышенное значение предель-
ного радиуса, в то время как уравнение (190), наоборот, заниженное.
Из уравнений (188) и (190) следует, что чистое качение дробинки
возможно лишь при условии, если
5/(/Т+7Ч-/)>1,
т. е. в том случае, когда коэффициент трения дробинок по лопатке
f> 0,169.
При меньших значениях коэффициента трения скольжения дро-
бинок трение будет наблюдаться по всей длине лопатки, вне зави-
симости от размеров последней, т. е. возможность чистого качения
дробинок полностью исключается.
При значениях коэффициента трения больших 0,169 дробинки
по достижении определенного радиуса переходят к чистому качению
без проскальзывания.
В табл. 37 даны, в зависимости от коэффициента трения, отно-
сительные значения этого предельного радиуса перехода, подсчи-
танного по формулам (188) и (190). Там же приводится и среднее
значение соответствующего радиуса.
Таблица 37
Значение предельного радиуса — радиуса перехода
дробинок к чистому качению по лопаткам ротора
в зависимости от коэффициента трения
Коэффициент трения Предельный радиус подсчитанный
по формуле (188) по формуле (190) Среднее значение
0,169 ' 00 оо оо
ОД 5.5 5.1 53
0.3 1.98 1,64 1,81
0,4 1.50 1,26 138
При чистом качении дробинки сила Т |см. уравнение (161)]
будет меньше силы трения, т. е.
T<Nf. (191)
Величину этой силы можно найти из условия, что
Tr = J^, (192)
224
откуда
т J
1 Ж~'~ЗГ
При отсутствии проскальзывания дробинки угловая ее скорость
будет
Q v0Kp. др vp 1 rfp
г г г dt 9
следовательно,
(193)
Подставляя это выражение, а также выражение (181) для J
в уравнение (193), получим
(195)
Вводя найденное выражение для силы Т в уравнение (161),
получаем дифференциальное уравнение движения центра тяжести
дробинки, соответствующее условию ее чистого качения по радиально
расположенным лопаткам ротора
di?
— у ®*р = 0.
(196)
Заменяя через vt и интегрируя, получим
(197)
где С —постоянная интегрирования.
Постоянную С определим из условия, что в момент перехода
дробинки к чистому качению, т. е. при достижении дробинкой пре-
дельного радиуса рп радиальная скорость ее центра тяжести должна
быть равна окружной скорости дробинки относительно ее центра
тяжести.
Используя уравнения (184) и (197), получим
откуда
2
(198)
Предельный радиус р( определяется по уравнениям (188) и (190)
(см. также табл. 37).
15 Саверин 1222 225
Значения постоянной С для различных коэффициентов трения
будут:
при коэффициенте трения / 02 0.3 0,4
постоянная С 22 1.21 1,10
Как будет показано ниже (см. фиг. 185), при решении уравнения (196)
за начальное условие без большой ошибки можно принять = О
при р = Re. Тогда выражение (197) для радиальной скорости центра
тяжести катящейся без скольжения дробинки, а следовательно и для
окружной ее скорости, примет вид
(199)
Радиус, на котором находится дробинка, будет
D к ,/ 5
P = /?4ch у — <р.
(200)
Угол поворота ротора <р, соответствующий перемещению дро
бинки на радиус р:
? = arch. (201)
Абсолютная скорость дроби при условии, если коэффициент тре-
ния f > 0,169 составит
“г—;—г 1/12 5 я;
V0Kp-\-Vf — “Р |/ ~ Т”~р'
(202)
Скорость дроби в момент вылета при достаточно большом отно-
шении = -ф- будет
Хе Кв
^шах ~ У 7 н 1 ’^окр. max'
(203)
На фиг. 185 представлены графически величины, пропорциональ-
ные радиальной скорости центра тяжести дробинки и ее окружной
скорости, подсчитанные по точным формулам (167), (197), (184)
и приближенным (169), (176) и (199) для коэффициентов трения
f-=0; 0,1; 0,2; 0,3; 0,4.
Точка А на фиг. 186 в, г и д соответствует моменту перехода дро-
бинок к чистому качению.
Из графиков можно оценить погрешность приближенных формул,
которая, как это видно, невелика.
226
Фиг. 185 Зависимость скорости дроби
от текущего радиуса для различных зна-
чений коэффициента трения:
1 — радиальная скорость vp центра тяжести дро-
бинки, подсчитанная по точным уравнениям (167)
до точки Л и (197) после точки А: 2 — окруж-
ная скорость vOKp, др Дробинки относительно ее
центра тяжести, подсчитанная по уравнению (181)
до точки А после точки А кривая 1 и 2 совпа-
дают); 3, 4 и 5 — радиальная скорость , под-
считанная соответственно по приближенным урав-
нениям (169) и (176) для / < 0.169 и по уравнению
(199) для />0,169.
997
Таким образом, анализ движении дроби с учетом ее трения о ло-
патку показывает следующее:
1. Трение предопределяет вращение дробинок в процессе их
перемещения по лопаткам.
2. При коэффициенте трения, меньшем 0,17, качение дробинок
сопровождается их скольжением по всей длине лопаток вне зави-
симости от размера последних. В этом случае радиус, на котором
находится дробинка в рассматриваемый момент, может быть под-
считан по уравнению (166), а радиальная скорость центра тяжести —
по точному уравнению (167) или приближенно — по уравнениям (169)
и (176).
Первое из приближенных уравнений дает несколько завышенное,
а второе — заниженное значение радиальной скорости центра тя-
жести дробинок. Соответствующий угол поворота ротора можно
определить используя уравнение (175).
Трение снижает абсолютную скорость дроби примерно ]/1 + /раз.
Давление, которое оказывает дробинка на лопатку, падает также
в (1 4- /) раз.
Скорость дроби в момент вылета превышает окружную скорость
в /раз.
3. При коэффициенте трения больше 0,17 дробь по достижении
радиуса, определяемого уравнением (188) или (190) (см. табл. 37)
переходит к чистому качению по лопаткам без скольжения. Радиаль-
ная скорость центра тяжести дробинки, а следовательно и ее окруж-
ная скорость, для этого случая практически не зависят от величины
коэффициента трения и достаточно точно могут быть подсчитаны
по уравнению (199) [более точно — по уравнению (197)).
Радиус, на котором находится дробинка в рассматриваемый мо-
мент, и соответствующий угол поворота ротора определяются урав-
нениями (200) и (201).
Скорость дроби в момент вылета в этом случае примерно в 1,3 раза
превышает окружную скорость ротора.
г) Движение дроби в роторе дробемета, не имеющего нагнетателя
Из предыдущего следует, что нагнетатель подает дробь к лопат-
кам со скоростью, близкой к окружной скорости ротора на внутрен-
нем радиусе. В отличие от этого в роторе дробемета, не имеющего
нагнетателя, дробинка, встречая, лопатку, испытывает удар. Это
предопределяет своеобразное — скачкообразное движение дроби по
лопатке.
Рассмотрим движение дроби в период между двумя последова-
тельными ударами k и k + 1 движущейся дробинки о лопатку.
Дробинка, имевшая абсолютную скорость vx к моменту k удара,
изменит ее как по величине, так и по направлению. Назовем эту
новую абсолютную скорость, с которой дробинка движется после k
удара, и будем считать, что она не изменится вплоть до удара
228
k I. Силой тяжести дробинки и сопротивлением воздуха будем
пренебрегать. В общем случае k + 1 удар возможен как с той лопат-
кой, с которой был совершен k удар, так и с соседней, если послед-
няя расположена достаточно близко к первой. Расстояние h дро-
бинки от той радиально расположенной лопатки, с которой дробинка
имела k удар (см. фиг. 186), будет
h = v'n ^AicosA? — v'r - pAsinl", (204)
где Ы — время, прошедшее после удара;
Дер — угол поворота ротора за это время;
а и и,. h—нормальная к лопатке и радиальная составляющие
абсолютной скорости после удара;
рА — радиус, па котором произошел k удар.
Или иначе
л?=А cos + й)sin At?i (205)
где — внутренний радиус ротора.
Соответствующий радиус р лопатки в рассматриваемый момент
(см. фиг. 186) определится так:
р= рАcos До 4" ^.r^sin Доcos Д'5» (206)
или иначе
— 4т- cos До 4- v' sin До 4- и k cos До. (207)
Угол поворота ротора ДоА между двумя последовательными
ударами k и k 4- 1 можно найти из условия, что
229
Тогда из уравнения (205) следует
~ cos Дф* + 4г) sin Asa = °- (208)
Это уравнение в общем виде не поддается решению, однако
в каждом конкретном случае можно подсчитать значение ДзА,
а следовательно, и суммарный угол tpftB поворота ротора к мо-
менту k 4-1 удара:
= <209'
где — угол поворота ротора к моменту k удара.
Соответствующий радиус, на котором будет находиться дробинка
в момент k-j-i удара, найдем из уравнения (207):
т£- =4т^ + - V cos <21°)
Rt \ Кц &R, ТЯ1 тя 1 <»/?в •* *«
Для решения уравнений (208) и (210) необходимо знать вели-
чины составляющих v'n k и v'r k абсолютной скорости дробинки
после предшествующего удара. Относительные величины этих
составляющих можно найти так:
vn. П vOKp. к . J, (vonp. k~vn.k) .. . <>окр. к Vn_k _
<*Rt ~~ <*Re ‘ * mRe —(J+a> шрв Л инв
-^-^7^(4-.-^-.) (211)
и
где v0Kp к — окружная скорость ротора на радиусе рА, на которой
произошел k удар;
К — коэффициент удара;
v„ к — нормальная (к лопатке) составляющая скорости дро-
бинки, которую она имела к моменту k удара;
а'*-! — угол, под которым дробинка отскакивает от лопатки
после k — 1 удара.
Абсолютная скорость дробинки после предшествующего
k — 1 удара и уголотскоса а'Л-1 могут быть найдены по формулам
VA-l==yr (Ул. *-l)2+ (C'r. A—г)2» (213)
а;_, = arctg *- • (214)
vr. к-l
230
Имея решение в общем виде, можно при вполне определенных
начальных условиях и известном значении коэффициента удара
построить траекторию движения дроби в роторе дробемета, не имею-
щего нагнетателя.
Рассмотрим конкретный случай движения дроби, которая попа-
дает на лопатку, не имея абсолютной скорости в начальный момент.
При этом примем значение коэффициента удара = и К = 0.
Первый случай характерен для стали, второй соответствует абсо-
лютно неупругому удару дробинок, при котором движение дроби
будет происходить плавно, без отскока от лопаток. Этот случай
рассмотрен подробно ранее.
Согласно начальным условиям, к моменту первого удара дро-
бинки о лопатку
h __ 1. V°KP1 __ I . V1 _ ”л! = = п
Ra ’ vRg ’ <aRa a>Rt vRe
Тогда после первого удара, согласно уравнениям (211) и (212),
(213) и (214),
VOKpl „ Voxpl — vnl . . „
vR' - = i+K’
_ Vrl _Q.
<->Re <>>Re ’
a! = arctg-^r- = 90°.
Для = |
__________________________^1 1 | 5 1 EC
<»Ra ~' *Ra ~ 1 + 9 l,S6-
Угол A<pj поворота ротора между первым и вторым ударами
дробинки о лопатку найдем из уравнения (208), которое примет
вид
или, подставляя значение v'nl; v'rl и р,, получим
(1 4-K)A<p1 = tgA<?i.
Это уравнение удовлетворяется для К = у при Д? = 1 рад. =
_=57°18'.
231
В момент второго удара дробинка будет находиться на радиусе
pL = |-p‘ + ~5Т-А®1)сО8Д"1 4-ЕГ" Д?1 Sin Д?, ==
Re \R» “Re ) “Re 1 *
= ^совДн + ^-Д?х«пД?1.
После подстановки, получим == 1,85.
При этом ротор к моменту второго удара повернется на угол
?,= '?! 4" Д<Р1 = 0 + 57°18'.
Таким же образом производятся вычисления и для последующих
ударов.
Результаты расчетов сведены в табл. 38.
Таблица 38
ЛЬ улара по порядку Радиус, на кото- ром произошел удар р//?^ Угол поворота ротора Скорость дроби после удара
к моменту первого удара между двумя поел едовательными ударами А?
1 1 0 57°18' 1,56
2 1,85 57°18' 20°12' 2,75
3 2.46 77°30' 9°23' 3.50 ,
4 2,84 £6°53' 4С47' 3,94
5 306 91°40' 2°52' 4,20
На фиг. 187 изображены траектории движения дробинки в роторе
дробемета, не имеющего нагнетателя для двух значений коэффициента
г удара: К = 0 (кривая /) и К = (кривая 2).
/ХЛЧ. Из табл. 38 видно, что с каждым последую-
щих щим ударом приращения радиуса и угла пово-
рота ротора падают. Поэтому можно предполо-
\\ жить, что по достижении некоторого вполне опре-
\1 деленного радиуса дробинка будет двигаться по
I лопатке плавно, без скачков. Найдем этот пре-
{ г—дельный радиус ря приближенно. Если предста-
[ -к Ьлрутул вить в виде ряда, состоящего из начального
V V радиуса и суммы разностей последующих, то этот
-------' ряд будет иметь вид
Фиг. 187. н2- = 1 0,85 4- 0,61 4- 0,38 4- 0,22 4- . . .
Кв
Каждый последующий член этого ряда отличается от предыду-
щего все в большей степени. Поэтому отсутствующую часть ряда
232
можно заменить геометрической прогрессией со знаменателем q>
определяемым двумя последними членами, а именно:
Сумма 5 отсутствующей части ряда с ошибкой в большую сторону
будет
•S==r^58‘-0’22^0'30-
Принимая из табл. 38 значение радиуса, па котором произошел
пятый удар, получим
4г = 3,06 + 0,30 3,36.
Проведенный подсчет показывает, что дробинка, попадая на ло-
патку ротора с ударом, совершает при своем движении «бесконечно»
большое количество скачков. В то же время скачкообразное движе-
ние дробинки совершается лишь в пределах ограниченного проме-
жутка времени. По достижении определенного радиуса дробь пере-
ходит к плавному движению по лопаткам. Из анализа также следует,
что дробинки, совершающие скачкообразное движение по лопатке,
быстрее достигают наружного радиуса ротора, чем дробинки сколь-
зящие. Это в основном отражается лишь на угле поворота ротора,
соответствующем времени движения дробинки но лопатке и мало
сказывается на скорости дроби в момент вылета. Последнее объяс-
няется тем, что различие в характере движения дробинок суще-
ственно проявляется лишь на малых радиусах.
4. ДВИЖЕНИЕ ДРОБИ В РОТОРЕ ДРОБЕМЕТА С НАКЛОННО
РАСПОЛОЖЕННЫМИ ЛОПАТКАМИ
В более общем случае — при движении дроби Ь роторе с пло-
скими лопатками, расположенными наклонно по отношению к радиусу
(фиг. 188) — проекции X и У реакции лопатки на дробь на оси X
и У будут
X = — N sin ад — fN cos ae;
у = /V cos afl — fN sin
(215)
Дифференциальное уравнение движения (136) принимает вид
tn = — N (sin <х4 4- / cos ae) + тч^х -J- 2отш ~;
m^=A/(cosae-/sina4)-|-Wy —2то>^-,
где ав — угол наклона лопатки на внутреннем радиусе.
233
При плавном (без скачков) движении дроби по лопаткам
(217)
у = (х —/?,)tga4.
Тогда уравнения (216) можно преобразовать так:
т= — N (sin a4 Н- /cos я4) + тшгх + 2тшtga4;
m § tg “в = W (cos <xs —/sin a,) +
1
(218)
откуда
sin a4 (sin a, + f cos %);
m
(219)
N =---------tga4 + 2v> # - <*>2(x - R.) tga.l . (220)
Решение уравнения (219) имеет вид
х = е~ш" (С, ch /Гр5®/ + С2 sh /Г+7М +
+-./?„ sin a4 (sin otj-f-f cos ая). (221)
Тогда
£=~ (cx ch /ПТш/+c8sh /г+7«>/) +
+ □> /Г+7е'/ш/ (C, sh /Т+7Ы + C2ch /Гры) =
- [(Сг /Пр - С,/! ch ут+7<о/ +
+ (с, /Т+7~ С^) sh /Т+М. (222)
где Сх и С2 — постоянные интегрирования.
234
Если, как и раньше, за начальные условия принять отсутствие
радиальной скорости дробинки при попадании ее на лопатку,
т. е. x — Rt и ^- — 0, при t — О, то
= — sinaa(sina,-|-/cosae)]
С f f
С2 = . 11 — R. — ' [ 1 — sin a. (sin хл 4- f cos a. )1.
2 yi _[_/2 e уi + ft ' *' e 1 ' • 1
Подставив значения C2 и C2 в уравнения (221) и (222) и заме
нив v>t через угол поворота ср, получим
х = Rt U - sin a, (sinae -f- f cos a,)] е-Л> (ch /1 +/*? +
+ VT^fi sh Vl + + ₽,sin a, (sin % + f cos a,); (223)
= i/TZTTi' 11 - sin % <sin ae + / cos ®*)1 е"Л sh V 1 + (224)
Если пренебречь трением, то уравнения (223) и (224) примут
вид
х = ₽e(cos’aech ср 4-sin2 %); (225)
= Ra “> cos2 <?„ sh <p. (226)
Обозначая через а угол между текущим радиусом и лопаткой
(см. фиг. 189), получим соотношение между р и х в виде
(х— Rt) = (pcosa— cos ae) cos ae, (227)
откуда
x = p cos a cos a4 + Rt s*n*
Подставляя x в уравнение (225), получим выражение для теку-
щего радиуса в виде
«“S-^7-ch»- <228>
Тогда соответствующий угол поворота ротора будет
? = arch^-.^-. (229)
ГЛ g 1>U3 Ug
Угол поворота ротора за все время движения дробинки по
лопатке
?m.x = arch^-.-^, (230)
/\g
где ан и ад — соответственно углы наклона лопатки на наружном
и внутреннем радиусах ротора.
235
Вводя вспомогательный радиус Ro (см. фиг. 188) уравнение (230)
можно преобразовать так:
1/
= arCh . (231)
VRl-R*
Из уравнения (231) следует, что время нахождения дробинки
в пределах ротора минимально при радиальном расположении лопа-
ток Ro=O. При лопатках, наклоненных как вперед, так и назад
угол поворота ротора, а следовательно, и соответствующее время
движения дроби по лопаткам, будет возрастать.
Используя выражение (229) для <?, можно определить относитель-
ную и абсолютную скорость дроби.
Согласно уравнению (226), имеем
rfx п ъ , / - Р cos а \
vr = — =/?_(п cos2 аяsh arch-^-«---) =
х dt 8 8 \ Rg cos яв J
= «> cos а„ р2 cos2 а—R2e cos2аа; (232)
vy ~ ~ tg ав — ш sin а9 0р2 cos2 а - Rl cos2 ав. (233)
Тогда относительная скорость движения дроби по лопатке будет
vo>r.H — v* + Vy = u> j/"р2 cos2 а — ₽e cos2 ав. (234)
Поскольку
psina = /?,sinae,
то
^0»11 — шУГрг—(ргs*n2« + #•cos2ав) =а> yfр2 — R,. (235)
Из уравнения (235). следует, что относительная скорость дроби
не зависит от угла наклона лопаток.
Абсолютная скорость дроби равна геометрической сумме отно-
сительной скорости и переносной, т. е.
v = ./ о2 -4- о2 -|- 2иоcos (90 — а) —
— ш2р2 4- ш2р2 — р2 — /?2sin а , (236)
или
V ~ <0 2р2 - R* 4- 2/?0 УР2 ~ Rl (237)
Максимальное значение абсолютной скорости дроби в момент
вылета будет
=‘«jA 2₽;-^4 ^R./Ri-Rl (238)
Из этого выражения следует, что абсолютная скорость дроби
возрастает с увеличением радиуса 7?0, т. е. с увеличением угла на-
клона лопаток.
Повышение скорости отражается на давлении, которое оказывает
дробинка на лопатку.
Подставив в выражение (220) значение х из уравнения (225)
и значение его производных, получим
N = /П(о8/?4 (2 cos а4 sh + sin ав —•
= m^Re [2 cos a,sh (arch + sin а,] =
= ™г(2 /р«+>2в-|_Дв). (239)
Выражение (239) получено без учета трения дроби о лопатки.
Как видно из этого выражения, давление на лопатку, так же как
и скорость возрастает с ростом 7?0, т. е. с увеличением угла наклона
лопатки.
Можно показать, что наклон лопаток как вперед, так и назад
не дает заметных преимуществ в отношении их износа, если считать,
что скорость дроби постоянна, а износ пропорционален давлению,
которое оказывает дробь на лопатку.
Действительно, беря отношение
N = +
v |Л>Рг- /?] + 2/?о]Лр^2
п
и пренебрегая квадратомотношения—, что вполне допустимо для
больших радиусов, на которых и наблюдается повышенный износ,
получим
—ж тш = /пш I/ 2 4-»У 2/пш, (241)
v У2Р(р + Лв) ? 9
т. е. давление дробинок на лопатки пропорционально абсолютной
скорости дроби, а их отношение практически не зависит от угла на-
клона лопаток.
5. ИЗНОС ЛОПАТОК РОТОРА
Лопатки ротора являются наименее стойкими деталями дробе-
мета механического принципа действия. Срок их службы исчисляется
несколькими десятками часов. Потребность в периодической смене
лопаток осложняет эксплуатацию этих дробеметов. Износ лопаток
по длине неоднороден, — обычно интенсивность износа возрастает
к периферии ротора. Однако при работе с качественной (не засорен-
ной осколками) дробью первые признаки износа рабочей поверх-
ности лопаток можно наблюдать в их средней части, а не в конце.
237
Приведенный выше анализ движения дроби дает возможность объяс-
нить наблюдаемый характер износа лопаток, а также наметить пути
повышения их стойкости.
В настоящее время одной из рабочих гипотез, связывающих
износ с внешним воздейсвтием, является та, которая считает, что
интенсивость износа того или другого участка поверхности прямо
пропорциональна относительной работе силы трения на этом участке.
Применительно к рассматриваемому случаю это условие будет
= (242)
где U — интенсивность износа лопатки на том или другом ее участке
при движении одной дробинки;
dA — работа силы трения дробинки при движении ее на беско-
нечно малом участке dp;
Ki — коэффициент пропорциональности.
Элементарная работа силы трения за бесконечно малый проме-
жуток времени dt составит
dA = fN (ve — v0Kp 9p)dt, (243)
где f — коэффициент трения;
N — нормальная составляющая реакция, действующая на дро-
бинку со стороны лопатки;
tip — радиальная скорость центра тяжести дробинки;
— окружная скорость дробинки относительно центра тяжести;
(ир — volcp.dp) — скорость скольжения дробинки по лопатке.
Нормальная составляющая реакции, согласно уравнению (161),
W = 2/лв>рр,
где tn — масса дробинки;
— угловая скорость ротора, следовательно,
dA — 2ma>f(pt — v0KP' вр) tipdt (244)
Тогда, подставляя dA в уравнение (242) и заменяя vpdt через dp,
получим
U = (tip - v0Kp dp), (245)
где К2 — коэффициент пропорциональности.
Если коэффициент трения f > 0,169, то дробинка при своем
движении по лопатке вначале катится со скольжением, а затем при
достижении определенного радиуса переходит к чистому качению.
Износ лопаток возможен лишь в первой зоне, где качение сопрово-
ждается скольжением. Используя полученные ранее выражения
(199) и (184) для tip и voxp др уравнение (245) можно преобразовать
в следующее:
238
Типичная кривая интенсивности износа при f > 0,169 представ-
лена на фиг. 189.
Место максимума интенсивности износа лопатки можно найти
из выражения
здесь точнее следовало брать для ир выражения (176), соответствую-
щее рассматриваемой зоне. Однако ошибка, как видно из графиков
на фиг. 185, незначительна, откуда радиус, на котором износ ло-
патки максимален,
r' 007 Р (247)
Y 35/2-1 '
Фиг. 189. Интенсивность износа лопаток по
длине при коэффициенте трения f = 0,2.
Из фиг. 190, на которой уравнение
(247) представлено графически, сле-
дует, что чем выше коэффициент тре-
ния, тем на меньшем радиусе располо-
Фиг. 190. Зависимость между
радиусом, на котором износ
лопатки максимален, и ко-
эффициентом трения.
Примечание. Для коэф-
фициента трения / < 0,169 износ
лопатки достигает вам большей ве-
личины в конце рабочей поверхно-
сти, т. е. на наружном радиусе
ротора.
жен максимум интенсивности износа.
Значение максимума интенсивности износа на том или другом
радиусе можно получить следующим образом.
Из уравнения (247) имеем
(248)
Подставляя это выражение для f в уравнение (246) и учитывая,
что р -- рц, получаем зависимость величины максимума интенсив-
ности износа от радиуса:
(249)
Й-+1
239
Эта зависимость графически дана на фиг. 191. Из графика сле-
дует, что величина максимальной интенсивности износа меньше в том
случае, когда максимум расположен на малых радиусах, что соот-
ветствует большим значениям коэффициента трения
Проведенный анализ относится к случаю, когда коэффициент
трения / > 0,169.
При малых значениях коэффициента трения (/< 0,169) дробинки
скользят по всей рабочей поверхности лопаток, что качественно
меняет .картину износа последних. Интенсивность износа растет
с увеличением радиуса. Выражение для интенсивности износа для
этого случая можно получить, если в уравнение (245) подставить
значение vp и иохр- др из уравнений (176) и (184). Тогда
U = у 1 - 5/ (1)].
(250)
На больших радиусах
жение для интенсивности
при малых коэффициентах трения выра-
износа примет вид
(251)
Фиг. 191. Величина максимума интен-
сивности износа в зависимости от
его расположения по длине лопатки.
фиг. 192. Интенсивность износа
лопаток по длине при коэффи-
циенте трения f = 0,1.
Следовательно, интенсивность износа прямо пропорциональна
радиусу, па котором находится рассматриваемая точка лопатки.
Из уравнения (251) можно найти наиболее неблагоприятный
в смысле износа коэффициент трения. С этой целью возьмем первую
производную от U по f и приравняем ее нулю.
Тогда
ди _(1-5/)(1+/)-5/(1+/)-/(1-5/) _п
о/ - П+7)* ’
откуда /жО,1.
Этот коэффициент трения является наименее благоприятным,
при условии, что максимальная интенсивность износа лопатки наблю-
дается в конце ее рабочей поверхности. На фиг. 192 дана кривая
240
интенсивности износа по длине лопатки для коэффициента трения
/-0,1.
Выше рассматривался износ лопатки, приходящийся на одну
дробинку. Естественно предположить, что износ U лопатки в той
или другой ее точке будет прямо пропорционален количеству дро-
бинок, прошедших по лопатке.
Тогда при коэффициенте трения f > 0,169, используя уравнение
(246), получим
1 -5/Q-- 1) j
(252)
где Q — производительность дробемета по дроби в кг1мин.
I — время в мин.;
П — количество лопаток;
К — коэффициент пропорциональности.
При коэффициенте трения f < 0,169, на основании уравнений
(250) и (251), имеем
" = V1
(253)
Проведенный анализ износа лопаток дробыо позволяет сделать
следующие заключения:
1. Износ, лопаток в любой точке их рабочей поверхности прямо
пропорционален производительности дробемета по дроби, времени
работы установки, квадрату угловой скорости вращения ротора
и обратно пропорционален числу лопаток.
2. Характер распределения износа по длине лопаток для двух
случаев, — когда коэффициент трения меньше 0,17 и когда он больше
0,17, — качественно различен.
Если в первом случае лопатки наиболее интенсивно изнашиваются
в конце рабочей поверхности, то во втором максимальный износ
наблюдается в средней части их рабочей поверхности.
3. Наиболее неблагоприятным по величине является коэффициент
трения f ^0,1. Однако это справедливо лишь при условии, если
наружный радиус дробемета превышает его внутренний радиус более
чем в 2 раза.
4. Износ лопаток можно уменьшить, снижая или, наоборот, повы-
шая коэффициент трения. Наиболее эффективным является второй
путь, при условии, если коэффициент трения будет больше 0,17.
При этом можно ожидать, что увеличение длины лопаток не будет
сопровождаться повышением интенсивности их износа, так как мак
симум износа расположен не в конце рабочей поверхности лопака-
а в их средней части.
16 Савсрин 1222 *41
5. Повышение числа лопаток уменьшает их износ. Число лопаток
лимитируется в основном конструктивными соображениями, а также
пропускной способностью ротора подроби. Увеличение числа лопаток
сокращает сечение окон на внутреннем радиусе ротора.
6. Поскольку влияние размера внутреннего радиуса ротора на
скорость дроби и износ лопаток незначительно, можно рекомендовать
выбирать этот радиус при конструировании достаточно большим,
ограничивая его величину лишь условием стойкости передних кромок
лопаток.
7. Учитывая, что скорость дроби пропорциональна первой степени
угловой скорости ротора, а износ лопаток при достаточной их вели-
чине— второй, можно рекомендовать строить дробеметы с более
крупными роторами.
Увеличение диаметра ротора и соответствующее снижение числа
его оборотов позволяют не только увеличить срок службы лопаток,
но и сократить расход металла, потребного на их изготовление.
Однако это справедливо лишь тогда, когда максимальный износ
лопаток происходит в средней части их рабочей поверхности, что
соответствует коэффициенту трения f > 0,17. При коэффициенте
трения / < 0,17 максимальный износ лопаток получается в конце
их рабочей поверхности.
Экономия в материале лопаток с увеличением диаметра ротора
в этом случае наблюдаться не будет
Следовательно, для увеличения стойкости лопаток целесообразно
увеличение коэффициента трения, чего, возможно, удастся достиг-
нуть путем вулканизации рабочей поверхности лопаток.
6. ВЫВОДЫ
1. Конструкция ротора дробемета механического принципа дей-
ствия, а также значение коэффициента трения дроби о лопатки пре-
допределяет тот или иной характер ее движения, скорость вылета
и потребный угол установки регулирующей втулки.
2. Отсутствие нагнетателя обусловливает скачкообразное дви-
жение дроби по лопаткам. Однако последнее происходит в пределах
определенного радиуса ротора, который определяется его конструк-
цией и размерами.
3. Отсутствие нагнетателя практически не отражается на ско-
рости вылета дроби, которая при радиальном расположении лопаток
ротора примерно в 1,3—1,4 раза превышает его окружную
скорость.
4. При малых значениях коэффициента трения (/ < 0,17) дро-
бинки даже при идеально сферической форме катятся со скольжением
по всей длине лопаток вне зависимости от длины последних. Вслед-
ствие этого повышенный износ лопаток оказывается па их пери-
ферии.
5. При больших значениях коэффициента трения с определенного
радиуса ротора дробинки переходят к чистому качению, снижаю-
щему износ лопаток на соответствующем участке.
242
6. Угол установки регулирующей втулки определяется соотно-
шением наружного и внутреннего диаметров ротора и практически
не зависит от скорости его вращения.
7. Производительность дробемета по дроби практически не отра-
жается на скорости вылета дроби и угле установки регулирующей
втулки, однако оказывает влияние на величину сектора рассеива-
ния потока дроби, увеличивая его с повышением подачи дроби.
8. Собственный вес дробинок, а также их размер практически не
оказывают влияния на характер движения дроби. Это объясняется
высокими скоростями вращения ротора и относительно большими
его размерами.
9. Давление дроби на лопатки растет пропорционально квадрату
скорости вращения ротора, а также увеличивается по мере прибли-
жения дробинок к периферии ротора. Трение снижает давление
дробинок с лопатки, а также скорость вылета дроби.
10. Наклон лопаток «вперед» повышает скорость вылета дроби.
Однако наклон их в любую сторону практически не дает выигрыша
в снижении давления дроби на лопатки, которое изменяется пропор-
ционально изменению скорости.
11. Износ лопаток пропорционален производительности дробе-
мета по дроби, времени работы установки, квадрату угловой скорости
вращения ротора и обратно пропорционален числу его лопаток.
12. Наименее благоприятно в отношении износа лопаток значение
коэффициента трения 0,1. Это относится к случаю, когда наружный
диаметр ротора превышает его внутренний диаметр более чем в 2 раза.
Последнее, как правило, и имеет место в реальных дробеструйных
установках.
13. Снижения износа лопаток можно добиться, уменьшая или,
наоборот, увеличивая коэффициент трения. Второй путь более эф-
фективен при условии, если коэффициент трения будет более 0,17.
14. Учитывая, что скорость дроби пропорциональна первой сте-
пени угловой скорости ротора, а давление дроби на лопатки —
второй, следует рекомендовать строить дробеметы с крупными рото-
рами, в которых стойкость лопаток будет выше. Однако экономия
в металле будет наблюдаться лишь при условии, когда коэффициент
трения больше 0,17, т. е. тогда, когда максимальный их износ будет
наблюдаться в средней, а не периферийной части.
15. Поскольку влияние размера внутреннего радиуса ротора на
скорость вылета дроби и износ лопаток незначительно, следует
рекомендовать выбор этого радиуса при конструировании достаточно
большим, ограничивая его величину лишь условием стойкости перед-
них кромок лопаток.
ГЛАВА V
ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ ДРОБЕСТРУЙНОГО НАКЛЕПА,
ДРОБЬ, ЕЕ КОНТРОЛЬ И ТЕХНОЛОГИЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ
Внедрение в отечественную промышленность новых технологи-
ческих процессов и, в частности, дробеструйного наклепа требует
создания соответствующего оборудования. Накопленный в этом отно-
шении опыт позволяет уже сейчас оценить преимущества, недостатки,
а также возможности и объекты применения дробеструйного обору-
дования с точки зрения как принципов, заложенных в его основу,
так и конструктивного оформления отдельных узлов.
Для упрочнения деталей в настоящее время нашли применение
дробеструйные установки гравитационные, пневматические и меха-
нические.
Гравитационные дробеметы с естественным падением дроби,
несмотря на простоту их конструкции, не получили широкого распро-
странения ввиду малой мощности и низкой производительности.
Кинетическая энергия дроби в этих установках определяется
высотой ее естественного падения, ограниченной габаритами поме-
щения, в котором размещен дробемет. Можно ожидать, чго исполь-
зование этих установок окажется технически целесообразным лишь
при обработке прецизионных деталей, где не требуется наклеп боль-
шой глубины и в то же время недопустимо заметное искажение
микрогеометрии поверхности. В этом отношении весьма показателен
опыт 1-го Государственного подшипникового завода.
Пневматические дробеметы, в которых скорость сообщается
дроби струей сжатого воздуха, значительно более производительны
и удовлетворяют требованиям массового производства.
Широкое распространение этих установок объясняется простотой
конструкции, наличием на многих предприятиях централизованной
системы подачи сжатого воздуха, а также накопленным большим
опытом эксплуатации аналогичных установок для очистки деталей.
К преимуществам пневматических дробеметов следует отнести то,
что они дают концентрированный поток дроби и позволяют обраба-
тывать трудно доступные участки изделия. Недостатками их являются,
пониженная экономичность процесса и нестабильность режима
наклепа по сравнению с механическими дробеметами. Колебания
в давлении воздуха и размере дробинок, износ отдельных элементов
дробемета, особенно его сопла, отражаются на скорости дроби и
244
плотности, с которой дробь покрывает обрабатываемое изделие.
Сказанное приобретает особое значение в условиях массового про-
изводства, так как в настоящее время еще нет прямых методов
контроля качеств дробеструйного наклепа, позволяющих выявить
возможную неоднородность в упрочнении деталей.
Механические дробеметы, в которых дробь разрабатывается
лопатками быстроврашающегося ротора, являются наиболее произ-
водительными, экономичными и надежными в работе. Их можно
устанавливать и на предприятиях, где нет централизованной подачи
сжатого воздуха. Механические дробеметы дают широкий и однород-
ный по плотности поток дроби, позволяющий эффективно обрабаты-
вать крупногабаритные детали.
В отличие от дробеметов, предназначенных для очистки деталей,
пневматические и механические дробеметы, осуществляющие наклеп
деталей с целью упрочнения, нуждаются в специальных сепараторах
для очистки дроби от ее осколков.
। Ниже дается краткое описание ряда дробеструйных установок,
ф также приспособлений к ним, нашедших применение в практике
отечественных научно-исследовательских институтов и заводов. Здесь
же освещается технология изготовления и контроль качества дроби,
применяемой с целью наклепа деталей.
1. ГРАВИТАЦИОННЫЕ ДРОБЕСТРУЙНЫЕ УСТАНОВКИ
Дробеструйные установки гравитационного принципа действия
могут быть использованы для наклспа прецизионных деталей, где
не требуется большой глубины наклепа и в то же время предъяв-
ляются повышенные требования в отношении чистоты поверх-
ности.
На фиг. 193 представлена экспериментальная гравитационная
установка 1 с ручной подачей дроби. Дробь периодически засыпается
в бункер /, устанавливаемый на различную высоту в пределах 4 м.
Из бункера по вертикальному водопроводу 2, дробь, падая, свободно
направляется на обрабатываемое изделие. Наклепываемая деталь
укрепляется на оправке 5, вращающейся от электродвигателя 4.
Расход дроби в этой установке 2,5 кг!мин\ скорость вращения справки
70 об/мин. В следующих моделях гравитационной установки процесс
подачи дроби механизирован.
На фиг. 194 представлена принципиальная схема этой гравита-
ционной установки 159]. Установка предназначена для наклепа
прецизионных деталей, в том числе внутренних и наружных колец
подшипников качения с диаметром по валу до 80 мм.
Дробь в этой установке подается ковшевым элеватором 1 в бун-
кер 2. Из бункера дробь, пройдя регулирующую заслонку 3, падает
и, ударяясь о поверхность обрабатываемых деталей, наклепывает их.
Обрабатываемые детали устанавливаются в рабочей камере в
специальных приспособлениях.
1 Конструкции ЭЫИИПП.
245
Фиг. 193. Эксперимен-
тальная гравитационная
дробеструйная установка
конструкции ЭНИИПП.
Фиг. 195. Рабочая камера
гравитационной дробе-
струйной установки кон-
струкции ЭНИИПП.
Фиг. 194. Принципиальная схе-
ма гравитационной дробеструй-
ной установки конструкции
ЭНИИПП с механической по-
дачей дроби [59].
Фиг. 196. Приспособление для
наклепа рабочих поверхностей
внешних колец подшипников ка-
чения.
246
Шпиндель 4 приспособления и ведущий вал элеватора приво-
дятся от электродвигателя 5. Производительность установки по
дроби составляет 6 кг!мин при емкости бункера 15—20 кг. Макси-
мальная высота свободного падения дроби равна 2,5 м, что соот-
ветствует максимальной скорости ее падения 7 м!сек. На фиг. 195
дана фотография рабочей камеры этой установки, а на фиг. 196 —
приспособление для наклепа рабочей поверхности внешних колец
подшипников качения. Внутренние кольца больших подшипников,
диаметр которых по валу превышает 20 мм, в отличие от мелких
могут наклепываться дробью, будучи свободно нанизанными на вра-
щающуюся оправку. Для наклепа колец упорных подшипников или
плоских деталей используется вращающийся круглый стол, уста-
навливаемый в рабочую камеру дробемета. В качестве дроби в этой
установке используются стальные подшипниковые шарики диамет-
ром до 2 мм.
Основной недостаток гравитационных установок — их низкая
производительность. Так, например, экспозиция, потребная для
наклепа кольца подшипника качения, в такой установке достигает
1 часа.
2. ПНЕВМАТИЧЕСКИЕ. ДРОБЕСТРУЙНЫЕ УСТАНОВКИ
а) Универсальная дробеструйная установка
Одной из первых отечественных установок пневматического
принципа действия, предназначенных для
деталей, является опытная универсаль-
ная установка, показанная на фиг. 197
1471.
Установка была спроектирована так,
что дробь можно было разбрасывать
не только пневматическим способом, но
и механическим. Однако практическое ее
использование ограничилось лишь первым
вариантом.
Дробь, засыпаемая в бункер /, рас-
положенный над рабочей камерой 2, по-
дается в сопло форсунки. В средней ча-
сти сопла подводится сжатый воздух
давлением около 5 атм. Струя воздуха
увлекает дробь и сообщает ей надлежа-
щую скорость, достигающую 50—70 м/сек.
После удара о наклепываемую деталь
дробь посредством непрерывно работаю-
щего элеватора 3 подается в бункер Л
Обрабатываемая деталь укрепляется в
дробеструйного наклепа
Фиг. 197. Дробеструй-
ная установка кон-
струкции НИАТ пнев-
матического принципа
действия [47J.
специальном шпинделе на расстоянии
270 мм от форсунки. Продольное пере-
мещение и вращение детали осущест-
вляются вручную.
Форсунке сообщается поперечное качение в пределах ±7°.
Сопло ее имеет рабочий диаметр 9 мм, отверстие штуцера, подво-
дящего воздух, —5 мм (фиг. 198).
Фиг. 198. Форсунка пневматической дробеструйной установки
конструкции НИАТ [47].
6) Дробеструйная установка конструкции ЦНИИ МПС
Пневматическая дробеструйная установка, аналогичная описан-
ной выше, несколько позже была построена Центральным научно-
Фиг 199. Дробеструйная установка
конструкции ЦНИИ МСП.
иссл едовател ьским и нститутом
железнодорожного транспорта.
Несмотря на то, что данная
установка (фиг. 199) позволяла
осуществить как пневматический,
так и механический принцип раз-
броса дроби, практически приме-
нялся лишь первый способ. Обра-
батываемая деталь помещается в
рабочую камеру / этой установки.
Вращение осуществляется от спе-
циального электродвигателя, свя-
занного с оправкой через червяч-
ный редуктор и цепную передачу.
Осевое перемещение оправки про-
изводится вручную. Дробь после
наклепа из рабочей камеры 1 по-
ступает в сепаратор 2, откуда под-
нимается вверх ковшовым элева-
тором 3 в приемный бункер 4. Под
бункером размещается пневматиче-
ское или механическое устройство,
предназначенное для сообщения
дроби надлежащей скорости. Ка-
мера дробемета размером 600 X
X 600 X 680 мм внутри облицована
резиной. Рабочее давление воздуха в системе 5—6 атм. что обеспе-
чивает пропускную способность форсунки около 10 кг дроби в ми-
248
нуту. Для механического разброса дроби предполагалось исполь-
зовать ротор диаметром 350 мм, устанавливаемый вместо пневмати-
ческого устройства.
3. МЕХАНИЧЕСКИЕ ДРОБЕСТРУЙНЫЕ УСТАНОВКИ
Дробеструйные установки механического принципа действия
имеют ряд преимуществ по сравнению с установками пневматиче-
ского и гравитационного принципа действия. Они более произво-
дительны, экономичны и позволяют осуществлять равномерный
наклеп относительно больших участков поверхности обрабатывае-
мого изделия. В настоящее время технология наклепа многих дета-
лей (рессор, спиральных пружин и т. п.) разработана настолько полно,
что позволяет проектировать и строить специализированные дробе-
струйные установки. Однако расширяющаяся номенклатура изделий,
в отношении которых ни технология наклепа, ни эффективность упроч-
нения еще полностью не выявлены, заставляет обращаться к более
универсальным установкам. Последние хотя и уступают специали-
зированным установкам по производительности, но допускают варьи-
рование режима наклепа в более широком диапазоне. Эти установки
должны быть рассчитаны па использование различных приспособ-
лений, обеспечивающих движение деталей в момент наклепа. Ниже
дается описание экспериментальной установки и универсальной серий-
ной дробеструйной установки ДУ-1 конструкции ЦНИИТМАШ,
а также приводится описание нескольких специализированных уста-
новок механического принципа действия, которые используются на
отечественных заводах
а) Экспериментальная дробеструйная установка
конструкции ЦНИИТМАШ
Экспериментальный дробемст механического принципа действия
был создан в ЦНИИТМАШ в 1946 г. Фотография этого дробемета
дана на фиг. 200, разрез по его валу — на фиг. 201.
Остутствие элеватора, обеспечивающего механическую подачу
дроби и механизма для ее очистки от осколков (сепаратора) значи-
тельно осложняло и повышало трудоемкость обслуживания данной
установки. Наклепываемые детали размещались в деревянной обли-
цованной резиной рабочей камере. Вращение и перемещение деталей
осуществлялось вручную. Ротор Дробемета (диаметром 350 мм) был
расположен над рабочей камерой. Привод к нему осуществлялся
от электродвигателя мощностью 4,1 кет посредством клиноременной
передачи.
Сменные шкивы обеспечивали скорость вращения ротора 2100
и 3500 об/мин. Производительность дробемета по дроби составляла
10—12 кг!мин. Несмотря на целый ряд недостатков, объясняющихся
отсутствием в период создания установки должного опыта, эта
установка все же позволила провести экспериментальную работу,
основные результаты которой освещены выше. Эга установка яви-
лась прототипом более совершенной, универсальной дробеструйной
установки ДУ-1, описываемой ниже.
249
Фиг. 200. Экспериментальная дро-
беструйная установка конструкции
ЦНИИТМАШ.
*32
Фиг. 201. Ротор экспериментальной дробеструйной установки конструк-
ции ЦНИИТМАШ.
250
6) Универсальная серийная дробеструйная установка ДУ-1
конструкции ЦНИИТМАШ
Универсальная серийная установка ДУ-1 (фиг. 202) механиче-
ского принципа действия значительно отличается от известных
ранее отечественных и иностранных образцов. Установка спроек-
тирована под руководством автора студентами Московского автоме-
ханического института, ныне инженерами Н. В. Скрабелинским
и В. И. Плавским. В 1950 г. ЦНИИТМАШ приступил к выпуску
этих установок и в настоящее
время выпускает их серийно.
Установка выполнена в виде
самостоятельного агрегата, обес-
печивающего непрерывную по-
дачу дроби, ее очистку от пыли
и осколков, а также механический
разброс с должной скоростью элек-
Фиг. 202. Универсальная дробе-
струйная установка ДУ-1 кон-
струкции ЦНИИТМАШ.
16 13 14
Фиг. 203. Принципиальная схема
дробеструйной установки ДУ-1 кон-
струкции ЦНИИТМАШ.
тродвигателей, возможность монтажа без фундамента и отсут-
ствие пыли при эксплуатации позволяют использовать эту уста-
новку как в заводских, так и в лабораторных условиях. На базе
универсальной установки ДУ-1 можно создать специализированные
дробеструйные установки для наклепа разнообразных деталей,
включая автоматическую подачу последних в рабочую камеру.
Техническая характеристика дробеструйной установки ДУ-1
приведена ниже, а принципиальная схема показана на фиг. 203.
Особенностью установки является то, что ось ее ротора распо-
ложена вертикально. Благодаря этому отпадает необходимость в неко-
торых, быстро изнашивающихся и трудоемких в изготовлении дета-
лей (нагнетатель, регулирующая втулка). Производительность же
ротора по сравнению с установками, имеющими аналогичный ротор.
251
Техническая характеристика дробеструйной установки ДУ-1
Размеры загрузочной камеры дробемета в мм:
длина........................................... 1000
ширина........................................... 300
высота........................................... 300
Максимальная скорость дроби в м/сек.................. 70
Максимальная производительность ротора в кг/мин . . 130
Диаметр ротора в мм................................... 300
Число оборотов ротора в минуту................... 600; 720; 900
1080; 1900
2300; 2880;
3500
Производите л ьность элеватора в кг/мин............... 250
Скорость ленты элеватора в м/сек........................ 1
Диаметр барабана элеватора в мм....................... 250
Объем ковша в см*.............................. 75
Максимальная производительность сепаратора в кг/мин 80
Мощность электродвигателей в кет для привода:
ротора........................................... 7,8
элеватора.................................... 0,62
вентилятора ..................................... 5,4
число об/мин валов двигателей................... 1440
Габириты установки в мм:
длина.......................................... 2140
ширина.......................................... 16<Ю
высота.......................................... 2500
Вес в кг............................................. 1400
но с горизонтально расположенной осью, увеличивается. Очистка
дроби от осколков в данной установке осуществляется пневмати-
чески и независимо от потока дроби, поступающей в ротор. Последнее
позволяет производить очистку более качественно, что имеет особое
значение при экспериментальных работах.
При заправке дробемета дробь засыпается в загрузочный бункер 1
(фиг. 203). С помощью ковшового элеватора 2 она поднимается вверх
и заполняет бункер 3 питателя ротора. Избыток дроби поступает
в бункер 4 сепаратора, объем которого достаточен для размещения
всей дроби, загружаемой в установку. Из бункера питателя при
открытом дросселе 5 дробь поступает по вертикальному трубопро-
воду 6 в центр быстровращающегося ротора 7, укрепленного на вер-
тикальном валу и приводимого в движение электродвигателем 8.
Лопатками ротора дробь выбрасывается в горизонтальной плоскости
на обрабатываемое изделие 9, помещенное в рабочей камере 10 дро-
бемета. Определенное направление выбрасывания дроби обеспечи-
вается расположением выходного отверстия сбоку в нижней части
вертикального трубопровода 6; последний имеет возможность пово-
рачиваться и фиксироваться в любом положении.
После наклепа деталей дробь скатывается по наклонному дну
рабочей камеры и попадает вновь на элеватор, совершая замкнутый
цикл.
Установка снабжена вытяжным вентилятором для отсоса загряз-
ненного воздуха из рабочей камеры и для очистки дроби от осколков.
Вентилятор укреплен на боковой стенке сепаратора и связан с ним
252
приемным патрубком 11. В рабочую камеру воздух поступает через
отверстия 12, расположенные над ротором, а в сепаратор — через
окна 13 и 14.
При открытом дросселе 15 дробь широкой струей высыпается
из бункера сепаратора и встречает на своем пути поперечный поток
отсасываемого из рабочей камеры воздуха. Этот воздушный поток
Фиг. 204. Общий вид дробе-
струйной установки ДУ-1 кон-
струкции ЦНИИТМАШ
направляется на дробь специальным диффузором, вставленным
в окно 14. Осколки дроби увлекаются воздушным потоком и попа-
дают в предназначенный для них бункер 16. Полноценная дробь
падает вниз, где смешивается с дробью, поступающей из рабочей
камеры дробемета на элеватор.
Таким образом, сепарирование дроби осуществляется параллель-
ным потоком, что позволяет производить очистку дроби как при
работающем, так и при неподвижном роторе дробемета.
Чертеж общего вида дробеструйной установки ДУ-1 представ-
лен на фиг. 204. Установка имеет следующие сборочные единицы:
253
1 — рабочую камеру с общей рамой и электродвигателем привода ро-
тора; 2 — элеватор; 3 — привод элеватора; 4 — сепаратор и 5 —
электровентилятор. Рабочая камера сварена на 10 мм листовой
стали. Объем ее между двумя боковыми крышками 6 используется
для размещения обрабатываемых изделий. При специализации уста-
новки боковые крышки 6 заменяются соответствующими приспособ-
лениями для автоматической подачи деталей. Пояс внутри рабочей
камеры, подвергающийся непосредственному удару дроби, выбра-
Фнг. 205. Ротор дробеструйной
установки ДУ-1.
сываемой ротором, защищен смен-
ными металлическими плитами 7
и листовой резиной. К опорным тру-
бам рабочей камеры крепится ка-
чающаяся плита 8 электродвигателя
9 привода ротора.
Неразъемный сварной ротор дро-
бемета (фиг. 205) состоит из двух
дисков 1 и 2, соединенных паль-
цами 3 и закрепленных на ступице 4.
Диски имеют радиальные пазы, пред-
назначенные для установки восьми
лопаток 5.
Лопатки изготовляются литыми
из рекомендованной Московским
автомобильным заводом имени
Сталина [1721 стали ЭИ366, име-
ющей следующий химический состав:
1,30—1,45% С; 0,3—0,5% Мп;
1,00—1,25% Si; до 0,08% Со; до
0,20% Ni; 0,2—0,4% Ti; до 0,025% S;
до 0,030% Р. Лопатки подвергаются
закалке с 840—860° в воде. После
отпуска при 150° с выдержкой 4 часа
твердость лопаток достигает 7?с^70;
последующей механической обра-
ботки они не требуют.
Лопатки крепятся в роторе диском 6, который заходит в имею-
щиеся в них пазы 7. Весь ротор укреплен на коническом конце
вертикального вала 5, на противоположном конце которого монти-
руется сменный шкив привода. Вал вращается в подшипниках 9. Весь
комплект собран в трубе 10, что облегчает монтаж и технологию из-
готовления данного узла. Собранный узел ротора крепится к корпусу
дробемета болтами 11, а в нижней части — клеммовым соединением.
Ротор приводится в движение электродвигателем А-52/4 мощ-
ностью 7 кет при 1440 об/мин. Электродвигатель укреплен на качаю-
щейся плите, что позволяет легко изменять межцентровое расстояние
при варьировании скорости вращения ротора. Последнее достигается
двумя сменнымй двухступенчатыми шкивами, каждый из которых
можно устанавливать как на вал электродвигателя, так и на вал
ротора; для этого валы выполнены одинакового диаметра. Таким
254
путем обеспечивается восемь различных скоростей вращения ротора
в пределах от 600 до 3500 об/мин.
Питатель, подающий и ограничивающий поступление дроби
в ротор дробеструйной установки, представлен на фиг. 206. Бун-
кер 1 питателя всегда наполнен дробью, так как лишь избыток ее
поступаете сепаратор. Управление затвором питателя осуществляется
с помощью электромагнита 2, связанного штоком 3 с конусом 4~
Из питателя дробь поступает к ротору дробемета по вертикальному
трубопроводу 5, имеющему в нижней части боковое окно. Положе-
ние этого окна трубопровода определяет направление потока дроби,
выбрасываемого ротором. Фиксация трубопровода в том или другом
его положении достигается клеммой 6.
Элеватор представлен на фиг. 207. Привод его осуществляется
от индивидуального электродвигателя A-3I/4 мощностью 0,6 кет
при 1440 об/мин, связанного с верхним ведущим барабаном 1 через
червячный редуктор с передаточным числом 19.
255
Натяжение прорезиненной ленты 2, на которой укреплены
ковши 3, производится перемещением нижнего барабана 4.
Элеватор заключен в металлический кожух, имеющий бункер 5
для первичной загрузки дроби и люк 6 для полного удаления дроби
из установки. Во время работы дробь поступает в элеватор через
окно 7 и выбрасывается ковшами в окно 8.
Фиг. 207. Элеватор дробеструйной установки ДУ-1.
Сепаратор изображен на фиг. 208. Корпус его выполнен сварным.
Верхняя часть сепаратора представляет собой бункер 1, где поме-
щается дробь. В нижней части бункера расположен дроссель 2,
определяющий производительность сепаратора. Дроссель управляется
рукояткой 3, которая автоматически нажимом на кнопку 4
пускателя включает элеватор и вентилятор еще до открытия дросселя.
При запуске установки рукоятка 3 поворачивается против хода
часовой стрелки до упора, положение которого фиксируется заранее
в зависимости от желаемой производительности сепаратора. Дробь
поступает из элеватора в бункер сепаратора через окно 5. При этом
256
Фиг. 208. Сепаратор дробеструйной установки ДУ-1.
17 Саверин 1222
257
Фиг. 209. Схема электрооборудования
дробеструйной установки ДУ-1:
/ — электродвигатель привода ротора; 2 — электро-
двигатель привода вентилятора; 3 — электродви-
гатель привода элеватора; 4 — электромагнитный
пускатель двигателя 7; 5 — электромагнитный пу-
скатель двигателей 2 и 3: б — кнопочная станция
сначала заполняется бункер питателя ротора, вставленный в окно 6
(изображен на чертеже пунктиром). Избыток дроби поступает в бун-
кер сепаратора. На боковой стенке сепаратора имеется отверстие 7,
через которое рабочая полость сепаратора сообщается с вентиля-
тором.
В пижней части сепаратора поперечной вертикальной стенкой 8
создан бункер 9 для колотой дроби, которая периодически удаляется
через окно, закрываемое крыш-
кой 10. Струя воздуха для отсе-
ва дроби поступает из рабочей
камеры дробемета в сепаратор
через окно 11, в котором укре-
пляется специальный диффузор.
Заслонка 12, управляемая ру-
кояткой 13, служит для отде-
ления осколков дроби и на-
правления их в бункера. Пол-
ноценная дробь, попадая на на-
клонное дпо 14 сепаратора,
смешивается с дробью, посту-
пающей из рабочей камеры
дробемета через окно 15, и на-
правляется в элеватор через
окно 16. Одновременно через
окно 15 из рабочей камеры от-
сасывается также загрязненный
воздух. Заслонка 17, упра-
вляемая рукояткой 18, служит
для регулирования воздушного
потока; кроме того, она косвен-
но регулирует воздушный по-
ток, поступающий в сепаратор
через окно 11, который исполь-
зуется для сепарирования
пускателя 4: 7 - кнопочная станция пускателя 5: ЛППХТЛ
8 — электромащнт питателя ротора: 9 — вы ключ а- Дроии.
тель электромагнита 8; 10 — плавкие предохрани- На лицевой СТвНКб СвПарЯ’
ТС ЛИ. 1
тора имеется стекло 19 для на-
блюдения за очисткой дроби от осколков и регулирования этого
процесса непосредственно во время работы дробемета.
Электровентилятор ЭВР-4, отсасывающий загрязненный воздух
из установки,, смонтирован на отдельной подставке и связан с задней
стенкой сепаратора.
Принципиальная схема электрооборудования установки дана
на фиг. 209.
Эксплуатация дробеструйной установки ДУ-1 требует соблю-
дения определенных условий, обеспечивающих безопасность работы
и длительный срок службы оборудования.
Наличие электроблокировки обеспечивает определенную после-
довательность включения.
258
При пуске одновременно включаются электродвигатели элеватора
и вентилятора, а также открывается дроссель сепаратора. После-
дующим нажатием на кнопку «Пуск» включается привод ротора.
Управление подачей дроби в ротор осуществляется выключателем
электромагнита питателя.
Установка может работать со стальной или чугунной дробью,
диаметр которой можно изменять от 0,4 до 2 мм. Общее количество
дроби в установке должно быть в пределах от 100 до 400 кг. Загрузка
дроби производится через сетку приемного носка 5 (фиг. 207). При
переходе на дробь другого размера ранее работавшая дробь удаляется
из сепаратора через бункер для колотой дроби. Из элеватора дробь
удаляется через нижний люк в его корпусе. Питатель ротора осво-
бождается от дроби при включенном электромагните посредством
специального лотка, отводя-
щего дробь в сторону.
Фиг. 211. Полуось заднего моста трол-
лейбуса в рабочей камере установки
ДУ-1.
Фиг 210. Спиральная пружина
в рабочей камере установки ДУ-1.
Дробеструйная установка ДУ-1 была использована в практике
ЦНИИТМАШ для наклепа многих деталей, в том числе спиральных
пружин, полуосей заднего моста троллейбуса, глубиннонасосных
нефтяных штанг, прошивных пуансонов горячей штамповки колец
подшипников качения, гибочных матриц штампов для холодной
штамповки вкладышей подшипников, мембран дистанционных
манометров и звуковых сигналов, буровых шарошек, а также
различных образцов, предназначенных для механических испы-
таний.
Крупные спиральные пружины, прошивные пуансоны и полуоси
заднего моста троллейбуса при наклепе устанавливались на двух
продольных опорных валиках (фиг. 210 и 211), размещаемых непо-
средственно в рабочей камере. Один из этих валиков приводился во
вращение от электродвигателя через клиноременную передачу. Ги-
бочные матрицы и буровые шарошки устанавливались для наклепа
на тех же валиках, но вращения шарошек не производилось. Мелкие
детали, в том числе и клапанные пружины, загружались для обра-
ботки в. специальный бункер, устанавливаемый вместо опорных
валиков.
17*
259
Фиг. 212. Приспособление к установке
ДУ-1 для автоматической подачи и враще» '
ния глубиннонасосных нефтяных штанг.
Направление подачи
Фиг. 213. Монтажная схема дробеструйной установки
ДУ-1, предназначенной для наклепа глубиннонасосных
нефтяных штанг.
260
Фиг. 214. Общий вид двухроликового приспособления
для автоматической подачи и вращения штанг.
Фиг. 215. Однороликовое приспособление для автоматической
подачи и вращения штанг.
261
Внедрение установки на одном из заводов Министерства нефтяной
промышленности, производящем глубиннонасосные нефтяные штанги,
потребовало оснащения дробемета специальным приспособлением
для автоматической подачи штанг в рабочую камеру (фиг. 212).
Приспособление обеспечивает параллельную подачу в рабочую
камеру дробемета двух штанг длиной до 8 мм и диаметром 15—30 мм,
каждой из которых оно сообщает поступательное и вращательное
движение. Транспортирующее устройство данного приспособления
расположено вне рабочей камеры, и оно не попадает под поток дроби.
В приспособление входят две боковые крышки рабочей камеры
дробемета с уплотнениями и приемными диффузорами, шесть тум-
бочек с ведущими роликами и две тумбочки, устанавливаемые по
краям, с холостыми роликами.
Монтажная схема этого приспособления дана на фиг. 213.
Ведущие ролики сообщают штангам поступательное и вращатель-
ное движение. Конструкция роликов вместе с приводом представ-
лена на фиг. 214. Ролики смонтированы на круглой плите 1, допу-
скающий поворот относительно вертикальной оси. Этим достигается
изменение соотношения в числе оборотов подаваемых штанг и их
поступательной скорости. Привод каждой пары ведущих роликов
осуществляется от индивидуального электродвигателя 2 мощностью
0,25 кет при 1440 об/мин через червячный редуктор 3 и клиноре-
менную передачу 4. Натяжение ремней производится за счет верти-
кального перемещения плиты 5 относительно кронштейна 6. Оси
парных роликов расположены на разной высоте, что обеспечивает
свободный доступ дроби к обеим штангам. Каждый ролик собран
из резиновых шайб 7, нанизанных на валик 8 и зажатых между шки-
вом 9 и металлической шайбой 10. Валик ролика вращается в под-
шипниках скольжения 11.
Фотография аналогичного однороликового приспособления дана
на фиг. 215.
в) Промышленные дробеструйные установки для наклепа
рессорных листов
(Оргтрансмаш, Московский автомобильный завод имени Сталина,
Горьковский автомобильный завод имени Молотова)
Условия массового производства потребовали создания специали-
зированных дробеструйных установок для наклепа рессорных ли-
стов. На фиг. 216 представлен общий вид, а на фиг. 217 — кинемати-
ческая схема установки, разработанной институтом Оргтрансмаш
[100| и построенной заводом имени Кагановича МПС. Установка
предназначается для упрочнения рессор железнодорожного транс-
порта.
Техническая характеристика установки для наклепа
листов рессор (100]
Скорость движения полотна конвейера в м/мит
а) минимальная............................ 6.2
б) максимальная..................... 12,9
262
Фиг. 216. Установка для дробеструйного
наклепа рессорных листов
д дпэипоёки дроби
Фиг. 217. Питатель дробеструйной установки [100|.
263
Число оборотов в минуту ротора дробемета . .
Расход дроби (производительность дробемета)
в кг]мин....................................
Диаметр дроби в мм..........................
Мощность электродвигателей приводов в кет .
Общий вес установки в т..........‘..........
Габариты (длина X ширина X высота) в мм . .
Вентилятор сепаратора ......................
2400
130
0,4-13
23
5,9
10500X2700X5450
Сирокко № 3
В рабочей камере 1 размещен конвейер 2 (фиг. 217). Рессорные
листы 3 устанавливаются на конвейере в специальных приспособле-
ниях и подаются в рабочую камеру с торца. Защита от выброса
дроби из рабочей камеры достигается с помощью резиновых штор.
Установка имеет два последовательно установленных ротора 4,
размещенных над рабочей камерой. Дробь после наклепа подается
шнеком в элеватор 5, откуда поступает в сепаратор 6. Для сохра-
нения постоянного количества
дроби, находящейся в обращении,
установка снабжена бункером 7 с
механическим питателем 8, ком-
пенсирующим естественный расход
дроби в процессе работы уста-
новки.
Регулирование воздушного по-
тока, необходимого для отсева
осколков дроби в сепараторе, до-
стигается изменением скорости
вращения вентилятора 9 и поло-
жения заслонки 10.
На фиг. 218 представлен пнев-
матический сепаратор с независи-
мым от общей системы воздушным
потоком, создаваемым вентилято-
ром 1. Дробь, подлежащая очист-
ке, подается элеватором в ка-
меру 2, откуда она сползает по
наклонной плоскости 3. Шар-
нирно подвешенная заслонка 4
способствует распределению дро-
Фиг. 218. Пневматический сепара- би ровным потоком. Достигая
тор для очистки дроби. ограничивающей заслонки 5, дробь
просыпается в щель 6, встречая на своем пути воздушный по-
ток. Мелкие осколки дроби увлекаются воздухом и выбрасываются
в бункер 7, тогда как полноценная дробь сосредотачивается в бун-
кере 8.
Для защиты от износа дробью стенок рабочей камеры исполь-
зуются съемные отражательные плиты.
Аналогичная установка используется для наклепа автомобиль-
ных рессорных листов на Московском автомобильном заводе
имени Сталина (80]. Производительность ее около 450 коренных лис»
264
тов в час. Листы устанавливаются на конвейере попарно и подаются
в рабочую камеру со скоростью 3—7 м!мин. Наклеп осуществляется
дробью диаметром 0,6—1,0 мм при скорости дроби 55 м!сек двумя
последовательно установленными роторами. Диаметр роторов 500 мм,
ширина лопаток 64 мм, скорость вращения 2250 об/мин, произво-
дительность каждого ротора около 120—140 кг дроби в минуту.
Чертеж ротора с опорами и валом дан на фиг. 219 [94].
Дробь в центральную часть ротора 1 поступает из загрузочного
устройства 2. Направление потока дроби определяется положением
Фиг. 219. Ротор дробеструйной установки Московского автомобильного
...................-завода имени Стали на-' [94].
втулки 3, у которой имеется соответствующее окно для выхода дроби.
К этому окну дробь подается- нагнетателем 4, который укреплен на
том же конце вала 5, что и ротор. Для нормального захвата дроби
лопатками ротора они должны быть смещены назад примерно на
10° по отношению к соответствующим радиальным стенкам нагнета-
теля. Чтобы исключить возможность образования вредного разреже-
ния в центральной части ротора, в ступице 6 предусмотрены восемь
сквозных каналов.
Мощность ротора, приводящего в движение ротор, в случае ис-
пользования установки для очистки, составляет 11 кет, для упрочне-
ния —19 кет.
Быстроизнашивающиеся лопатки изготовляются из чугуна сле-
дующего состава: 2,4—2,7% С; 0,9—1,2% Si; 0,4—0,6% Мп; до
0,18% Р; 0,12% S; 3,5—4,5% Сг, до 0,2%Ni и до 0,2% Ti (с закал-
кой в масло при 900° и отпуском при 180—200° в течение 1,5—2,0 час.;
твердость Рс = 62). Прорезные втулки и втулки, имеющие регули-
рующее окно изготовляются из графитизированной стали, содержащей
265
1,30—1,45% С; 1,00—1,25% Si; 0,3—0,5% Мп, < 0,4% Р; < 0,04% S;
< 0,08% Сг и < 0,30% Ni.
Контроль процесса осуществляется пластинками из стали У7
(7?с = 44 4-50), стрела прогиба которых на базе 39 мм составляет
0,44 мм.
Для наклепа рессорных листов Горьковский автомобильный
завод имени Молотова использует дробеструйные установки С-8 и
С-184 [87] соответственно с одним и двумя роторами.
Фиг. 220. Дробеструйная установка С-184 Горьковского автомобильного
завода имени Молотова [87].
Чертеж общего вида установки С-184 дан на фиг. 220. Роторы
этой установки смещены относительно друг друга. Размещение соот-
ветствующих зон наклепа в плоскости конвейера представлено на
фиг. 221.
Для наклепа используется дробь диаметром 0,6—0,8 мм. Ротор
вращается со скоростью 2200 — 2500 об/мин, скорость конвейера
3,0 м!мин. Производительность каждого ротора по дроби составляет
90—105 кг/мин. Рессорные листы размещаются на ленте конвейера
в три ряда; наклеп рессор среднего ряда оказывается несколько
мепее эффективным. Это подтверждается соответствующими уста-
лостными испытаниями плоских образцов из улучшенной рессорной
стали 50ХГА при одностороннем изгибе (см. фиг. 222).
Промышленные дробеструйные установки обычно оборудуются спе-
циальными пылеуловителями (фиг. 223), предназначенными для
очистки загрязненного воздуха, отсасываемого из рабочей камеры.
В качестве фильтра часто используются вертикально расположенные
266
Фиг. 221. Расположение зон наклепа в плоскости
конвейера дробеструйной установки С-184 [87]
6
Фиг. 223. Пылеуловитель.
Фиг. 222. Кривые усталости плоских
образцов из стали 50ХГА, накле-
панных дробью на установке С-184
[87]:
/ — образцы без наклепа; 2 и 3 — образцы,
наклепа иные дробью соответственно при рас-
положении в среднем и крайних рядах на кон-
вейере.
Фиг. 224. Встряхивающий механизм пылеуловителя.
267
фланелевые мешки, периодическим встряхиванием которых удаляется
пыль, оседающая на.их стенках. Встряхивающий механизм пылеуло-
вителя представлен на фиг. 224.
Пылеуловитель соединяется трубопроводом не только с рабочей
камерой дробеструйной установки, но также с камерами элеватора'
и сепаратора.
Чтобы избежать засоса дроби в трубопровод, отводящий загряз-
ненный воздух, по его длине устанавливают отделители дроби, опи-
сание которых дано А. М. Ветвицким и С. В. Холмогоровым 193].
Ветвицким и С. В. Холмогоровым 193].
Схемы отделителей дроби, устанавли-
ваемых на вертикальном и горизонталь-
ном участках трубопровода, предста-
влены на фиг. 225 а, б.
Фиг. 225. Схемы отделителей дроби, устанавливаемых:
а — на вертикальном; б — на горизонтальном участках трубопровода [93].
Потеря скорости воздушным потоком, попадающим в отделитель,
а также удар дробинок о поперечные стенки отделителя приводит
к сепарированию дроби. Скапливаясь на дне, дробь непрерывно
или периодически под действием собственного веса возвращается
обратно в рабочую камеру дробеструйной установки.
г) Промышленная дробеструйная установка для наклепа
мелких спиральных пружин
(Оргтрансмаш, Московский автомобильный завод имени Сталина)
Для массового наклепа мелких спиральных пружин обычно
используются установки барабанного типа. Одна из них, спроек-
тированная институтом Оргтрансмаш [100], представлена на
фиг. 226. Кинематическая схема ее дана на фиг. 227, а техническая
характеристика приведена ниже
Техническая характеристика установки для наклепа мелких пружин [100]
Размер рабочей камеры в мм..........' ... . 970X700
Скорость движения полотна в м/мин.......... 4—2
Число оборотов в минуту ротора дробемета . , 190Q
268
Фиг. 226. Установка для дробеструйного наклепа
мелких спиральных пружин [100 L
Фиг. 227. Кинематическая схема установки для дробеструйного наклепа
мелких спиральных пружин [1с0].
269
Производительность аппарата в кг/мин .... 100
Мощность приводов в кет.......................... 12
Общий вес установки в т.......................... 35
Габариты (длина X ширина X высота) в мм . . 2200X2440X5750
Вентилятор сепаратора........................ Сирокко № 3
Дгом рабочей камеры 1 этой установки является пластинчатый
конвейер 2 (фиг. 227). Над рабочей камерой размещен ротор 3 дробе-
мета. Для подъема дроби используется обычный ковшевой элеватор 4,
и для очистки ее от осколков — описанный выше сепаратор 5. За-
грузка пружин в рабочую камеру осуществляется с помощью спе-
циального приспособления, которое схематически изображено на
фиг. 227 в двух положениях: в исходном 6 и рабочем 7.
Движение конвейера обеспечивает перемешивание пружин в про-
цессе обработки их дробью, чем достигается равномерность наклепа.
Разгрузка рабочей камеры осуществляется изменением направления
движения конвейера.
Аналогичная установка длительное время эксплуатируется на
Московском автомобильном заводе имени Сталина [80]. Ее произ-
водительность составляет 1500 клапанных пружин в час при одно-
временной загрузке в рабочую камеру 250 шт. Пропускная способ-
ность ротора дробемета 100 кг дроби в час. Скорость дроби 42 м/сек.
Для наклепа используется чугунная дробь диаметром 0,4—0,6 мм
при засоренности ее осколками не более 15%. Контроль процесса
ведется по пластинкам из стали У7 (7?с = 44 -4-50), стрела прогиба
которых составляет ОД мм на базе 39 мм.
д) Промышленная дробеструйная установка для наклепа
цилиндрических зубчатых колес (Оргтрансмаш)
На фиг. 228 дан общий вид промышленной дробеструйной уста-
новки, спроектированной институтутом Оргтрансмаш [100]. Уста-
новка предназначена для наклепа цилиндрических зубчатых колес.
Ее кинематическая схема дана на фиг. 229, техническая характери-
стика приведена ниже.
Техническая характеристика установки для наклепа шестерен |ЮЭ]
Скорость движения полотна конвейера в м/мин:
а) минимальная ............................
б) максимальная ......................
Число оборотов в минуту ротора дробемета . .
Производительность аппарата в кг! мин . . . .
Диаметр дроби в мм..........................
Мощность приводов в кет.................. .
Общий вес установки в т.....................
Габариты установки (длина X ширина X высота)
в мм.....................................
Вентилятор сепаратора ......................
L0
2,0
2400
130
04-1.2
23
5,8
8350X2500X 7400
Сирокко № 3
Над рабочей камерой 1 (фиг. 229) последовательно установлены
два ротора 2. Подъем дроби осуществляется элеватором 3, очистка
270
Фиг. 228. Дробеструйная установка
для наклепа зубчатых колес 1100].
Фиг. 229. Кинематическая схема дробеструйной установки
для наклепа зубчатых колес [100].
271
От осколков — сепаратором 4. Наклепываемые цилиндрические з'уб;
чатые колеса 5, собранные в пакеты на сменных оправках, разме-
щаются на цепном конвейере 6. Вращение колес в процессе обработки
Осуществляется с помощью специального приспособления. Последнее
состоит из вращающегося вала 7 и роликов 8, поддерживающих
оправку с обрабатываемыми колесами.
4. ДРОБЬ ДЛЯ НАКЛЕПА ДЕТАЛЕЙ
а) Чугунная дробь
Несмотря на то, что технологические свойства чугунной дроби
несовершенны, она все же находит широкое применение при наклепе
деталей с целью упрочнения. Описание технологии производства
этой дроби содержится в ряде статей, в частности в работах [811,
[871, [97], [98], [99].
Чугунная дробь изготавливается разбрызгиванием жидкого чу-
гуна в воду, что осуществляется механическим, пневматическим или
гидравлическим способом.
По первому способу струя жидкого чугуна попадает на поверх-
ность вращающегося горизонтально расположенного и частично по-
груженного в воду чугунного барабана. Из брызг жидкого чугуна,
отраженных барабаном в воду, образуются дробинки, диаметр кото-
рых находится в пределах от 0,3 до 4,5 мм. Одна из установок такого
типа, имеющая барабан диаметром 700 мм и длиной 1000 мм, при
скорости его вращения 10—80 об/мин, производит 4—5 т дроби
в смену. Производительность другой аналогичной установки с бара-
баном диаметром 380 мм и длиной 1100 мм при скорости вращения
ПО—130 об/мин достигает 8—10 т дроби в смену.
По пневматическому или гидравлическому способам получения
чугунной дроби воздух или вода под давлением 4—6 ати направ-
ляются на струю жидкого чугуна. Производительность одной из
таких установок составляет 3—5 т в смену.
Для упрочнения деталей применяется более мелкая дробь, отде-
ляемая при сортировке на механических ситах.
Горьковским автомобильным заводом имени Молотова исполь-
зуется чугунная дробь Старо-Оскольского завода, удовлетворяющая
по своему размеру данным, приведенным в табл. 39.
Изготовленная вышеописанными способами дробь подвергается
последующей сушке, в процессе которой происходит частичное сня-
тие внутренних напряжений, приобретенных дробью при быстром
охлаждении ее в воде. Температура сушки устанавливается в пре-
делах 180—220°. При небольшой потребности в дроби ее сушат
в агрегатах барабанного типа, предназначегных для сушки песка,
при большой (более 15 т дроби в сутки) --рекомендуется верти-
кальная печь, в которой дробь перемещается по наклонным желез-
ным полкам навстречу поднимающимся вверх горячим газам.
Если дробь будет храниться долго, то после ее выгрузки из бака
установки во избежание образования ржавчины дробь немедленно
272
Таблица 39
Размеры чугунной дроби по данным Горьковского
автомобильного завода имени Молотова
№ дроби Номинальный размер дроби в мм Данные ситового анализа: 1 % дроби по весу, остающийся в ситах М
1,2 1.0 0.8 I 0.6 0,4 0,3
i о.б: ; 0,8 । 15 О ОО О сч о о —‘ ~ Mil -t-CXC о о о ~ 1 i 1 v V/\| ! ое Ln 1 _. 1 ' 1VAV 1 ioS- . 1 VAV1 >80 < 15 1 i |A
Примечание. Номер сита соответствует номинальному размеру
стороны ячейки в свету в мм.
обрабатывают раствором жидкого стекла (1,5 л стекла на 1 м3 воды)
или раствором в воде хромпика с калиевой (натриевой) щелочью (5 кг
хромпика и 3 кг щелочи па 20м3 воды). Дробь выдерживают в растворе
12—20 мин., после чего суша? и сортируют.
Обычно применяемая дробь из отбеленного чугуна и, в частности,
дробь Старо-Оскольского механического завода имеет следующий
химический состав: 3,26% С; 0,57% Мп; 2,72% Si (твердость J?c =
- 62 ч- 64). Эта дробь не имеет надлежащей механической прочности
и раскалывается при использовании ее в дробеструйных установках.
Легирование чугуна, из которого получается дробь никелем,
хромом и особенно медью на свойствах дроби отражается весьма
благоприятно. Так, например, по данным Н. А. Карасева введение
в чугун 0,3—0,5меди повышает прочность дроби при ударных
испытаниях на 20—50%. Отжиг дроби также сказывается положи-
тельно. Однако трудоемкость процесса и потребность в специальном
оборудовании предопределяют малую рентабельность этого процесса.
б) Стальная дробь
В последнее время в отечественной и зарубежной практике
вместо дроби из отбеленного чугуна находит применение стальная
дробь [84], [90], [181].
Основной недостаток чугунной дроби — повышенная хрупкость
и, как следствие, большой расход при дробеструйной обработке,
Раскол чугунной дроби и ее измельчение при этом меняет режим
наклепа деталей, что отражается на эффективности их упрочнения.
Практика Московского автомобильного завода имени Сталина
184] показала, что расход чугунной дроби на один ротор дробеструй-
ной установки, предназначенной для наклепа рессор, при скорости
70—80 м/сек достигает 30—50 кг/час. Общая потребность завода на
1951 г. составила несколько сот тонн чугунной дроби. С целью за-
мены чугунной дроби лаборатория упрочнения завода в 1949—1950 гг.
18 Саверин 1222 273
производила опробование дроби, полученной путем рубки стальной
проволоки. В 1950 г. был спроектирован и изготовлен специальный
автомат для рубки проволоки, производительность которого состав-
ляла б кг/час дроби диаметром 1—2 мм. Исследования показали,
что стальная дробь в процессе работы повышает свою твердость.
В исходном состоянии дробь, изготовленная из канатной проволоки,
содержащая 0,7% С, имела твердость Rc = 36 н- 37, после 40 час.
работы ее твердость повысилась до = 42 44, а после 300 час. —
до Rc = 48 50. Также отмечено, что при использовании стальной
дроби срок службы быстроизнашивающихся деталей дробеструйных
установок (лопатки ротора, нагнетатель, защитные плиты и т. д.)
резко увеличивается. По ориентировочным данным можно счи-
тать, что долговечность лопаток ротора возрастает примерно
в 20 раз.
Стойкость стальной дроби значительно выше, чем чугунной.
За первые 400—500 час. расход стальной дроби не превышает
0,5—1 кг/час и происходит лишь вследствие потери ее при тран-
спортировании обрабатываемых изделий из рабочей камеры. При
дальнейшей работе дробь разрушается. Однако расход ее не выше
1,0—1,5 кг/час на один ротор, что в 30—60 раз меньше расхода чугун-
ной дроби. С переходом на стальную дробь, несмотря на то, что ее
стоимость в 4—5 раз выше стоимости чугунной, соответствующие
расходы сокращаются в 8—10 раз. Экономия достигается также бла-
годаря повышению срока службы быстроизнашивающихся деталей
дробеструйной установки, сокращению времени на смену этих дета-
лей в процессе эксплуатации и, кроме того, благодаря упрощению
отдельных узлов соответствующего оборудования и, в частности,
упразднению сепаратора. Эффективность упрочнения деталей сталь-
ной дробью практически совпадает с той, которая достигается при
наклепе чугунной дробью.
Испытание стальной дроби, проведенное Горьковским автомо-
бильным заводом имени Молотова [90], подтверждает большие ее
преимущества по сравнению с чугунной. Дробь изготовлялась из
стальной проволоки диаметром 0,8 мм. Проволока рубилась специ-
ально изготовленным заводом автоматом с использованием охла-
ждающей эмульсии. Последнее требовало сушки дроби в печах при
температуре 250—300°. Для придания дроби сферической формы она
проходила обкатку на установке У-173 [88], описанной ниже и пред-
назначенной для испытания дроби на раскалываемость.
Из фиг. 230, на которой изображена стальная дробь до обкатки
(фиг. 230,а) и после 200-кратного пропуска через установку (фиг.230,6)
видно, что острые кромки дроби скоро притупляются.
Завод рекомендует при загрузке в дробеструйную установку
стальной дроби цилиндрической формы сначала производить ее
предварительную обкатку в течение 10 час., а после этого приступать
непосредственно к упрочнению деталей. Расход стальной дроби
в дробеструйной установке С-184 [87 ] вследствие износа и естествен-
ных потерь составляет 2—4 кг/час, что в 20—30 раз ниже расхода
чугунной дроби в той же установке. Увеличение срока службы лопа-
274
ток при использовании стальной дроби вместо чугунной повышается
примерно во столько же раз.
Пополнение расхода стальной дроби необкатанной допустимо при
условии содержания последней в потоке не выше 5%. На эффектив-
ности упрочнения это практически не отражается.
Сказанное позволяет считать стальную дробь значительно луч-
шей по сравнению с чугунной. Использование этой дроби в целях
упрочнения позволяет повысить производительность оборудования,
а;
9
Фиг. 230. Стальная дробь, изготовленная из про-
волоки [93]:
a — в исходной состоянии, б - после .обкатки* (200-кратного
улара).
упростить его конструктивно, облегчить эксплуатацию и снизить
эксплуатационные расходы.
Списанный выше способ производства дроби методом рубки
проволоки открывает большие возможности для создания корро-
зионностойкой дроби. Последняя должна найти широкое применение
при наклепе деталей из цветных сплавов.
в) Испытание дроби на раздавливание, разбиваемость
и раскалываем ость
Ниаболее полное исследование прочности чугунной дроби как
Стар о Юс Кольского завода, так и дроби специальных плавок с пони-
женным содержанием фосфора и серы и легированной медью, про-
ведено А. Н. Тарасовым, Д. А. Свешниковым и П. Г. Кемаевым [88].
На фиг. 231 даны кривые, характеризующие стойкость дроби
Старо-Оскольского завода при дробеструйном наклепе рессорных
листов на промышленной дробеструйной установке С-184 Горьков-
ского автомобильного завода имени Молотова. Из графика следует,
18* 275
что при скорости 57 м/сек из загружаемой в установку дроби
диаметром 0,6 мм 50% ее выходит из строя за 35 мин. работы, а
при диаметре дроби 1,2 мм то же количество дроби выходит из строя
за 20 мин. Такой большой расход
дроби резко отражается на произ-
Фиг. 231. Расход чугунной дроби
в промышленной установке С-184
188]:
1 - дробь № 1 н 2; J-М I я 0; J - № О
н М-М 0 и 6.
Фиг. 232. Прочность дроби при
раздавливании |88].
1 — Старо-Оскольского завода: 2 — опыт-
ной плавки № I; 3 — опытной плавки М 2;
4 — опытной плавки № 3.
водственных затратах и качестве дробеструйного наклепа. Низкая
стойкость этой дроби до некоторой степени объясняется тем, что она
представляет собой мелкие фракции буровой дроби. Эта дробь пред-
назначена для буровых работ и распиловки мрамора, т. е. отвечает
совершенно иным требованиям, нежели те, которые предъявляются
со стороны процесса дробеструйной обработки.
Химический состав этой дроби, а также дроби специальных
плавок дан в табл. 40.
Таблица 40
Химический состав чугунной дроби [88]
Химический состав в
Дробь • с Sl 1 Мп 1_ 1 __S_J р 1 1 Сг Си
Старооскольского завода: № 0 3,35 1,85 0,49 0,110 0,354 0,08
Опытной плавки: № 1 3,20 1,72 0.57 0,058 0,154 0,12 1,14
№2 3,20 1,78 0,56 0,060 0,153 0,13 1,43
№ 3 3.20 1,82 0.50 0,053 0.161 0.С8 3,04
Результаты лабораторных испытаний статической прочности
дробинок при раздавливании их между двумя пластинками высокой
276
твердости (Rc — 62 : 65), показаны на фиг. 232. График построен
по осредненным данным из 25 испытаний на каждую точку. Из гра-
фика следует, что статическая прочность дроби возрастает с ее раз-
мером и легированием медью.
Прочность дроби на разбиваемость (фиг. 233) оценивалась по
живой силе удара бойка. Из диаграммы видно, что легированная
дробь имеет преимущество перед обычной. Кроме того, отсюда также
следует, что с увеличением диаметра дроби энергия, необходимая
для ее разрушения, растет. Рост прочности дроби с увеличением ее
диаметра как при статических испы-
Фиг. 234. Результаты испытания
дроби на раскалываемость (88 ]:
1 — дробь № 1 и 2 Старо-Оскольского за-
вода; 2- то же № 1 и 0; 3 — то же М о
и 8; 4 — то же № 6; 5 — дробь опытных
плавок.
Фиг. 233. Прочность дроби при
ударных испытаниях на разби-
ваемость (88]:
1 — Старо-Оскольского завода: 2 — опыт-
ной плавки № 1; 3 — опытной плавки № 2.
таниях, так и ври испытаниях на разбиваемость, показывает, что
эти виды испытаний не отражают реальных условий работы дроби
в дробеструйных установках. В эксплуатационных условиях круп-
ная дробь, в противоположность описанным выше результатам лабо-
раторных испытаний, имеет по сравнению с мелкой повышенный
выход из строя (см. фиг. 231).
Это обстоятельство предопределило необходимость создания
специального оборудования, позволяющего оценивать прочность
дроби в условиях, близких к эксплуатационным. Установка Горь-
ковского автомобильного завода имени Молотова У-173, предназна-
ченная для этой цели [88], по существу представляет собой дробемет
механического принципа действия.
Результаты испытаний дроби в этой установке оцениваются по
весу осколков дроби (в процентах к весу Дроби), образующихся при
многократном (до 10 раз) пропускании ее через установку. Отделе-
ние осколков дроби можно производить с помощью наклонного стекла.
При легком встряхивании стекла с помещенной на нем смешанной
дробью целые дробинки скатываются со стекла и отделяются от
осколков.
На фиг. 234 даны результаты испытания дроби на раскалывае-
мость. Испытания наглядно выявляют преимущества легированной
277
медью чугунной дроби, а также дроби малого диаметра по сравнению
с большим. Это подтверждает эксплуатационные данные стойкости
дроби в промышленных установках.
5. ВЫВОДЫ
1. В практике дробеструйной обработки нашли применение дро-
беметы трех принципов действия: гравитационные, пневматические
и механические.
2. Гравитационные дробеструйные установки мало производи-
тельны и не имеют широкого распространения в практике. Они могут
быть рекомендованы лишь для наклепа прецизионных деталей, обра-
ботка которых с большой скоростью обычно недопустима.
3. Пневматические дробеструйные установки уступают механи-
ческим по производительности и экономичности и обычно приме-
няются при наличии на заводе централизованной подачи сжатого
воздуха. В отличие от других типов эти установки обладают тем
преимуществом, что в отдельных случаях позволяют осуществлять
наклеп лишь отдельных участков детали, в том числе и ее внутрен-
них поверхностей. Режим работы этих установок менее стабилен,
чем дробеметов механического принципа действия, чувствителен
к давлению воздуха, размеру дроби, а также к износу отверстия
сопла.
4. Дробеструйные установки механического принципа действия
нашли наиболее широкое применение в промышленности благодаря
их высокой производительности, простоте изготовления и эксплуата-
ции. Дробеструйная установка ЦНИИТМАШ отличается от извест-
ных конструкций устройством ротора и принципом очистки дроби
параллельным потоком. Установка имеет достаточно высокую про-
изводительность, весьма компактна, технологична и универсальна,
что позволяет использовать ее как в экспериментальных, так и в про-
изводственных целях.
5. Для наклепа используется как чугунная, так и стальная
дробь, рубленная из проволоки. Последняя отличается более высо-
кой стойкостью и прочностью, и кроме того обусловливает значи-
тельно меньший износ ряда деталей ротора (лопаток, нагнетателя,
регулирующей втулки и др.). Рубка дроби из проволоки открывает
широкие возможности использования дроби из цветных металлов.
I ЛАВА V!
ПРИМЕНЕНИЕ ДРОБЕСТРУЙНОГО НАКЛЕПА
ДЛЯ УПРОЧНЕНИЯ МАШИНОСТРОИТЕЛЬНЫХ ДЕТАЛЕЙ
Широкая практика использования дробеструйного наклепа
в целях упрочнения машиностроительных деталей позволяет осве-
тить основные элементы технологии обработки. Она дает возможность
по результатам эксплуатационных или стендовых испытаний упроч-
ненных дробью деталей оценить эффективность процесса. Номен-
клатура деталей, прочность которых может быть улучшена накле-
пом, весьма широка. Рессоры, пружины, зубчатые колеса, глубинно-
насосные штанги, полуоси заднего моста транспортных машин,
паунсоны, и матрицы штампов, спиральные сверла и другие детали
были улучшены дробеструйным наклепом.
Работами, ведущимися в отечественных научно-исследователь-
ских институтах и на заводах, непрерывно открываются новые
объекты применения и технические возможности этого процесса.
Ниже сообщаются далеко не полные сведения о применении дробе-
струйного наклепа, однако и этих данных достаточно для того, чтобы
оценить перспективность этого нового вида упрочняющей технологии.
1. НАКЛЕП ДРОБЬЮ РЕССОРНЫХ ЛИСТОВ
Повышенные требования к эластичности упругого звена под-
вески транспортных машин предполагают работы этого элемента,
обычно рессоры, при высоких напряжениях. Технологические труд-
ности, возникающие при получении качественной поверхности рес-
сорных листов, и тяжелые условия их эксплуатации определяют
малый срок службы рессор.
Рессоры, термически обрабатываемые на высокую твердость,
имеющие некачественную поверхность и подвергающиеся коррозии
в условиях эксплуатации, оказались деталями, которые весьма
эффективно упрочняются при дробеструйном наклепе. Именно этим
следует объяснить, что процесс обработки дробью получил широкое
распространение на ведущих отечественных заводах транспортного
машиностроения. Ниже освещается опыт наклепа рессорных листов
в основном на Московском автомобильном заводе имени Сталина
и Горьковском автомобильном заводе имени Молотова.
279
а) Практика ЦНИИТМАШ
В 1947 году автором была проведена экспериментальная работа
118], установившая возможность и целесообразность упрочнения
листовых автомобильных рессор посредством дробеструйного наклепа.
С этой целью серия рессор автомобиля «Москвич», изготовленных из
стали 55С2Г, была подвергнута дробеструйной обработке на экспе-
риментальном дробемете конструкции ЦНИИТМАШ.
Термически обработанные рессоры твердостью Нв = 363 -ь 415
обрабатывались дробью диаметром 1—2 мм.
Листы рессоры № 1 наклепывались дробью до полного насы-
щения, т. е. до прекращения заметной деофрмацин листа в процессе
обработки. Вначале наклеп производился с вогнутой, а затем с вы-
пуклой стороны при скорости вращения ротора дробемета 3500 об/мин.
Выпуклая сторона листов обрабатывалась дробью с целью хотя бы
частичного восстановления их формы — стрелы прогиба, которую
имели листы до наклепа. Листы рессоры № 2 обрабатывались ана-
логично, но при скорости вращения ротора 2100 об/мин. Несмотря
на двустороннюю обработку листов рессор № 1 и 2, восстановить
их первоначальную форму не удалось.
Листы рессоры № 3 обрабатывались вначале с выпуклой стороны
до полного насыщения при скорости вращения ротора дробемета
2100 об/мин, а затем с вогнутой стороны — до восстановления перво-
начальной формы листа при скорости вращения ротора 3500 об/мин.
Так как рессоры № 1 и 2 после наклепа при нагрузке 250 кг
имели стрелы примерно на 20 мм ниже указанных в технических
условиях, эти рессоры испытывались на долговечность при несим-
метричном цикле нагружения, а именно со стрелой прогиба -{-20
и —60 мм. Рессора № 3, удовлетворявшая техническим условиям»
испытывалась при симметричном цикле с амплитудой -|-40 мм.
Частота нагружений составляла 145 циклов в минуту. Испытания
показали, что благодаря дробеструйному наклепу долговечность рес-
соры № 1 была повышена в 3,5 раза, № 2 — в 3 раза и № 3 — в 2 раза.
Наряду со стендовыми испытаниями автор провел также эксплуа-
тационные испытания рессор, наклепанных дробью. Листы рессоры
после двустороннего наклепа дробью при скорости вращения ротора
3500 об/мин были пластически деформированы до стрел прогиба,
соответствующих требованиям технических условий. Автомобиль
«Москвич», на котором одна рессора была собрана из таких листов,
а другая, контрольная, — из обычных, не обработанных дробью,
прошел без поломки наклепанной рессоры больше 40 000 км. За этот
же срок обычную, йена клепанную рессору пришлось заменять дважды
из-за излома.
б) Практика Московского автомобильного завода имени Сталина
По данным Московского автомобильного завода имени Сталина
]79), 180), основная масса поломок ие упрочненных дробью рессор
приходилась на первый период эксплуатации автомобиля, при его
пробеге, не превышающем 5000—8000 км. В отдельные периоды,
280
когда процесс дробеструйного наклепа еще не был внедрен на заводе,,
поломки листовых рессор грузовых автомобилей достигали 1,5—2%
от программы выпуска.
Одной из причин малой долговечности рессор, обычно изготов-
ляемых из стали 5502, по мнению работников завода, является обез-
углероженный поверхностный слой. Основная масса рессорных листов
имеет обезуглероженный слой толщиной 0,1—0,15 лш, твердостью
/?с1Во — 20 ч-32 (твердость основного металла /?С15о = 42,5ч-44,0).
Стендовые испытания рессорных листов при несимметричном из-
гибе с максимальным напряжением 105 кг!мм2 и амплитудой ±27 мм
применительно к двум маркам стали, а именно 55С2 и 50ХГ дали
результаты, приведенные в табл. 41.
Таблица 41
Результаты усталостных испытаний рессорных листов [80]
Число циклов до иiлом а
Стиль S5C2 | Сталь 50X Г
без обработки дробью । I после обработки | дробью ; без обработки 1 дробью । после обработки дробью
182 200 516660 218 735 445 273
176 270 832 950 224047 935158
298 860 639 800 ! _। 224 356 i 1 464 068
Рессорные листы наклепывались с вогнутой стороны дробью
диаметром 0,6—1,0 мм. Интенсивность наклепа оценивалась стрелой
прогиба контрольных власти . которая равнялась 0,37—0,51 мм.
Испытания рессор в сборе при ассиметричном изгибе с ампли-
тудой + 40 мм показали, что долговечностью передних рессор гру-
зовых автомобилей из стали 55С2 с черной поверхностью листов
повышается благодаря дробеструйному наклепу в 10 и более раз,
задних рессор легковых автомобилей из стали 50ХГФА, со шлифо-
ванными листами и из стали 50ХГ с черными листами — в 3—4 раза.
Дорожные испытания наклепанных дробью рессор легкового
автомобиля ЗИС-110 показали повышение их срока службы благо-
даря дробеструйному наклепу в 2,5—3 раза. Наклепанные дробью
передние рессоры грузовых автомобилей при дорожных испытаниях
с движением по булыжному покрытию не ломались при пробеге
50 000 км.
Внедрение на заводе дробеструйного наклепа рессор полностью
исключило предъявление рекламаций по этим деталям.
Следует заметить, что при одностороннем наклепе рессорных
листов наблюдается значительная их деформация. Так, например,
выпрямление, т. е. уменьшение начальной стрелы прогиба листов,
толщина которых 6—6,5 мм, при наклепе дробью диаметром 0,8 мм
составляет в среднем 18—20%, достигая в отдельных случаях 30%.
Это обстоятельство следует учитывать, увеличивая начальную стрелу
281
прогиба рессорных листов, предназначенных к последующей обра-
ботке дробью.
В настоящее время на Московском автомобильном заводе
имени Сталина [86| при упрочнении рессор используется наклеп
дробью в напряженном состоянии. Соответствующие стендовые испы-
тания показали увеличение долговечности благодаря наклепу в
напряженном состоянии 16 листовых рессор в 8—10 раз, 14 листовых
рессор (облегченных на 3 /с?) в 10—14 раз и 12 листовых рессор
{облегченных на 6 кг) в 7—10 раз.
Положительное влияние наклепа рессор в напряженном состоянии
подтверждается также результатами эксплуатационных испытаний.
в) Практика Горьковского автомобильного завода
имени Молотова
Горьковский автомобильный завод имени Молотова [87] на уста-
новках С-8 и С-184 наклепывает чугунной дробью задние рессоры
легкового автомобиля М-20, выполненные из стали 50ХГА, а также
передние рессоры и подрессорники грузового автомобиля ГАЗ-51,
выполненные из стали 50ХГ.
Стендовые испытания этих рессор и подрессорников были про-
изведены заводом на эксцентриковых прессах при 60 качаниях
в минуту с режимом, указанным в табл. 42.
Таблица 42
Режим стендовых испытаний автомобильных рессор [87]
Параметры режима испытаний в мм Для задних рессор авто- мобилен М-20 Для передних рессор авто- мобилей ГАЗ-51 Для подрес- сорников автомобилей ГАЗ-51
Предварительный прогиб 82 25 5
Максимальный прогиб 242 125 75
Амплитуда качания + 80 ± 50 ±35
Результаты стендовых испытаний рессор, а также режим их
дробеструйной обработки даны в табл. 43.
Из этой таблицы следует, что долговечность рессор и подрессор-
ников, благодаря дробеструйному наклепу, повышается в 3—7 раз,
причем лучшие результаты достигнуты на подрессорниках автомо-
биля ГАЗ-51.
Следует заметить, что стендовые испытания рессор, наклепанных
крупной дробью, дали лучшие результаты, чем испытания рессор,
наклепанных мелкой дробью. Предварительно проведенные лабо-
раторные испытания рессорной стали дали обратный результат.
Для массового наклепа рессорных листов легковых и грузовых авто-
мобилей на заводе принята дробь диаметром 0,6—0,8 мм. В послед-
нее время заводом внедряется стальная дробь, обладающая целым ря-
рядом преимуществ и, в частности, значительно большей прочностью,
чем чугунная.
282
Таблица 43
Результаты стендовых испытаний автомобильных рессор по данным
Горьковского автомобильного завода имени Молотова [87]
Условия обработки t 1 Диаметр | дроби в мм 1 Среднее число циклов до разрушения
Задние рессоры автомобиля М-20
Без дробеструйной обработки 73 870
Наклепаны при скорости вращения ротора 3000 об/мин. подаче дроби 30 кг/мин; скорости конвейера 1.8 м/мин; экспозиция 40 сек 0,4-0,8 458750
Передние рессоры автомобиля ГАЗ-51
Без дробеструйной обработки 1 — 1 141109
Наклепаны при скорости вращения ротора 2500 об/мин | 1 0,4 - 0,6 264 300
скорости конвейера 3.0 м/мин 1 0,4-1,0 278 040
подаче дроби 90 кг/мин ] 0.7-1,2 428 830
Подрессорники автомобиля ГАЗ-51
Без дробеструйной обработки ; — 49090
Без дробеструйной обработки, но со шлифован- | ной поверхностью листов до термической обра- I ботки • 89 800
Наклепаны при скорости вращения ротора ; 2200 об/мин ОД—0,6 142900
скорости конвейера 2,6 м/мин 0,6-0.8 <306000
подаче дроби 105 кг/мин 0,8-1,0 300 000
экспозиции 23 сек 1,0-12 341430
Соответствующие стендовые испытания рессор в сборе, проведен-
ные назаводе, показали, что дробеструйный наклеп рессорных листов
повышает их долговечность в 2—2,5 раза (табл. 44) вне зависимости
от качества стальной дроби.
Дробеструйная обработка осуществлялась на промышленной уста-
новке С-184 при скорости вращения ротора 2200 об/мин, подаче
дроби 105 кг!мин и скорости конвейера 2,6 м!мин, что соответствует
экспозиции при наклепе 23 сек.
‘ Проведенные ранее лабораторные испытания усталостной проч-
ности рессорной стали давали основания ожидать от наклепа стальной
дробью увеличения долговечности рессор в 8—10 раз. Стендовые
испытания не подтвердили этого ни по эффективности упрочнения
при использовании стальной дроби, ни по оптимальности ее размера
(диаметр 0,4—0,6 лл«). который был выявлен при лабораторных испы-
таниях. Лучшие результаты были достигнуты при использовании
более крупной дроби.
283
Таблица 44
Результаты стендовых испытаний листовых рессор,
наклепанных стальной дробью, по данным Горьковского
автомобильного завода имени Молотова [90]
Наименование рессор и условия испытаний Условия наклепа и качество дроби Среинее число циклон ЛО разрушения
Подрессорники автомо- биля ГАЗ-51, испытанные при максимальной нагруз- ке 1250 кг и общем про- гибе 76 мм Без наклепа Дробь без предварительной об- катки Дробь, обкатанная в течение 1 9 ч. 30 м То же в течение 17 ч. 30 м. . . . : То же в течение 17 ч. 30 ч. с до- бавкой 20% необкатанной дроби . . 49 090 111956 115 520 128 590 181 640
Задние рессоры авто- мобиля ГАЗ-51, испытан- ные при максимальной нагрузке 1680 кг и общем прогибе рессоры 128 м м Без наклепа Дробь, обкатанная в течение 17 ч. 30 м. с добавкой 10% необ- катанной дроби 150 193 300 600
Расхождение в результатах лабораторных испытаний рессорной
стали и стендовых испытаний рессор в сборе объясняется работни-
ками завода А. М. Тарасовым и Д. А. Свешниковым [90] наличием
контактней усталости при испытании рессор в сборе. Более пра-
вильно, однако, это объяснить наличием фрикционной коррозии,
которой сопровождается относительное скольжение листов при стен-
довых испытаниях рессор. Значительное повышение долговечности
наклепанных дробью рессор, наблюдаемое А. М. Тарасовым и
Д. А. Свешниковым при установке фибровых прокладок между ли-
стами рессоры, не противоречит нашему объяснению.
г) Практика литейно-механического завода МПС
имени Кагановича [75]
Стендовые испытания 12 листовых рессор двухосного грузового
вагона, наклеп которых производился чугунной дробью диаметром
1,0—0,8 мм с экспозицией 20 сек. при производительности ротора
70 кг!мин, показали возможность увеличения их долговечности вбраз.
Испытания производились при асимметричном цикле с предвари-
тельной нагрузкой 7000 кг и последующим прогибом на 20 мм при
частоте нагружения 80 циклов в минуту.
Заметим, что в ГССТ 1425-53 на листовые рессоры подвижного
состава предусмотрена обязательная дробеструйная обработка и
увеличенный гарантийный срок до 3 лет вместо 1 года.
284
2. НЛКЛЕП ДРОБЬЮ СПИРАЛЬНЫХ ПРУЖИН
Как уже отмечалось ранее, дробеструйный наклеп наиболее
эффективен для деталей, имеющих высокую твердость и относительно
низкое качество поверхности. К числу таких деталей относятся спи-
ральные пружины, механическая обработка поверхности которых
практически неосуществима, а жесткая термическая обработка с
с целью получения должных упругих свойств предопределяет высо-
кую их твердость.
а) Практика ЦНИИТМАШ
На дробеструйной установке ДУ-1 конструкции ЦНИИТМАШ
(см. фиг. 202) обрабатывались дробью самые разнообразные спираль-
ные пружины, отличающиеся как по своим размерам, так и по назна-
чеию. Диаметр проволоки пружин колебался от 3 до 32 мм. К сожа-
лению, отсутствие экспериментальных стендов не позволило провести
сравнительные испытания наклепанных и не наклепанных дробью
пружин. Эффективность дробеструйного наклепа оценивалась лишь
по результатам эксплуатации пружин. Так, например, промышленные
испытания наклепанных дробью пружин угольного активного струга
АС-1 показали повышение их стойкости в два раза. Наклеп произ-
водился на установке ДУ-1 дробью диаметром 1,2 лш при скорости
вращения ротора 3500 об/мин и экспозиции 6 мин. Данные пружины
были изготовлены из стали 65С2ВЛ диаметром 22 мм, имели наруж-
ный диаметр 125 мм и длину 317 мм; твердость пружин после терми-
ческой обработки составляла 48—54/?с.
б) Практика Московского автомобильного завода имени Сталина
Наклеп дробью спиральных пружин получил широкое распро-
странение на ряде отечественных заводов, в частности, на Москов-
ском автомобильном заводе имени Сталина |78], [79], [80].
Сравнительным усталостным испытаниям подвергались накле-
панные и не наклепанные дробью клапанные пружины автомобилей
ЗИС-110 и ЗИС-150, пружины передней подвески автомобилей
ЗИС-110, ЗИС-1100 и «Москвич». Пружины изготовлялись из сталей
Р1, 65Г и 50ХФ, а также 60С2 (пружины передней подвески). Испы-
тания проводились при ассиметричном цикле с амплитудой 24 кг/мм2;
результаты их представлены в табл. 45 и на фиг. 235.
Из графика следует, что в результате дробеструйной обработки
предел выносливости клапанных пружин возрастает примерно на
97—58%.
Дробеструйный наклеп пружин осуществлялся в специализи-
рованной заводской установке дробью диаметром 0,4—0,6 мм с интен-
сивностью, определяемой стрелой прогиба контрольных пластинок,
равной 0,27—0,33 мм.
Внедрение на этом заводе процесса дробеструйного наклепа
клапанных пружин практически полностью исключило рекламации,
285
Габлица 45
Результаты усталостных испытаний спиральных пружин [80]
Марка проволоки пружин Диаметр проволоки в мм Предел выносливости в кг1мм- Повышение пре- дела выносли- вости в е/0
до обработки дробью после обработки дробью
Р1 Г 4,5 1 44 4 58,0 ! 31
65Г 3,75 1 45,8 72,4 ! 58
50ХФ 4,5 48.0 73.8 1 54
60С2 19.8 43,2 64.5 | 50
в то время как до этого клапанные пружины ломались у 10—12%
выпущенных заводом автомобилей.
Следует иметь в виду, что наклепанные дробью пружины при
заневоливании, а если оно отсутствует, то в первый период эксплуа-
Фиг. 235. Результаты усталостных испытании
клапанных пружин [80]:
1, 2 и 3 — соответственно сталь Р1, 65Г и 5ЛХФ без обработки дробью;
4% 3 и 6 — то же, после обработки дробью.
танин имеют повышенную осадку. Так, например, осадка наклепан-
ных дробью клапанных пружин двигателя легкового автомобиля
после 7 час. работы достигала 2,3—2,1 мм. Это соответствовало паде-
нию грузовой характеристики с 23,5—26,5 до 18—28 кг при сжатии
пружины на 45 мм и с 58—62,5 до 54—59,1 кг при сжатии на 35 мм.
Стабилизация упругих свойств пружины может быть достигнута
низкотемпературным отпуском.
в) Практика литейно-механического завода МПС имени Кагановича
Натурные испытания наклепанных дробью наружных пружин
50-тонного грузового вагона, проведенные Д. Г. Иванниковым 175].
показали, что при напряжениях, близких к рабочим, долговечность
превышает в 5—6 раз долговечность ненаклепанных пружин. При
испытаниях напряжение менялось в пределах от 30 до 40,5 кг!мм~
с частотой 80 циклов в минуту. Наклеп производился с экспозицией
для каждого участка пружины 30—40 сек. при непрерывном вра-
щении пружины под потоком дроби.
286
ГОСТ 1452-53 на цилиндрические винтовые пружины ударно-
тяговых приборов и тележек подвижного состава железных дорог
предусматривает дробеструйный наклеп как обязательную техноло-
гическую операцию. Гарантийный срок для пружин в этом ГОСТ
повышен в 3 раза — до 3 лет вместо 1 года.
.3. НАКЛЕП ДРОБЬЮ ГЛУБИНОНАСОСНЫХ НЕФТЯНЫХ ШТАНГ
(ПРАКТИКА ЦНИИТМАШ И ГИПРОНЕФТЕМАШ)
Основная часть нефтяных скважин СССР эксплуатируется глу-
бинными насосами. Насос, располагающийся на значительной глу-
бине, достигающей 1 км и более, связан с приводом колонной штанг.
Обрывы штанг наблюдаются по всей длине колонны и исчисляются
многими тысячами случаев в год. Из общего числа обрывов на верх-
нюю часть колонны приходится 41,7%, на среднюю — 35,7%, па
нижнюю — 22,6%. Ликвидация аварий весьма трудоемка и сопря-
жена с демонтажем части колонны штанг, расположенной над обры-
вом, улавливанием нижней части и повторной сборкой колонны.
Обрывы штанг значительно увеличивают эксплуатационные расходы
и резко снижают добычу нефти.
Проблема повышения почности и долговечности глубиннонасос-
ных штанг имеет большое народнохозяйственное значение. Попытка
решить эту проблему переходом на новые марки сталей, изменением
режима термической обработки штанг или нанесением различного
вида покрытий практически не дали положительных результатов.
Это объясняется тем, что штанги работают в весьма агрессивной кор-
розионной среде, которой является промысловая жидкость, и испы-
тывают при своем возвратно-поступательном движении переменную
нагрузку. Разрушение их имеет явный коррозионно-усталостный
характер.
Работой, проведенной совместно ЦНИИТМАШ и Гипронефтемаш,.
доказана возможность значительного повышения срока службы
штанг дробеструйным наклепом.
Проведенные автором усталостные испытания стальных образ-
цов в воде, а также в других коррозионных средах, по составу
более близких к промысловой жидкости обнаружили положительный
эффект дробеструйного наклепа. Это послужило основанием для
наклепа и промышленных испытаний натуральных глубиннонасосных
штанг.
Наклеп штанг дробью осуществлялся на экспериментальной дро-
беструйной установке ЦНИИТМАШ. Промышленные испытания
в течение 2 лет проводились на промыслах треста «Ишимбайнефть»,
Дробемет был оборудован приспособлением (фиг. 236, а), обеспе-
чивающим осевое перемещение и вращение штанг в процессе наклепа.
Подача составляла 0,175 м1мин, скорость вращения 25 об/мин.
Наклеп производился дробью диаметром 1,2 мм при расходе ее 120 кг
на 1 ног. >м штанги и скорости вращения ротора дробемета
3500 об/мин.
287
б)
Фиг. 236. Приспособление, обеспечивающее осевое
перемещение и вращение штанг: а— к эксперимен-
тальной дробеструйной установке конструкции
ЦНИИТМАШ; б - к установке ДУ-1.
288
Для промышленных испытаний вместе с партией в 100 шт. угле-
родистых штанг из стали 40, наклепанных дробью, была направ-
лена партия тех же штанг, не прошедших обработки. В соответствии
с указаниями Министерства нефтяной промышленности для испытаний
были выделены 13 скважин, характеризующихся по статистическим
данным наибольшим количеством обрывов, имеющих высокую агрес-
сивность среды и максимальную нагрузку на штанги, доходящую до
4000 кг. Штанги устанавливались поочередно наклепанные и не
наклепанные дробью, по 4 шт. в верхней, средней и нижней части
колонны. Результаты испытаний дважды — через 9 мес. и спустя
1 год 10 мес. после спуска штанг — фиксировались актами.
За 9 мес. эксплуатации скважин произошло два обрыва накле-
панных и 27 обрывов не наклепанных дробью штанг, поставленных
на испытание одновременно. Через год после спуска все не наклепан-
ные дробью штанги вышли из строя, в то время как наклепанные
продолжали эксплуатироваться. За 10 мес. второго года промышлен-
ных испытаний вышло из строя всего лишь восемь штапг. Накле-
панные дробью углеродистые штанги по прочности и долговечности
во много раз превосходят все известные ранее штанги, включая и
американские, выполненные из легированной стали.
В соответствии с результатами промышленных испытаний было
принято решение о массовом выпуске наклепанных дробью штанг.
С этой целью заводом была использована дробеструйная установка
ДУ-1 конструкции ЦНИИТМАШ, оснащенная специальным приспо-
соблением для вращения п автоматической подачи 8-метровых штанг
в рабочую камеру.
Специализированная дробеструйная установка ДУ-1 конструк-
ции ЦНИИТМАШ, предназначенная для промышленного наклепа
глубиннонасоспых штанг, представлена на фиг. 236, б. Производи-
тельность установки составляет 80 000 штанг в год при двухсменной
работе.
4. НАКЛЕП ДРОБЬЮ ЗУБЧАТЫХ КОЛЕС
Срок службы зубчатых колес определяется контактной проч-
ностью рабочей поверхности зуба и прочностью самого зуба, рабо-
тающего на изгиб. В настоящее время еще нет единого мнения о воз-
можности повышения контактной прочности зуба дробеструйным
наклепом. Соответствующие прямые эксперименты автора настоящей
работы не выявили заметных преимуществ наклепанных дробью
зубчатых колес. В то же время дробеструйный наклеп значительно
повышает прочность зуба на изгиб при его циклическом нагружении.
Это особенно резко проявляется на тех зубчатых колесах, которые
подвергаются поверхностной термической или термохимической обра-
ботке. Последняя, повышая контактную прочность зуба, в отдельных
случаях не только не меняет, а даже снижает его изгибно-усталостпую
прочность. Из сказанного следует целесообразность комбинированной
обработки зубчатых колес, как, например, сочетание поверхностной
закалки с последующим дробеструйным наклепом. Это позволяет
повысить и контактную и изгибпую прочность зуба. Эффективность
19 сэверин , ij22 289
дробеструйного наклепа зубчатых колес в данном случае объясняется
тем, что основание зуба, т. е. тот участок, где зарождается усталост-
ная трещина, является конструктивным и технологическим кон-
центратором напряжения. У основания зуба, в зоне конструктивного
концентратора напряжений, обычно имеется большое количество
поверхностных технологических рисок, расположенных неблаго-
приятно, а именно нормально к направлению действия главных
напряжений. При поверхностной закалке зуба, особенно если она
не захватывает всю его поверхность, в той же зоне сосредоточены
остаточные растягивающие напряжения. Дробеструйный наклеп
создает благоприятные сжимающие остаточные напряжения в накле-
панном слое и повышает его прочность, изменяет микрорельеф поверх-
ности, устраняя риски, снижает чувствительность стали к поверх-
ностным концентраторам напряжений и, как следствие, в большой
мере устраняет их вредное влияние.
а) Практика ЦНИИТМАШ
Автором проведено испытание на контактно-усталостную проч-
ность наклепанных дробью зубчатых колес, изготовленных изстали45-
Зубчатые колеса имели модуль 4 мм, ширину 25 мм и число зубьев
19 и 57. Малые колеса проходили улучшение (Нв - 220), а боль-
шие— нормализацию (Нв = 180). Ошибка основного шага до на-
клепа дробью не превышала 15 мк, после наклепа составляла 25 мк.
Наклеп дробью производился на экспериментальной дробеструй-
ной установке ЦНИИТМАШ дробью диаметром 1—2 мм при скорости
вращения ротора 2100 об/мин.
Испытания производились замкнутым методом одновременно
с не наклепанными дробью колесами тех же размеров. Скорость
вращения малых колес составляла 1600 об/мин. Смазка испытанных
пар осуществлялась поливанием машинным маслом Т вязкостью
100° Е при температуре 20°. Масло подавалось под давлением 1,2 ати
в количестве 5 л/мин. Перед испытанием колеса проходили на той же
установке предварительную приработку в течение 30 час. при удель-
ном давлении по Герцу 23 кг/мм2.
Результаты испытания наклепанных дробью колес пе выявили
заметных преимуществ перед не наклепанными. При удельных
давлениях в полюсе зацепления 87,5 кг/мм2 признаки усталостного
выкрашивания поверхности появились примерно при 500 000 циклов,,
при удельном давлении 65,2 кг/мм2 — при 2-Ю6 циклах.
Заметим, что усталостное выкрашивание не носило прогрессив-
ного характера и колеса продолжали испытываться дальше. Первые
были сняты с испытаний после 3,77-10® цикла, а вторые — после
5,95-10е цикла.
б) Практика ЦНИИ МПС
Усталостные испытания наклепанных дробью зубчатых колес
были проведены Л. М. Школьником [52] применительно к колесам
тяговых зубчатых передач электроподвижного состава. Эти колеса
изготовляются из улучшенной (закалка с 820°, отпуск при 530°)*
290
стали 37XH3A с числом зубьев 19 и модулем 10 мм. После нареза-
ния зубьев колеса подвергаются поверхностной закалке с последую-
щим отпуском при 180°, чем достигается высокая твердость поверх-
ности (/?с = 50) зуба. У основания зуба поверхностно закаленный
слой прерывается, вследствие
чего в этой зоне появляются
неблагоприятные растягиваю-
щие напряжения.
Экспериментальные колеса
имели ширину 20 мм, которая
лимитировалась мощностью
пульсатора. Усталостные испы-
тания проводились с исполь-
зованием специального при-
способления, изображенного
на фиг. 237. Нагрузка
пульсатора передавалась через
шаровую опору 1 на пуансон 2,
которым и нагружались испытываемые зубья 3. Стержень 4 уравно-
вешивал соответствующие крутящие моменты, возникающие на
испытываемых зубчатых
колесах.
Дробеструйная об-
работка колес осущест-
влялась на пневматиче-
ском дробемете ЦНИИ
МПС дробью диаметром
1,5—1,8 мм при давле-
нии воздуха 5,5—6атм
и продолжительности
наклепа одного колеса
20 мин. Колеса в про-
цессе обработки враща-
лись со скоростью
26 об/мин и перемеща-
лись в осевом напра-
влении.
Испытания велись
при асимметричном из-
гибе С' постоянной ми-
нимальной нагрузкой,
равной 1 т на два зуба.
База испытаний равнялась 5-Ю6 циклов, частота нагружений —
500 циклов в минуту.
Результаты испытаний наклепанных и не наклепанных дробью
колес, прошедших улучшение или поверхностную закалку, пред-
ставлены на фиг. 238.
Из графика видно, что пределы выносливости как улучшенных
так и поверхностнозакаленных зубьев, не прошедших дробеструйную
Фиг. 238. Кривые -выносливости [181J зубьев
колес, обработанных по режимам:
/ — улучшение; 2 — улучшение и наклеп дробью; 3 — за-
калка рабочих поверхностей зубьев; 4 — закалка рабочих
поверхностей зубьев и вьклеп дробью.
19*
291
обработку, совпадают и равны 28,8 кг!мм2. Долговечность улуч-
шенных зубьев при напряжениях, превышающих предел выносли-
вости, более высокая, чем поверхностно закаленных.
Обработанные дробью колеса как улучшенные, так и поверхностно
закаленные, практически не отличаются ни по долговечности, ни
по пределу выносливости. Последний был равен 39,6 кг!мм\ т. е.
превышал предел выносливости не наклепанных дробью зубьев
на 37%.
Заметим, что характер разрушения упрочненного дробью зуба
отличается от характера разрушения неупрочненного зуба. У пер-
вого усталостная трещина, развивающаяся под наклепанным слоем,
образует при окончательном разрушении гребешок, который высту-
пает над поверхностью излома зуба. Толщина этого гребешка соизме-
рима с глубиной наклепанного слоя.
в) Практика Московского института механизации
и электрификации сельского хозяйства
Испытания, аналогичные тем, которые проведены Л. М. Школь-
ником и описаны выше, проведены также Е. Н. Болховитиновой 157]
на зубчатых колесах заднего
моста самоходного комбайна С-4.
Эти колеса изготовлялись из ста-
ли 40X на Люберецком заводе.
Колеса подвергались поверхност-
ной закалке токами высокой ча-
стоты с последующим отпуском
при 200°, чем достигалась твер-
дость поверхностного слоя /?с —
= 47 52. Колеса имели модуль
число зубьев 42 и ширину
45 мм. Наклеп дробью осуще-
ствлялся на дробемете механиче-
ского принципа действия кон-
струкции ВИСХОМ дробью диа-
метром 0,5—1 мм при скорости
вращения ротора 2400 об/мин и
экспозиции 15 мин. Усталостные
Фиг. 239. Кривые выносливости
зубьев шестерен (57]:
1 - не наклепанных др^ью; 2 наклепанных ИСПЫТЗНИЯ ПРОВОДИЛИСЬ При аСИМ-
метричпом изгибе с минимальной
нагрузкой на пульсаторе 1 т. База испытаний 5-10° циклов,
частота 1000 циклов в минуту. Для испытаний использовалось
приспособление, описанное выше. Соответствующие кривые выносли-
вости представлены на фиг. 239.
Из графика видно, что благодаря дробеструйному наклепу уста-
лостную прочность зуба удалось повысить на 22%, изменив предел
выносливости с 22,8 до 27,8 кг/мм2.
292
г) Практика Горьковского автомобильного завода имени Молотова
На Горьковском автомобильном заводе дробеструйным наклепом
повышена усталостная прочность зубчатых колес [87]. Зубчатые
колеса коробок передач автомобиля М-20 изготовляются из стали 40Х
и подвергаются химико-термической обработке. Дробеструйный наклеп
колес несколько увеличивает их размеры по наружному диаметру,
а также создает шероховатость рабочей поверхности зубьев. Межцен-
тровое расстояние в беззазорном зацеплении обработанного дробью
колеса с контрольным колесом увеличивается в пределах!),01—0.03мм
вне зависимости от размера дроби (диаметр 0,4—0,6 или 0,8—1 лле)
и экспозиции наклепа (22 или 132 сек.). Допуск на межцентровое
расстояние, согласно техническим условиям, составляет 0,07 мм.
Проверкой качеств наклепанных дробью зубчатых колес заметных
преимуществ ненаклепанных перед наклепанными не установлено.
Г1аклеп дробью осуществлялся па двухроторной установке, обеспе-
чивающей вращение и поступательное движение колес в процессе
обработки. Скорость вращения ротора составляла 2200 об/мин.
скорость конвейера 4,8 м/мин, подача дроби 110 кг!мин на один ротор
и экспозиция за два прохода 60 сек.
Испытания показали, что дробеструйный наклеп не понизил ста-
тическую прочность коробок передач в сборе. Стендовым усталостным
испытаниям подвергались одновременно две коробки, смонтирован-
ные по замкнутой схеме па первой передаче. В результате этих испы-
таний оказалось, что в коробках с ненаклепанными шестернями
через 6,5—14 час. имели место поломки зубьев, преимущественно
на блоке колес. Коробки с наклепанными колесами были сняты
с испытания через 131 час без каких-либо поломок зубьев в состоя-
нии, годном для дальнейшей работы. Таким образом, долговечность
зубчатых колес дробеструйным наклепом была повышена более чем
в 10 раз.
д) Практика Челябинского тракторного завода
Исследование возможности повышения прочности крупномодуль-
ных прямозубых зубчатых колес дробеструйным наклепом было про-
ведено на Челябинском тракторном заводе Я. Е. Гольдштейном и
А. Н. Демьяновичем [921. При внедрении поверхностной закалки
завод встретился, с трудностью получения сплошного упрочненного
слоя по всей рабочей поверхности зуба и его впадине. Отсутствие
упрочнения по впадине вызвало снижение усталостной прочности
при изгибе как самого зуба, так и венца зубчатого колеса. Наклеп
дробью, осуществленный после поверхностной закалки, не только вос-
становил усталостную прочность зубчатых колес, но и повысил ее.
Зубчатые колеса были изготовлены из стали 45 и наклепаны на
дробеметах как механического, так и пневматического принципов
действия. Наклеп осуществлялся дробью диаметром 1—1,5 мм.
Экспозиция пакета, составленного из восьми колес, 25—30 мин. При
дробеструйной обработке рабочая поверхность зуба не защищалась
293
Таблица 46
Влияние наклепа дробью на усталостную прочность
крупномодульных колес [92]
Марка стали Обработка Количество циклов до раз- рушения
венца колес зуба колес
45 Поверхностная закалка зуба с обрывом слоя у впадины ! 143000 391 000
45 45Х То же и дробеструйный наклеп Сплошная закалка в масле и низкий от- пуск (твердость //д = 477-Г-514) . . • . . . >5-10® । 170000 >5 10» 77 000
45Х То же и дробеструйный наклеп ; >5-10» >5-10»
от попадания дроби. Испытания велись на 100-тонном пульсаторе
при частоте нагружении 500 циклов в минуту. Минимальная нагрузка
верхностно закаленных шестерен из
стали 45 |92]:
1 — без наклепа дробью; ' 2 —* наклепанные
дробью.
как при испытании обода, так и
зуба была 5000 кг, максимальная —
соответственно 26 500 и 28500 кг.
Значение долговечности как для
этих колес, так и для колес, под-
вергнутых сплошной закалке и
изготовленных из стали 45Х, да-
ны в табл. 46, кривые выносли-
вости — на фиг. 240.
Испытания показали, что дол-
говечность увеличилась в десятки
раз, а нагрузочная способность
повысилась в 1,5 раза. Эти резуль-
таты послужили основанием для
внедрения дробеструйного наклепа
в серийное производство прямозубых крупномодульных зубчатых
колес, которые предварительно подвергаются поверхностной закалкё
токами высокой частоты.
5. НАКЛЕП ДРОБЬЮ ПОЛУОСЕЙ ЗАДНЕГО МОСТА ТРОЛЛЕЙБУСА
(ПРАКТИКА ЦНИИТМАШ)
В эксплуатации полуоси заднего моста троллейбуса испытывают
повторно-переменное скручивание. Опасное сечение расположено
в зоне перехода полуоси от гладкого участка к шлицованному.
Именно в этом месте зарождаю гея усталостные трещины, развитие
которых приводит к поломке полуоси (фиг. 241). Полуоси изготов-
ляются из улучшенной стали 37XH3A.
На дробеструйной установке ДУ-1 в ЦНИИТМАШ была накле-
пана дробью диаметром 1,0—1,2 мм партия полуосей при скорости
вращения ротора 2900 о/бмин|и экспозиции 6 мин. Полуоси разме-
294
щались в рабочей камере дробемета на вращающихся опорных вали-
ках и наклепывались в два приема с одной и с другой сторон.
Подступичная часть шлицев защищалась при обработке от попа-
дания дроби стальными муфтами. Однако сплошной наклеп шлицев
показал, что размеры шлицевой части по-
луоси изменяются при наклепе дробью
столь незначительно, что это че препят-
ствует сборке и нормальной работе шлице-
вых соединений. К тому же выводу пришли
и работники Московского автомобильного
завода имени Сталина.
Эксплуатационные испытания показали,
что долговечность наклепанных полуосей
значительно больше, чем ненаклепанных.
Так, например, наклепанные дробью полу-
оси, установленные одновременно с не-
наклепанными на девяти троллейбусах
марки МТВ-82 «Д», вышли из строя лишь
в двух случаях — при пробеге 48 777 и
50 000 км, в то время как ненаклепанные —
в восьми случаях при среднем пробеге
28 000 км.
Таким образом, долговечность полуосей
заднего моста троллейбуса дробеструйным
наклепом повышена в 1,8 раза, а число их
троллейбуса 50 000 км сокращено в 4 раза.
Фиг. 241. Излом полу-
оси заднего моста трол-
лейбуса.
поломок при пробеге
6. НАКЛЕП ДРОБЬЮ ПУАНСОНОВ ДЛЯ ГОРЯЧЕЙ ШТАМПОВКИ КОЛЕЦ
ПОДШИПНИКОВ КАЧЕНИЯ (ПРАКТИКА ЦНИИТМАШ И ОРГА ВТО ПРОМ)
Пуансоны (фиг. 242) для горячей штамповки колец подшипников
качения изготовляются из стали
Фиг. 242. Пуансоны для горячей
штамповки колец подшипников ка-
чения.
Пуансоны наклепывались на
дробью диаметром 0,7—1,1 мм
ЭИ160 следующего химического
состава: 0,4% С; 0,4?6 Мп;
0,45% Si; 8,0% Сг; 2~3% W;
0,3% Ni. Выход пуансонов из
строя происходит из-за смятия
рабочей кромки и появления
задиров на цилиндрическом
участке. Предварительно про-
веденными экспериментами по
дробеструйному наклепу стали
ЭИ160 выявлено, что специфи-
ческая структура поверхност-
ного слоя и повышенная его
твердость, связанные с накле-
пом дробью, сохраняются при
нагреве до 500°.
дробеструйной установке ДУ-1
ри скорости вращения ротора
295
Фиг. 243. Пуансон, установленный на
вращающихся опорных валиках в рабо-
чей камере дробемета ДУ-1.
2900 об/мин и экспозиции 3 мин. Пуансоны устанавливались в рабо-
чей камере дробемета на вращающихся опорных валиках (фиг. 243).
Эксплуатационные испыта-
ния на стойкость наклепанных
и не наклепанных дробью пуан-
сонов производились в кузнеч-
ном цехе 1-го Государственного
подшипникового завода. Ре-
зультаты испытаний оценива-
лись по количеству выпущен-
ных до смены пуансона колеи,
соответствующих по размерам,
техническим условиям, приня-
тым на заводе.
Испытания показали, что
наклепанные дробью пуансоны
обладают значительно большей
стойкостью по сравнению с не-
наклепанпыми. Так, например, при штамповке колец подшипников
качения № 307, 308 и 27709 долговечность пуансонов благодаря
дробеструйному наклепу была повышена в среднем в 2 раза.
7. НАКЛЕП ДРОБЬЮ ГИБОЧНЫХ МАТРИЦ ШТАМПОВ ДЛЯ ХОЛОДНОЙ
ШТАМПОВКИ (ПРАКТИКА ЦНИИТМАШ И ОРГАВТОПРОМ)
Гибочные матрицы (фиг. 244) для холодной штамповки вкладышей
автомобильных подшипников изготовляются из сталей ЭИ190,50ХВС.
У7 и У12. Согласно техническим усло-
виям, их твердость должна .быть в пре-
делах 7?с = 58 4- 60.
Рабочие поверхности матриц накле-
пывались на дробеструйной установке
ДУ-1 дробью диаметром 0,7—1,1 мм при
скорости вращения ротора 2900 об/мин и
экспозиции 3 мин. В результате наклепа
твердость этих поверхностей повысилась
на Rc = 6-4-7. Наклепанные дробью ма-
Фиг. 244. Гибочная матрица
для холодной штамповки
вкладышей автомобильных
подшипников.
трицы до испытаний шлифовались и при-
тирались к пуансонам по краске в соот-
ветствии с принятой на заводе техноло-
гией. Результаты промышленных испы-
таний приведены в табл. 47.
Из табл. 47 следует, что срок службы матриц (без нерешлифовки)
возрастает благодаря дробеструйному наклепу в 1,3—1,9 раза. Глу-
бина наклепа упрочненных дробью матриц достигала 0,5 мм; это
позволяло производить их двукратную перешлифовку без снижения
повышенной стойкости, связанной с дробеструйным наклепом.
296
Таблица 4/
Результаты производственных испытаний наклепанных
н не наклепанных дробью гибочных матриц для холодной
штамповки вкладышей автомобильных подшипников
1 1 । Материал матриц Средняя стойкость матриц в числе рабочих циклов . | Увеличение срока I службы В 1
не наклепанных дробью наклепанных дробью
ЭИ 190 10000 18000 80 i
5ХВС 6500 12 700 1 95
У7 15000 20000 33 1
' У12 14500 20000 38 1
8. НАКЛЕП ДРОБЬЮ КОЛЕЦ ПОДШИПНИКОВ КАЧЕНИЯ
(ПРАКТИКА ЭНИИПП)
Иссл едова ние эффекта вности упрочнен и я колец подтип ни кок
качения при дробеструйном наклепе было проведено А. А. Порту-
галовой 159]. Наклеп производился на экспериментальной грави-
тационной дробеструйной установке конструкции ЭНИИПП сталь-
ными подшипниковыми шариками диаметром 2 мм при высоте паде-
ния дроби 1,6 м, расходе дроби 2,5 кг!мин и длительности обработки
1,5 часа. Дробеструйной обработке подвергалась рабочая поверх-
ность внутренних колец подшипников № 204 (1ГПЗ) классов «Н»
и «П». Результаты стендовых испытаний показали повышение долго-
вечности подшипников качения в результате дробеструйного наклепа
рабочей поверхности их внутренних колец в 2,3—2,4 раза. В качестве
оптимального режима наклепа прецизионных деталей А. А. Порту-
галовой рекомендуется указанный выше режим при экспозиции
1 час. Этот режим применительно к закаленной стали ШХ15 обеспе-
чивает повышение ее твердости на 2-• 3 при глубине наклепан-
ного слоя 0,08—0,11 мм. Чистота поверхности после наклепа II ск =
~ 0,075 -ь 0,225 мк при чистоте в исходном состоянии II ~ 0,075 :
4-0,170 мк.
9. НАКЛЕП ДРОБЬЮ СПИРАЛЬНЫХ СВЕРЛ (ПРАКТИКА МОСКОВСКОГО
АВТОМОБИЛЬНОГО ЗАВОДА ИМЕНИ СТАЛИНА)
На Московском автомобильном заводе имени Сталина проведены
сравнительные испытания обычных и наклепанных дробью спираль-
ных сверл из быстрорежущих сталей Р18 и Р9. Сверла предназна-
чались для сверления смазочных отверстий в шатуне и проушин
в передних балках автомобиля ЗИС-150. Этими испытаниями [83].
результаты которых представлены в табл. 48, выявлена возможность
замены двукратного отпуска после закалки сверл их дробеструйным
наклепом. Время на обработку сверл по новой технологии сокра-
щается на 10—15?о при значительном повышении срока службы
сверл между переточками.
297
Таблица 48
Влияние дробеструйного наклепа на стойкость спиральных сверл [83|
Характеристики сверл Сверление глубоких смазочных отверстий в теле шатуна ЗИС-150 Сверление проушин в передних балках автомобилей ЗИС-150
Диаметр сверла в мм 6 1 6
Материал сверла (марка стали) . . . Стойкость сверл между переточками, оцениваемая по количеству обработан- ных изделий: при термообработке по нормальной Р18 J 1 1 ! Р9 ।
технологии при термообработке по нормаль- 8,8 43,1
ной технологии и упрочнении . . при термообработке по новой тех- нологии (без отпуска) и обра- 12.1 * 46,6 **
ботке дробью * Сверла хромированы. ** Сверла цианированье 18.4 62Л
10. ВЫВОДЫ
Дробеструйным наклепом повышается усталостная прочность ряда
машиностроительных деталей, в том числе: листовых рессор, спираль-
ных пружин, глубиннонасосных штанг, зубчатых колес, полуосей
транспортных машин, пуансонов горячей штамповки, гибочных
матриц, штампов для холодной штамповки, колец подшипников
качения и спиральных сверл. Номенклатура упрочняемых дробью
деталей этим перечнем далеко не исчерпывается. Многие работы,
ведущиеся по упрочнению деталей дробью, и соответствующие резуль-
таты еще не получили освещения в нашей печати, однако можно
утверждать, что дробеструйный наклеп весьма эффективен при упроч-
нении деталей из цветных и специальных сплавов, деталей, работаю-
щих при циклической ударной нагрузке, а также статической, но
в условиях коррозионной среды.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Дробеструйный наклеп является относительно новым и прогрес-
сивным видом упрочняющей технологии. Высокая эффективность и
универсальность процесса закрепили за ним прочное место в промыш-
ленности.
Экспериментальные исследования, проведенные в нашей стране,
а также опыт отечественных заводов позволили разработать теорети-
ческие основы процесса дробеструйного наклепа. Это потребовало
научного обобщения накопленного материала, проведения весьма
многочисленных и тщательных экспериментов по измерению оста-
точных напряжений, которыми сопровождается процесс дробеструй-
ного наклепа, исследования прочности наклепанных дробью образцов
и деталей, анализа работы основных элементов специального обору-
дования, а также решений тепловой задачи применительно к данному
процессу.
В настоящей работе:
1. Установлена связь между параметрами режима дробеструй-
ной обработки, глубиной наклепанного слоя и величиной остаточных
напряжений в нем, что позволяет, изменяя отдельные параметры
режима и добиваясь оптимальных условий наклепа, сознательно управ-
лять процессом.
2. Проведен анализ деформации деталей при дробеструйном
наклепе, позволивший разработать новый метод контроля процесса,
а также дать расчетные формулы для определения предварительной
кривизны наклепываемых деталей (листовые рессоры и др.). Данные
по предварительной кривизне необходимы при конструировании зака-
лочных штампов.
3. Создан новый экспериментальный метод определения остаточ-
ных напряжений применительно к поверхностно упрочненным и,
в частности, наклепанным дробью деталям. Практическое исполь-
зование этого метода позволило выявить влияние отдельных параме-
тров режима дробеструйного наклепа на характер напряженного
состояния поверхностно упрочненного слоя.
4. Использован оптический метод измерения напряжений с целью
анализа напряженного состояния в поверхностно упрочненных
деталях, что позволило исследовать напряженное состояние непо-
средственно в зонах конструктивных концентраторов. Установлена
высокая концентрация в соответствующих зонах остаточных
299
напряжений, градиент которых вполне соизмерим с наблюдающимся
при приложении внешних нагрузок.
5. Приведены результаты экспериментальных исследований, вы-
явивших влияние различных факторов на прочность обрабатываемых
дробью деталей и эффективность наклепа. К числу этих факторов
относятся: термическая обработка, продолжительность наклепа, кон-
фигурация деталей, их абсолютные размеры, чистота поверхности,
эксплуатационные условия (коррозионная среда) и т, п. Данные
эксперименты позволили выявить оптимальные режимы наклепа
и подтвердить основные положения, вытекающие из теоретической
части работы.
6. Проведено исследование теплового эффекта дробеструйного
наклепа, установлено распределение температуры по сечению детали
и дан тепловой баланс процесса. Это исследование представляет
существенный интерес в связи с тем, что дальнейшее развитие про-
цесса дробеструйного наклепа сопровождается увеличением мощ-
ности оборудования, использованием высокопрочной стальной дроби
и, как следствие, значительным нагревом деталей в процессе их
обработки.
7. Установлены законы движения дроби в роторе дробемета
механического принципа действия. Проведена оценка характера
и интенсивности износа его лопаток в зависимости от конструктив-
ных элементов и режима работы, а также даны рекомендации по
конструированию отдельных элементов дробемета.
8. Проведен анализ существующих дробеструйных установок,
различных конструкций и принципов работы. Это, а также ранее
проведенное теоретическое исследование позволили создать дробе-
струйную установку оригинальной конструкции, обладающей рядом
преимуществ по сравнению с известными ранее образцами. В настоя-
щее время данная установка выпускается серийно рядом пред-
приятий.
9. Дано описание технологии наклепа дробью ряда машинострои-
тельных деталей, а также результаты их стендовых и эксплуата-
ционных испытаний, выявившие в отдельных случаях исключительно
высокую эффективность поверхностного упрочнения.
Автор надеется, что настоящая книга, обобщающая теоретиче-
ские, экспериментальные и конструкторские работы в области
дробеструйного наклепа, поможет еще более широкому внедрению
этого перспективного процесса упрочнения деталей в отечественную
практику машиностроения.
ЛИТЕРАТУРА
1. Гл и кма н Л. А., Степанов В. А., О возникновении остаточных
напряжений при шлифовке, «Журнал технической физики», т. XVI, вып. 7,
1946.
2. Гликман Л. А., Санфирова Т. Н., Степанова В. А.,
Возникновение остаточных напряжений при шлифовке высокохром истой не-
ржавеющей стали, «Журнал технической физики», т. XIX, вып. 4, 1949.
3. Гордон И. М., Пояснение возможности повышения твердости де-
талей на дождевом приборе Герберта, «Заводская лаборатория» № 2, 1935.
4. Козловский И. С., Влияние шотпинннга на повышение стойко-
сти в эксплуатации ответственных деталей автомобильных и авиационных мо-
торов, «Американская техника и промышленность» № 5, 1945.
5. Козловский И. С., Обработка автомобильных деталей стальной
дробью для повышения сопротивления усталости, «Автомобильная промышлен-
ность» № 3, 1946.
6. Козловский И. С., Практика применения процесса шотпининга
для обработки ответственных деталей машин, «Американская техника и про-
мышленность» № 2» 1947.
7. Р е г и р е р 3. Л.» Повышение усталостной прочности дробеструйным
методом, Труды ЦНИИ НКТП, № 2—3 (23—24), 1945.
8. Per и р е р 3. Л., Повышение усталостной прочности деталей дробе-
струйной обработкой, «Вестник машиностроения» № 10, 1947.
9. Л о м а ч ей ков С. Е.» Попов П. И., Уплотнение поверхностных
слоев деталей обдувкой дробью, «Технико-информационный бюллетень МТМ
СССР» № 1—2, 1946.
10. Прокофьев В. Г., Увеличение сопротивления усталости посред-
ством нагартовки дробью, «Американская техника и промышленость» № 6,
1946.
11. Болховитинов Н. Ф., Обработка стальной дробью, «Вестник
машиностроения» № 3, 1947.
12. Самсонов Ф. Л., Обработка автомобильных деталей дробью для
повышения усталостной прочности, «Автомобильная промышленность» № 2,
1948.
13. Григорьев А. П., Дробеструйная обработка цветных сплавов,
«Автомобильная промышленность» № 1, 1950.
14. Са вери н М. М., Влияние обдувки дробью на повышение устало-
стной прочности деталей, «Вестник машиностроения» № 7, 1947.
15. Севери н М. М., Обдувка дробью как способ повышения усталостной
прочности, ЦНИИТМАШ, кн. 10, Машгиз, 1948.
16. С а в е р и н М. М., Упрочнение машиностроительных деталей дробе-
струйным наклепом, ИТЭИН, М. 1948.
17. С а в е р и и М. М., Исследование процесса дробеструйного упрочнения,
ЦНИИТМАШ, кн. 24, Машгиз, 1949.
18. С а в е р и и М. М., Применение дробеструйного наклепа для повыше-
ния конструкционной прочности и долговечности машиностроительных деталей,
«Вестник машиностроения» № 7, 1950.
19. С а в е р и н М. М., Дробеструйная установка для упрочнения дета-
лей, «Вестник машиностроения» N? 2, 1951; «Sovetska veda» № 1, 1951 (Чехосло-
вакия).
.301
20. Са в е р и и М. М., Тепловой эффект процесса дробеструйного наклепа
«Вестник машиностроения! № 10, 195!.
21. Савсрин М. М., Определение остаточных напряжений, возни-
кающих при дробеструйном наклепе, ЦНИИТМАШ, кн, 40, Машгиз, 1951.
22. С а в е р и н М. М., Дробеструйный наклеп деталей машин, Справоч-
ник машиностроителя, т. 2, Машгиз, 1951.
23. С а в с р и н М. М., Тепловой эффект процесса дробеструйного наклепа
ЦНИИТМАШ, кн. 43, Машгиз, 1951.
24. Са в е р и н М. М., Установка для поверхностного наклепа деталей
с целью упрочнения, ИТЭИН, «Технико-экономическая информация! № К-942,
1951.
25. Са в ер и н М. М., К вопросу расчета роторных дробеметов, «Вестник
машиностроения» № 5. 1952.
26. СаверинМ. М., Движение дроби в роторе дробемета механического
принципа действия, ЦНИИТМАШ, кн. 49, Машгиз, 1952.
27. Кудрявцев И. В., Савер и н М. М., Рябченков А. В.,
Методы поверхностного упрочнения деталей машин, Машгиз, 1949.
Editure tehnica, 1952 (Румыния).
28. С а в е р и и М. М., 3 авар цева В. М., Применение оптического
метода к анализу распределения остаточных напряжений, возникающих при
поверхностном упрочнении деталей машин, ЦНИИТМАШ, кн. 40, Машгизу
1951.
29. С а в е р и к М. М., С краб ел и и с к и й Н. В., Плавский В.
Дробеструйная установка ЦНИИТМАШ типа ДУ-1, ЦНИИТМАШ, кн. 49,
Машгиз, 1952.
30. К у Д р я в цев И. В., Внутренние напряжения как резерв прочности
в машиностроении, Машгиз, 1951.
31. Кудрявцев И. В., Повышение усталостной прочности сварных
металлоконструкций, ЦНИИТМАШ, кн. 43. Машгиз, 1951.
32. Кудрявцев И. В., Влияние остаточных напряжений на устало-
стную прочность сварных соединений, сборник «Повышение усталостной проч-
ности деталей машин поверхностной обработкой», Машгиз, 1952.
33. Кудрявцев И. В., С а в в и н а Н. М., Влияние поверхностного
упрочнения на усталостную прочность сверхпрочного чугуна, ЦНИИТМАШ,
кн. 49, Машгиз, 1952.
34. ’Кудрявцев И. В., Савина Н. М., Повышение усталостной проч-
ности сварных соединений поверхностным наклепом, «Автогенное дело» № 4,
35. Рябченков А. В., Защита стали от коррозионно-усталостных
разрушений, ЦНИИТМАШ, кн. 31, Машгиз, 1950.
36. Р я б ч е н к о в А. В.. Поверхностная обработка для повышения корро-
зионно-усталостной прочности стали, сборник «Повышение усталостной прочно-
сти деталей машин поверхностной обработкой», Машгиз, 1952.
37. Р я б ч е н к о в А. В.. Коррозионно-усталостная прочность стали,
Машгиз, 1953.
38. Рябченков А. В., Тимербулатов М. Г., Влияние обработки
поверхности на коррозионную стойкость стали, ЦНИИТМАШ, кн. 31, Машгиз.
1950.
39. Рябчен крв А. В., Тимербулатов М. Г., Исследование влияния
различных видов обработки поверхности на склонность стали к коррозии мето-
дом снятия поляризационных кривых. ЦНИИТМАШ, кн. 31, Машгиз, 1950.
40. Рябченков А. В., Казимировская Е. Л., Поверхностные
виды упрочнения как средство повышения коррозионно-усталостной прочности
в условиях атмосферной коррозии, ЦНИИТМАШ, кн. 61, Машгиз, 1953.
41. Р я б ч е н к о в А. В., Казимировская Е. Л., Влияние атмо-
сферной коррозии на усталостную прочность стали и методы поверхностного
упрочнения, сборник «Некоторые вопросы усталостной прочности стали», Маш-
гиз, 1953.
42. X е й ф е ц С. Г., Влияние абсолютных размеров на усталостную проч-
ность при поверхностном упрочнении стали, ЦНИИТМАШ,. кн. 43, Машгиз,
1951.
302
43. ХейфецС. Г., Влияние абсолютных размеров на эффект поверхно-
стного наклепа стальных деталей, «Вестник машиностроения» № 8, 1951.
44. Кобрин М. М., Упрочнение литой стали поверхностным холодным
наклепом, ЦНИИТМАШ, кн. 40, Машгиз, 1951.
45. Куликов О. О., Исследование эффективности поверхностных ме-
тодов упрочнения для деталей, подвергающихся циклическому кручению,
ЦНИИТМАШ, кн. 49. Машгиз, 1952.
46. Куликов О. О., Об эффектичности упрочняющей поверхностной
обработки при кручении, Сборник «Некоторые вопросы усталостной прочности
стали», Машгиз, 1953.
47. Семенов И. Т., Обдувка поверхности деталей дробью, Оборонгиз,
1948.
48. Щапов Н. П., Пластическая деформация как средство повышения
прочности металлов и сплавов, Труды совещания по методам повышения проч-
ности деталей машин, изд. АН СССР, 1949.
49. Щапов Н. Г1., Поверхностное упрочнение в применении к деталям
железнодорожного оборудования, сборник «Повышение усталостной прочности
деталей машин поверхностной обработкой», Машгиз, 1952.
50. Ш к о л ь и и к Л. М., О методике определения остаточных напряже-
ний, вызываемых дробеструйной обработкой, «Заводская лаборатория» № 10,
1949.
52. Школьник Л. М., Девяткин В. П., Повышение прочности
шестерен дробеструйным наклепом, «Вестник машиностроения» № 12,
1950.
53. П у л ь ц и и Н. М., Влияние дробеструйной обработки на остаточные
напряжения и предел выносливости сталей, Труды ЛКВВИА, вып. 29,
J949.
54. Пульцвн Н. М., Влияние поверхностного упрочнения на предел
выносливости и остаточные напряжения в стали, Сборник «Некоторые вопросы
усталостной прочности стали», Машгиз, 1953.
55. Б о л х о вити н ов а Е. II., Исследование влияния обработки дробью
на циклическую вязкость нормализованных конструкционных сталей, «Вестник
машиностроения» № 10, 1949.
56. Болховитинова Е. Н., Исследование влияния обработки
дробью на предел выносливости сталей, применяемых в с.-х. машиностроении,
«Сельхозмашина» № 11, 1949.
57. Болховитинова Е. Н., Повышение усталостной прочности
закаленных т. в. ч. шестерен путем обработки дробью, «Вестник машинострое-
ния» № 7, 1950.
58. Болховитинова Е. Н., Влияние дробеструйного наклепа на
превращение аустенита. «Вестник машиностроения» №> 5, 1952.
59. П о р т у г а л о в а А. А., Дробеструйное упрочнение прецизионных
деталей, «Вестник машиностроения» № 7, 1950.
60. Сервисен С. В., Проблема прочности в отечественном машино-
строении» «Вестник машиностроения> № 2, 1948.
61. Сервисен С. В., Сопротивление усталости и конструктивно-тех-
нологические методы повышения прочности деталей. Труды совещания по ме-
тодам повышения прочности деталей машин, изд. АН СССР, 1949.
62. С е р е н с е и С. В., Сопротивление усталости в связи с упрочнением
и конструктивными факторами, Сборник «Повышение усталостной прочности
деталей машин поверхностной обработкой», Машгиз, 1951.
63. Мещанинова Г. П., Остаточные напряжения в связи с упроч-
няющей поверхностной обработкой. Динамика и прочность авиадвигателей,
Сборник статей, № 3, Оборонгиз, 1949.
64. Кузьмин М. И., Новый метод отделки поверхности деталей накле-
пыванием, ИТЭИН, Консультативный материал № К/397, 1951, «Информационно-
технический листок» № 14, Ленинградский дом научно-технической пропаганды,
1952.
65. РатнерС. И., Прочность в пластичность в металле, Оборонгиз, 1949.
66. Р а т в е р С.. И., 3 а х а р о в И. И., К вопросу о повышении предела
усталости методом поверхностного наклепа, «Заводская лаборатория» № 10, 1948.
303
67. Ш a in и н М. Я., Установление рациональных режимов упрочнения
деталей дробеструйной обработкой, «Вестник машиностроения» № 10,
1951.
68. Шатин М. Я., Исследование усталостной прочности наклепанных
дробью образцов при нагружении выше предела усталости, «Вестник машино-
строения» Afe 9, 1952.
69. Шапошников Н. А., Механические испытания материалов,
Машгиз, 1951-
70. Листгартеи Л. С., Влияние состояния поверхности и термооб-
работки на усталостную прочность рессорной стали, Сборник «Повышение
усталостной прочности деталей машин поверхностной обработкой», Машгиз,
1952.
71. Фредов В. Н., Зайцева А. Я., Повышение стойкости штампов
для горячей и холодной штамповки путем дробеструйной обработки ^Автомобиль-
ная и тракторная промышленность» № 4, 1952.
72. Орлов Г. М., Некоторые вопросы теории дробеметного колеса, «Ли-
тейное производство» № 4, 1951.
73. Орлов Г. М.» К теории рабочего процесса дробеметного колеса,
«Литейное производство» № 1, 1952.
75. И в а н и и к о в Д. Г., Наклеп дробью как средство увеличения долго-
вечности железнодорожных рессор и пружин, «Вестник машиностроения» № 10,
1953.
76. Г у р е в и ч Б. Г., С а н д л е р С. И.. Т р у н и н а Е. В., Дробеструй-
ный наклеп цементованных шестерен, Сборник «Некоторые вопросы усталостной
прочности стали», Машгиз, 1953.
77. Ассонов А. Д., Поверхностное упрочнение стальных деталей,
Конференция по методам упрочнения деталей машин (тезисы докладов), изд.
ВНИТОМАШ, апрель, 1951.
78. Карасев Н. А., Дробеструйная обработка спиральных пружин,
«Автомобильная промышленность» № 12, 1948.
79. Карасев Н. А., Метод упрочнения деталей дробью, «Вестник инже-
неров и техников» № 5, 1949.
80. Карасев Н. А., Повышение сроков службы рессор и спиральных
пружин наклепом дробью, «Вестник машиностроения» № 1, 1951.
81. Карасев Н. А., Чугунная дробь для очистки и поверхностного
упрочнения деталей, «Литейное производство» № 4, 1951.
82. Карасев Н. А., О выносливости рессорной стали марки 55С2 при
действии воды, «Вестник машиностроения» № 5, 1952.
83. Карасев Н. А., О распаде остаточного аустенита в сталях под
влиянием обработки дробью, «Вестник машиностроения» № 1, 1952.
84. Карасев Н. А., Применение стальной дроби из проволоки для на-
клепа деталей, «Автомобильная и тракторная промышленность» № 2,
1952.
85. Карасев Н. А., Повышение выносливости деталей автомобиля
наклепом дробью, сборник «Повышение усталостной прочности деталей машин
поверхностной обработкой», Машгиз, 1952.
86. К а р а сев Н. А., Наклеп дробью деталей, находящихся в напряжен-
ном состоянии, «Вестник машиностроения» № 8, 1953.
87. Тарасов А. М., Свешников Д. А., Опыт применения чугун-
ной дроби для повышения усталостной прочности автомобильных деталей мето-
дом дробеструйной обработки, «Автомобильная и тракторная промышленность»,
№ 2, 1952.
88. Та р а со в А. М., С в е ш н и к о в Д. А., К е м а е в П. Г., Установка
для испытания дроби на разбиваемость и опенка качества дроби, «Вестник ма-
шиностроения» № 10, 1951.
89. Свеш и к ков Д. А., Пар х и лове кий И. Г., Влияние дробе-
струйной обработки на изменение кривизны рессорных листов, «Автомобиль-
ная и тракторная промышленность» № 2, 1952.
90. Тарасов А. М., Свешников Д. А., Применение стальной
дроби для поверхностного упрочнения деталей, «Вестник машиностроения»
№ 8, 1952.
304
91. СвешниковД. А., Тарасов А. М., Наклеп металла в стати-
чески-напряженном состоянии, «Вестник машиностроения» № 8, 1953.
92. Гольдштейн Я. Е.» Демьянович А. Н., Вопросы прочности
крупномодельных шестерен, закаленных т. в. ч., «Вестник машиностроения»
№ 1, 1952.
93. В е т в и т с к и й А. М., ХолмогоровМ. В., Машины для обработки
деталей дробью, «Литейное производство» № 4, 1951.
94. Ветвите ки й A. AL, ХолмогоровМ. В., Машины для обработки(
деталей дробью, «Литейное производство» № 8, 1951.
95. Шевелев А. Е., Опыт применения графитизирующейся стали,
«Вестник машиностроения» № 9, 1949.
96. Глухов П. Д., Износостойкий чугун для лопастей дробеметных
аппаратов, «Литейное производство» № 2, J950.
97. Гусев В. В., Организация производства чугунной дроби на заводах
с.-х. машиностроения, «Сельхозмашина» № 4, 1952.
98. Б о р о да в ч е н к о П. И., Беленовский И. П., Д р о н о в А. Н..
Отливка дроби для дробеметных установок, «Сельхозмашина» № 4,
1952.
99. Беленовский И. П. и др., Технология производства чугун-
ной дроби, «Литейное производство» № 8, 1951.
100. ОРГТРАНСМАШ, Оборудование для поверхностного упрочнения
(наклепа) деталей, Обмен техническим опытом, вып. 23, М. 1951.
101. К а л а к у ц к и й Н. В., Исследование внутренних напряжений в чу-
гуне и стали, СПБ, 1887.
102. Д а в и ден ко в Н. Н., Шевандин Н. М., Исследование оста-
точных напряжений, создаваемых изгибом, «Журнал технической физики»,
т. IX, вып. 12, 1939.
103. Давиденков Н. Н., Измерение остаточных напряжений в тру-
бах, «Журнал технической физики», т. I, вып. I, 1931.
104. Давиденков Н. Н., Я кутович М. В., Опыт измерения оста-
точных напряжений в трубах, «Журнал технической физики», т. I, вып. 2—3,
1931.
105. Давиденков Н. Н., Об измерении напряжений в толстостен-
ных трубах малого диаметра, «Металлург» № 12, 1936.
106. Одинг И. А., Метод анализа объемных изменений я внутренних
напряжений, ЦНИИТМАШ. 1943.
107. Аксенов Г. Н., Определение упругих напряжений в мелкокристал-
лическом агрегате, «Журнал экспериментальной и теоретической физики»,
т. IV, вып. 6, 1934 и «Журнал прикладной физики» № 2, 1929.
108. Ж е л д з к М., Курдюмов Г. я Протопопов К., О рентгеногра-
фическом определении остаточных напряжений, «Заводская лаборатория» № 7,
1934.
109. Ж е л д а к М., Курдюмов Г., Рентгенографическое определение
остаточ/гых напряжений, «Журнал технической физики», т. VII, вып. 17, 1937.
110. Комар А. П., Применение рентгеновских лучей к исследованию
упругих напряжений в кристаллических веществах. «Журнал технической
физики», т. II, вып. 7—8, 1932.
Ш. КонторовичИ. Е., Л и фш и ц Л. С., Остаточные напряжения
в стали, Оборонгнз, 1943.
112. Давиденков Н. Н., Динамические испытания металлов, ОНТИ
1936.
«/ИЗ. Тимошенко С. П., Теория упругости, ОНТИ, 1934.
114. В а р н е л л о В. В:, Распространение пластической деформации при
шариковой пробе, Труды Новосибирского института инженеров ж.-д. транспорта.
Трансжелдориздат, 1952.
115. Витмаи Ф. Ф., Остаточные напряжения, Гостехиздат, 1933.
116. СаверииМ. М., Контактная прочность материала, ЦНИИТМАШ,
кн. 2, Машгиз, 1946.
117. Савер и н М. М., О напряженном состоянии в зоне сжатия упругих
тел в условиях действия касательной нагрузки, «Вестник машиностроения»
№ 8, 1945.
20 С1аерин 1222
ЗОБ
118, Витман Ф. Ф., Да виден ков Н. II., Сахаров II. С..
О влиянии поверхности на прочность металлических образцов, «Журнал тех-
нической физики», т. V, вып. 3, 1935.
119. Витман Ф. Ф., Селитра Я- Б., Влияние хромирования па
хрупкую прочность стали, «Журнал технической физики», т. VI, вып. 4,
1936.
120. Давилен ков Н. Н.. Механические свойства металлов при удар-
ных нагрузках в связи с вопросами повышения прочности деталей машин,
Сборник «Повышение прочности деталей машин», изд. АН СССР, 1949.
121. Кудрявцев И. В., Влияние объемных остаточных напряжений на
хрупкое разрушение стали. «Журнал технической физики», т. XVI. вып. 11,
1936.
122. Кудрявцев И. В., Влияние остаточных напряжений на хладно-
ломкость сталей, «Журнал технической физики», т. X, вып. 15, 1940.
123. Просвирин В. И., Влияние внешнего давления на фазовые
превращения в стали'и чугуне, Машгиз, 1948.
124. Кишкин С. Т., Карбидная теория упрочнения стали, Труды сове-
щания по методам повышения прочности деталей машин, Машгиз, 1949.
125. Курдюмов Г. В., Максимова С. П., Тягунова Т. В.,
Влияние пластической деформации на кинетику превращения аустенита в мар-
тенсит, «Сталь» № 2, 1951.
126. Г у л я е в А. П., Металловедение, Оборонгиз, 1948.
127. Давиденков Н. Н., О рассеяниях энергии при вибрации, «Жур-
нал технической физики», т. 8, вып. 6, 1938.
128. Болховитинов Н. Ф., Величина зерна и свойства сталей,
Метадлургиздат, 1943.
129. Одинг И. А., Допускаемые напряжения в машиностроении н ци-
клическая прочность металлов, Машгиз, 1947.
130. 3 е й ц Ф., Физика металлов, ОГИЗ, 1947.
131. Болховитинова Е. Л., Влияние дробеструйного наклепа
на свойства стальных деталей, Машгиз, 1953.
132. Просвирин Е. И., Моргунова Н. Н., Влияние структуры
стали на относительное затухание крутильных колебаний, Сборник ЦНИИТМАШ
№ 49, 1952.
133. Афанасьев Н. Н., Микроструктурная картина возникновения
трещин усталости, «Журнал технической физики», т. XIV, вып. 10-11,
1944.
134. Фридман Я- В., Механические свойства металлов, Оборонгиз»
1946.
135. Кудрявцев И. В., О критической температуре усталости, «За-
водская лаборатория» № 9—10, 1946.
136. Гликман Л. А., Давиденков Н. И., Влияние наклепа на
предел усталости стали, «Журнал технической физики», т. XXI, вып. 5, 1951.
137. Гл и км а и Л. А., Тз хт В. П>, К вопросу о физической природе
процесса усталости металла, Сборник «Некоторые вопросы усталостной прочно-
сти стали», Машгиз, 1953.
138. ХейфецС. Г., Методы исследования усталостной прочности стали
при изгибе по несимметричному циклу, ЦНИИТМАШ, кн. 40, Машгиз, 1951.
140. Гуревич Б. Г., Ю р ь е в С. Ф., О роли остаточных напряжений
9 повышении предела выносливости стали при химико-термической обработке,
Сборник «Повышение усталостной прочности деталей машин поверхностной обра-
боткой», Машгиз, 1952.
141. Одинг И. А., Ефремов А. И., Влияние наклепа на предел
выносливости металлов, «Вестник металлопромышленности» № 10, 1931.
142. С е р е н с е н С. В., Поверхностная чувствительность стали при дей-
ствии вибрационных нагрузок в связи с термической обработкой, «Техника
воздушного флота» № 6, 1936.
143. Ней бе р Г., Концентрация напряжений, Гостехиздат, 1947.
144. ПетрусевнчА. И., Усталостная прочность металлов при растя-
жении, сжатии, изгибе и кручении с несимметричными циклами напряжений,
«Вестник машиностроения» № 1 2, 1945.
306
145. Л ист гарн'Н Д. С., Исследование усталостной прочности рессор-
ной стали при наклепе дробью при восстановлении углерода в поверхностном
слое, НАМИ, Технический отчет № 91, 1950.
146. Куликов О. О., Резонансная крутильная машина для испытаний на
выносливость, сборник ЦНИИТМАШ, кн. 40, 1951.
147. Кобрин М. М., Влияние поверхностного наклепа посадочных
поверхностей обкаткой роликами на прочность прессовых соединений, Сборник
ЦНИИТМАШ № 43, 1951.
148. Афанасьев Н. Н-, Фактор формы и масштабный эффект при
переменном нагрузке, «Сборник докладов по динамической прочности деталей
машин», изд. АН СССР, 1946.
149. Одинг И. А., Влияние па предел усталости размера и формы образца,
«Сборник докладов по динамической прочности деталей машин», изд. АН СССР,
1946.
150. Ужик Г. В., О влиянии абсолютных размеров деталей машин иа их
прочность, Сборник «Вопросы расчета и конструирования деталей машин»,
изд. АН СССР, 1941.
151. Хейфец С. Г., Усталостная прочность и масштабный эффект
ЦНИИТМАШ, кн. 24, Машгиз, 1949.
152. С а в е р и н М. М., Я д к е в и ч С. И., Машина для испытания метал-
лов на усталость, «Вестник машиностроения» Ns 9, 1947.
153. МильмапБ. С., Регулирование структуры и свойств чугуна со сфе-
роидальным графитом, «Литейное производство» № 2, 1951.
154. Г л и к м а н Л. А., Г р е к о в Д. Н., Остаточные напряжения в свар-
ных таврах, ОНТИ, 1934.
155. ДятловА. В., Внутренние напряжения в металлических конструк-
циях, Строй из дат, 1935.
156. Окерблом Н. О., Сварочные напряжения в металлоконструк-
циях, Машгиз, 1950.
157. Николаев Г. А., Прохоров Н. Н., Напряжения в процессе
сварки, изд. АН СССР, 1948.
158. Акимов Г. В., Теория и методы исследования коррозии металлов,
изд- АН СССР, 1945.
159. Т о м а ш е в Н. Д., Теория коррозии металлов, Металлургиздат, 1952.
160. К а р п е н к о Г. В., О механизме коррозионной усталости, «Доклады
АН СССР», т. 77, № 5, 1951.
161. Р я б ч е н к о в А. В., /Методы защиты стали от коррозионной уста-
лости, ИТЭИН, 1948.
162. Кудрявцев И. В,, Машина для испытания на коррозионную
усталость, М., НИИСредмаш, 1939.
163. СеренсенС. В., Вопросы прочности и закалки т. в. ч., «Сборник
Ленинградской конференции по промышленному применению токов высокой
частоты», Машгиз, 1952.
164. Нескучаев Б., Штанько Д., «Журнал технической физики»
№ 5, 1935.
165. К р а в з • Т а р н о в с к ий В., Журнал «Русское металлурги-
ческое общество», 1928.
166. Михеев М. А., Основы теплопередачи, Госэнергопздат, 1949.
167. Разоренов Г. А., О распределении тепла при нагревании сталь-
ного тела индукционным током, «Журнал технической физики», т. 9, вып. 10.
1939.
168. Вологдин В. П., Поверхностная индукционная закалка. Оборон-
гиз, 1947.
169. Геронтьев В. П., Теоретические обоснования работы некоторых
типов мётательных закладочных машин, «Известия АН СССР, ОТН», № 9, 1942.
170. А к с е и о в П. Н., Расчеты основных видов литейного оборудования,
Машгиз, 1947.
171. Грсбеник В. М., Вопросы теории роторных метательных машин,
«Вестник машиностроения» As 5, 1952.
172. Ш е в е л е в А. Е., Графитизирующаяся сталь, «Сборник по обмену
опытом» Московского автомобильного завода имени Сталина, вып. 4, 1948.
307
173. Николаев Р. С., Школьник Л. М., Опыт использования
пульсатора для испытания зубьев шестерен на выносливость, «Заводская лабо-
ратория» № 10, 1949.
174. Richard D. G-. «Experimental Stress Analysis», V. 3, № 1к 1945.
175. Moore H. F., «Proceeding of the Societyfor Experimental Stress Ana-
lysis», V. 2, № 1, 1944.
176. Moore H. F., Shot peening, American Wheelabrator s. Equipment
corp. Mishavaka. Indiana V. S. A.
177. Almen I. O. «Steeb, V. 112. № 10, 1943.
178. Moore H. F., «Iron Age», № 22, 23, t. 158, 1946.
179. S 1 г a u b 1. and May D., «Iron Age», № 1, 1949.
180. Almen 1. O., «Product Engineering», № 11, 1950.
181. Hurst I. E., «Iron ang Steeb. № 3, 1951.
СОДЕРЖАНИЕ
Предисловие ............... ’ ’ 3
Введение....................................... • . 5
Глава 1. Остаточные напряжения и деформация наклепанной дробью
детали ....................................................... 11
L Остаточные напряжения и глубина наклепанного слоя......... 13
2. Остаточные напряжения и деформация наклепанных дробью де-
талей ........................................................ 21
а) Односторонняя дробеструйная обработка незакрепленной пла-
стины ............................................................ 22
б) Деформация рессорных листов при дробеструйном наклепе ... 26
в) Односторонняя дробеструйная обработка закрепленной пла-
стины .......................................................... 28
г) Всесторонняя дробеструйная обработка валов и пластин .... 34
3. Методы анализа остаточных напряжений, возникающих при дро-
беструйном наклепе................................................ 40
4. Разработанный автором метод анализа напряженного состояния
поверхностно упрочненных пластин ................................. 42
а) Сущность метода и вывод основного расчетного уравнения ... 42
б) Пример применения метода к анализу напряженного состояния
наклепанной дробью пластины....................................... 47
в) Точность анализа остаточных напряжений.....................50
5. Величина и характер распределения остаточных напряжений
в наклепанных дробью деталях.................................... 54
6. Моделирование остаточных напряжений.................... 72
а) Ъстаточные напряжения в оптически активном материале . . 73
б) Распределение остаточных напряжений у гладкого контура мо-
дели ......................................................... 73
в) Распределение остаточных напряжений в зоне поверхностного
концентратора .................................................. 75
7. Выводы ...............*................................ 81
Гл ава II. Влияние дробеструйного наклепа на прочность деталей .... 84
1. Механические свойства наклепанной дробью детали и при однократ-
ном нагружении ................................................. 85
а) Микрогеометрия наклепанной дробью поверхности........... 85
б) Влияние дробеструйного наклепа на твердость поверхностного
слоя. .......................................................... 89
в) Механические свойства наклепанной дробью стали при статиче-
ском растяжении и изгибе ..................................... 93
г) Влияние дробеструйного наклепа на ударную вязкость стали 95
д) Распад остаточного аустенита под влиянием дробеструйного
наклепа ................................................... 96
е) Влияние наклепа дробью на циклическую вязкость 97
309
2. Роль упрочнения наклепанного слоя и остаточных напряжений
в упрочнении детали в целом .................................1<Х>
а) Влияние упрочнения поверхностного слоя детали на ее устало-
стную прочность ............................................104
б) Влияние остаточных напряжений наклепа на усталостную проч-
ность детали ............................................. Ю9
3. Влияние термической обработки на эффективность дробеструйного
наклепа ......................................................120
а) Влияние термической обработки, предшествующей дробеструй-
ному наклепу, на его эффективность..........................120
б) Влияние термической обработки на наклепанную дробью де-
таль .......................................................128
4. Влияние длительности наклепа (расхода дроби) на эффективность
дробеструйной обработки ......................................130
5. Эффективность дробеструйного наклепа деталей с конструктив-
ными концентраторами напряжений...............................135
а) Концентратор напряжений в виде галтели........ . • . 135
б) Концентратор напряжений в виде надреза..................141
в) Концентратор напряжений в виде напрессованной втулки . . » 152
г) Концентратор напряжений в виде поперечного сквозного отвер-
стия .......................................................156
Выводы.................................................... 156
6. Наклеп деталей в напряженном состоянии .......... 157
7. Влияние дробеструйного наклепа на усталостную прочность дета-
лей, имеющих обезуглероженный поверхностный слой.............. 159
8. Усталостная прочность шлифованных после наклепа дробью дета-
лей ...........................................................161
9. Влияние абсолютных размеров детали на эффективность дробеструй-
ного наклепа ................'................................164
10. Чувствительность наклепанных дробью деталей к перегрузкам 169
а) Влияние перегрузок на усталостную прочность обработанных
дробью деталей ..............................................169
б) Восстановление дробеструйным наклепом усталостной прочности
поврежденного перегрузкой металла ......................171
11. Влияние качества дроби на эффективность упрочнения.........172
12. Контактао-усталостпая прочность и износостойкость наклепанной
дробью стали. .................................................173
13. Упрочнение литой стали дробеструйным наклепом..............174
14. Дробеструйный наклеп чугуна................................177
15. Наклеп дробью сварных соединений. .........................178
16. Влияние дробеструйного наклепа на коррозионно-усталостную
прочность стали............................................... 180
17. Использование дробеструйного наклеп а ‘ в' сочетании^ с другими
видами поверхностного упрочнения ....................... 190
18. Выводы.................................................... 191
Глава III. Тепловой эффект дробеструйного наклепа................ 195
1. Поглощение энергии металлом и нагрев его при пластической де-
формации. .....................................................195
2. Мгновенная температура пластически деформируемой зоны ме-
талла при ударе дробинки.......................................196
3. Нагрев детали при дробеструйном наклепе и распределение тем-
пературы по ее сечению. ......................................198
а) Распределение температуры по сечению пластины достаточно
большой толщины. ............................................198
310
6) Нагрев пластины и распределение температуры по ее сечению
без учета теплоотдачи в окружающую среду....................202
в) Нагрев пластины и распределение температуры по ее сечению
с учетом теплоотдачи в окружающую среду.....................204
4. Экспериментальный (тепловой) метод определения удельной мощ-
ности потока дроби и коэффициента теплоотдачи в окружающую
среду при дробеструйном наклепе ..............................206
5. Тепловой баланс при дробеструйном наклепе . . • 208
6. Выводы . ..................................................210
Глава IV. Движение дроби и износ лопаток ротора дробемета........211
I. Назначение отдельных элементов ротора и принцип его работы 211
2. Дифференциальное уравнение движения дроби по лопаткам вра-
щающегося ротора ...........................................213
3. Движение дроби в роторе с радиально расположенными лопатками 214
а) Движение дроби без учета веса дробинок и трения их о лопатки
ротора ...................................................215
б) Влияние веса дробинок на характер движения их в роторе . . 217
в) Влияние трения на движение дроби по лопаткам ротора . . 219
г) Движение дроби в роторе дробемета, не имеющего нагнетателя 228
4. Движение дроби в роторе дробемета с наклонно расположенными
лопатками...................................................233
5. Износ лопаток ротора.............................. ... 237
6. Выводы.................................................. 242
Глава V. Оборудование для дробеструйного наклепа, дробь, ее контроль
и технология изготовления ................................... 244
1. Гравитационные дробеструйные установки....................245
2. Пневматические дробеструйные установки.....................247
а) Универсальная дробеструйная установка.................. 247
б) Дробеструйная установка конструкции ЦНИИ МПС............248
3. Механические дробеструйные установки......................249
а) Экспериментальная дробеструйная установка конструкции
ЦНИИТМАШ ......................................................249
б) Универсальная серийная дробеструйная установка ДУ-1 кон-
струкции ЦНИИТМАШ......................................... 251
в) Промышленные дробеструйные установки для наклепа рессор-
ных листов.................................................262
г) Промышленная дробеструйная установка для наклепа мел-
ких спиральных пружин......................................268
д) Промышленная дробеструйная установка для наклепа цилин-
дрических зубчатых колес...................................270
4. Дробь для наклепа деталей.................................272
а) Чугунная дробь......................................... 272
б) Стальная дробь..........................................273
в) Испытание дроби па раздавливание, разбиваемость и раскалы-
ваемость...................................................275
5. Выводы........... - . . . 278
Глава VI, Применение дробеструйного наклепа для упрочнения машино*
строительных деталей .........................................279
1. Наклеп дробью рессорных листов . . 279
а) Практика ЦНИИТМАШ .....................................280
б) Практика Московского автомобильного завода имени Сталина 280
в) Практика Горьковского автомобильного завода имени Молотова 282
г) Практика литейно-механического завода МПС имени Кагановича 284
311
2. Наклеп дробью спиральных пружин 285
а) Практика ЦНИИТМАШ . -............................... 285
б) Практика Московского автомобильного завода имени Сталина 285
в) Практика литейно-механического завода МПС имени Кагановича 286
3. Наклеп дробью глубиннонасосных нефтяных штанг (практика
ЦНИИТМАШ и ГИПРОНЕФТЕМАШ) ...................................287
4. Наклеп дробью зубчатых колес........................... 289
а) Практика ЦНИИТМАШ ....................................290
б) Практика ЦНИИ МПС................................... 290
в) Практика Московского института механизации и электрифика-
ции сельского хозяйства ................................ 292
г) Практика Горьковского автомобильного завода имени Молотова 293
д) Практика Челябинского тракторного завода..............293
5. Наклеп дробью полуосей заднего моста троллейбуса (практика
ЙДНИИТМАШ) .......................................'............294
6. Наклеп дробью пуансонов для горячей штамповки колец подшип-
’’ ников качения (практика ЦНИИТМАШ и ОРГАВТОПРОМ)..............295
7. Наклеп дробькийимших матриц штампов для холодной штампов*
ки (практика ЦНИИТМАШ и ОРГАВТОПРОМ).......................296
8. Наклеп дробью колец подшипников качения (практика ЭНИИПП) 297
9. Наклеп дробью спиральных сверл (практика Московского авто-
мобильного завода имени Сталина)......................... , 297
10. Выводы .......................................... . . 298
Заключение .................................................. 299
Литература .... ..... .... 301
Технический редактор С. М. Попова Корректор Я. И. Рубанка*
Переплет художника Е, В. Бекетова.
Сдано в производство 25ДХ 1954 г. Подписано к печати 29/ХП 1954 г. Т- 8792 Тираж 4000 эк
Печ. листов 19,5. Уч.-иэд. листов 21,25. Буи. л. 9,75 Формат S0 ;< О?/,,. Заказ 12??.
1-я типография Машгиза, Ленинград, ул. Моисеенко. 10