Усталость металлов - Форрест П.

Автор: Форрест П.

Теги: общее машиностроение технология машиностроения машиностроение металлургия обработка металлов металловедение усталость металлов

Год: 1968

Похожие

Математическое моделирование процессов обработки металлов давлением

Тугоплавкие материалы в машиностроении

Гидропрессование металлов

Пружинные стали и сплавы

Текст

УЯШП
МИМИ
УСТАЛОСТЬ МЕТАЛЛОВ
П. ФОРРЕСТ
Перевод с английского
Под редакцией
академика АН УССР С. В. СЕРЕНСЕНА
ИЗДАТЕЛЬСТВО «МАШИНОСТРОЕНИЕ»
Москва 1968
УДК 621: 339.431
Усталость металлов. П. Форрест. Перевод с англ,
под ред. академика АН УССР С. В. Серенсена.
М. «Машиностроение». 1968.
В книге приведены современные данные об усталости
металлов, о влиянии конструктивных и технологических
факторов, повышенных температур и активных сред на
сопротивление усталости материалов, деталей машин и
конструкций, изложены методы испытаний на усталость.
В книгу включены также справочные сведения по уста-
лостным характеристикам конструкционных металлов
и сплавов.
Книга предназначена для работников заводских ла-
бораторий, инженеров-конструкторов, специалистов по
расчетам и испытаниям машин на прочность и научных
работников. Она может быть полезна также студентам
и преподавателям втузов.
Иллюстраций 148. Таблиц 88. Библиографий 686.
Переводчица канд. техн, наук Т. А. БЕКШ
3—1—4
272—68
Глава I
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Р азрушения металлов от усталости являются резуль-
татом действия переменных или повторных нагрузок, причем для
таких разрушений в этом случае требуется значительно меньшая
максимальная нагрузка, чем при статическом разрушении.
В работе многие детали и конструкции подвергаются дейст-
вию переменных нагрузок, и, хотя номинальные напряжения ча-
сто низки, концентрация напряжения, которая, как правило, не
снижает статической прочности, может приводить к усталостно-
му разрушению
Действительно, в практике большинство разрушений проис-
ходит от усталости и сравнительно меньше — от статических на-
грузок.
Наиболее характерной чертой усталостного разрушения явля-
ется отсутствие деформации в зоне разрушения даже в таких
материалах, как мягкие стали, которые высокопластичны при
статическом разрушении. Это является опасной особенностью
усталостного разрушения, так как нет признаков, предшествую-
щих разрушению. Усталостные трещины обычно мелкие и их
трудно обнаружить, пока они не достигнут макроскопического
размера, после чего они быстро распространяются и вызывают
полное разрушение за короткий промежуток времени. Своевре-
менное обнаружение усталостных трещин поэтому представляет
серьезную задачу.
Обычно усталостные трещины зарождаются в зоне изменения
формы или нарушений поверхности деталей.
На статическую прочность такие изменения сечения мало
влияют, так как пластическая деформация снижает влияние кон-
центрации напряжений. При усталостном разрушении пластичес-
кие деформации, как правило, невелики; следовательно, сниже-
ние напряжений в зонах концентрации не происходит и учет кон-
центрации напряжений имеет существенное значение.
Например, в плоском брусе с небольшим поперечным отвер-
стием при действии растягивающей нагрузки напряжения на кон-
туре отверстия при условии упругого напряженного состояния
приблизительно в 3 раза больше средних напряжений. Для пла-
стичного материала наличие отверстия вряд ли повлияло бы на
5
статическую прочность, в то же время сопротивление усталост-
ному разрушению могло понизиться в 2 раза и более.
Учет концентрации напряжений существенно важен при про-
ектировании деталей, работающих в условиях переменных нагру-
зок, и позволяет сделать детали более легкими, безопасными
в отношении усталостного разрушения.
Среди многих факторов, влияющих на сопротивление уста-
лости, концентраторы напряжения являются наиболее важными,
в то же время на сопротивление усталости влияет размер дета-
лей, относительная величина статических и циклических нагру-
зок и число циклов нагружения. Кроме того, на сопротивление
усталости неблагоприятно действует коррозия, особенно корро-
зия трения, которая является результатом небольших повторных
перемещений двух контактирующих поверхностей.
Усталостные разрушения обычно связаны с многими тысяча-
ми или миллионами циклов нагружения, но они могут происхо-
дить и после сотен или даже десятков циклов.
Пружина пушки, например, иногда разрушается от усталости
при небольшом числе циклов в результате действия напряжений
при выстреле. Такие разрушения обычно сопровождаются зна-
чительной пластической деформацией и происходят в результате
возрастающей деформации.
Характеристика усталостных разрушений
Если на деталь действуют повторные нагрузки достаточной
величины, то в конце концов образуется усталостная трещина
в высоконапряженной области (обычно на поверхности), которая
постепенно распространяется до тех пор, пока не произойдет пол-
ного разрушения. Поверхности усталостного излома имеют ха-
рактерный вид. Обычно имеются две или три зоны, которые мо-
гут быть обнаружены на каждой разрушенной поверхности. Око-
ло области зарождения трещины, где усталостная трещина
распространялась относительно медленно, поверхность часто на-
поминает полированную, особенно в случае перемены знака на-
гружения. Во второй, менее гладкой, зоне трещина распростра-
няется быстрее и поверхность разрушения имеет нерегулярный
характер. Третья зона представляет собой поверхность, по кото-
рой происходит окончательное разрушение, когда сечение на-
столько уменьшено, что металл разрушается при последнем при-
ложении нагрузки. Эта зона может иметь либо кристаллическую
поверхность, показывающую, что окончательное разрушение но-
сило хрупкий характер, либо волокнистую, указывающую на то,
что окончательное разрушение было вязким.
В разрушившихся деталях, подверженных сжимающей пере-
менной нагрузке, некоторые детали на поверхностях излома исче-
зают в результате повторного нажатия этих поверхностей перед
окончательным разрушением; поверхности при этом выглядят
6
как полированные. Другой характерной особенностью усталост-
ного излома является окисление поверхностей в зоне медленного
развития трещины. Все эти признаки используют для диагности-
ки усталостных изломов; для пластичных материалов она не
представляет каких либо трудностей, для литых металлов, осо-
бенно для чугуна иногда трудно различить статический и уста-
лостный изломы. Аналогичный вопрос возникает в сталях при
межкристаллитном изломе, но в этом случае разрушение носит
необычный характер.
Изучение поверхностей усталостного излома указывает тоже
на характерные условия разрушения при эксплуатации [1, 2].
Например, конхоидальные следы в первой зоне излома соответст-
вуют стадиям распространения трещин в связи с перегрузками.
Некоторые особенности поверхностей излома видны на фотогра-
фиях типичных усталостных разрушений в эксплуатации
(рис. 1—4).
На фиг. 1 приведена поверхность излома вала коробки пере-
дач автомобиля, здесь легко видеть три зоны разрушения. Пер-
вая зона охватывает более половины сечения, линии на ней
указывают на фронты распространения усталостных трещин. Они
зарождались в зоне концентрации от шпоночного паза и распро-
странялись несимметрично, что характерно для вращающихся
валов. Трещина распространяется преимущественно в направле-
нии, обратном направлению вращения, поэтому можно устано-
вить, что вал, излом которого показан на рис. 1, вращался по ча-
совой стрелке.
Вторая зона более быстрого распространения трещины зани-
мает наибольшую часть оставшегося сечения и имеет характер-
ную неровную поверхность. Окончательное разрушение носило
вязкий характер и произошло по небольшой части сечения, кото-
рая на фотографии видна справа (темная часть). Относительно
небольшая площадь третьей зоны в данном случае указывает на
то, что действующие номинальные напряжения были низкими.
Две зоны относительно медленного и быстрого распростране-
ния трещины хорошо видны на рис. 2, где показана поверхность
излома винтовой пружины. Усталостная трещина зародилась от
поверхностного дефекта и развивалась сначала по наклонной
плоскости, на которой нормальное напряжение было макси-
мальным, а затем она изменила направление и распространялась
по плоскости наибольшего тангенциального напряжения. Темные
следы, идущие параллельно направлению распространения тре-
щины во второй зоне, указывают на наличие нескольких трещин
в различных плоскостях, которые соединились в последней ста-
дии и вызвали полное разрушение.
На рис. 3 показано усталостное разрушение коленчатого
вала; трещина распространялась от источника концентрации
напряжения в месте сопряжения шеек и щек. Темные линии,
7
Рис. 1. Вид излома вала задней полуоси легкового автомобиля
Рис. 2. Поверхность излома винтовой пружины
Рис. 3. Усталостное разрушение коленчатого вала
Рис. 4. Усталостное разрушение кольцевой пружины в резуль-
тате коррозии трения
параллельные направлению распространения трещины, имеющие-
ся в первой зоне, показывают, что разрушение началось от не-
скольких независимых трещин. Это характерно для усталостных
разрушений, распространяющихся от областей высокой концен-
трации напряжения. На коленчатые валы в рабочих условиях
действует сочетание изгибающих и крутящих нагрузок, но при-
веденное разрушение является характерным в основном для из-
гибающих нагрузок, потому что трещина распространялась при-
близительно по касательной к поверхности шейки вала. Если кру-
тящие нагрузки преобладают, то трещины имеют тенденцию рас-
пространяться вдоль бурта и иногда образуют зубчатую поверх-
ность [1].
Реже усталостные трещины распространяются от масляного
отверстия в шейке вала. Кольцевая пружина, показанная на
рис. 4, разрушилась от усталости в двух местах в результате кор-
розии трения, вызванной трением соседних витков при нагрузке.
Коррозия трения вызывает характерное окисление, видное в ниж-
ней части излома (темная зона).
Пример усталостного разрушения детали из алюминиевого
сплава при испытаниях в лаборатории показан на рис. 91, два
разрушения от коррозионной усталости показаны на рис. 100
и 101.
Обнаружение усталостных трещин
Всегда есть опасность усталостного разрушения деталей при
действии циклических напряжений; поэтому, чтобы избежать
разрушений, необходимо наблюдать за образованием трещины.
Ясно, что наблюдение будет эффективным, если повреждение об-
наружится на ранней стадии усталостного процесса, и это обна-
ружение будет иметь большое значение, если метод позволит
установить усталостное повреждение прежде чем произойдет раз-
рушение. К сожалению, хотя изменения определенных физических
свойств могут быть обнаружены в лаборатории перед образова-
нием трещин, надежных методов, предсказывающих возможное
наступление разрушения в рабочих условиях, нет; поэтому в на-
стоящее время необходимо основываться на обнаружении уста-
лостных трещин. Однако это тоже вызывает значительные прак-
тические трудности, так как трещины длиной меньше 6 мм обыч-
но нельзя обнаружить. Существует много различных методов об-
наружения трещин, каждый может иметь преимущество для от-
дельных конкретных случаев. Наиболее пригодными являются
следующие методы: магнитный, проникающих веществ, электри-
ческий и ультразвуковой.
Детальные обзоры методов обнаружения усталостных трещин
представлены в работах [3, 4], обзоры в обобщенном виде даны
в работах [5, 6].
10
Метод магнитной дефектоскопии основан на искривлении ли-
ний магнитного поля около трещины или дефекта из-за местного
изменения проницаемости. Прибором осуществляется намагничи-
вание и определяется искривление поля. Искривление оказывает-
ся наибольшим, если поле пересекает трещину под прямым уг-
лом. Для обнаружения поперечных трещин исследуемую деталь
помещают между полюсами электромагнита так, чтобы получить
продольное намагничивание.
Для обнаружения продольных трещин исследуемую деталь
намагничивают в окружном направлении путем пропускания че-
рез нее сильного тока (обычно переменного).
Чтобы обнаружить отклонение линий поля, вызванное трещи-
ной, тонко размельченный магнитный порошок, взвешенный в па-
рафине, наносится каким-либо способом на деталь.
Магнитные частицы показывают линии, характеризующие по-
ложение трещин. Этот метод можно использовать при исследова-
нии больших конструкций, которые нельзя демонтировать; пре-
имущества метода состоят в чувствительности и простоте приме-
нения.
Недостатки метода заключаются в том, что его можно приме-
нять только для магнитных деталей, причем трещины обна-
руживаются на поверхности или близко к ней; последнее не яв-
ляется серьезным недостатком, так как почти все усталостные
трещины образуются на поверхности.
Большинство методов обнаружения трещины с помощью про-
никающей жидкости основано на двух простых принципах: на
вытекании жидкости из трещины и на осаждении в трещине флу-
оресцирующего материала, который делает ее видимой невоору-
женным глазом.
Наиболее простым методом является погружение исследуемой
детали в горячее масло, после чего поверхность очищают и по-
крывают мелом. По мере выделения масла из трещины на бе-
лой поверхности образуется пятно. Лучшие результаты можно
получить с красками, которые специально приготовляются для
этой цели.
Одним из недостатков применения красок является засорение
трещины, что делает более трудным использование впоследствии
других методов.
Флуоресцирующие материалы более чувствительны, чем кра-
ски, ио они требуют осмотра при ультрафиолетовом свете, что не
всегда возможно.
Главное преимущество методов проникания — их простота.
Однако для магнитных материалов лучшие результаты получа-
ются при магнитных методах.
Методом проникания можно не обнаружить закрывшихся
трещин, а также трещин, не имеющих выхода на поверх-
ность.
11
Применение электрических методов имеет два преимущества
по сравнению с магнитным методом и методом проникания. Во-
первых, можно обнаружить дефекты под поверхностью, во-вто-
рых, испытание можно проводить более быстро (особенно длин-
ных валов, труб или рельсов).
В США разработан оригинальный электромагнитный метод
обнаружения трещин в рельсах в рабочих условиях. Сильный по-
стоянный ток пропускается через рельсы, наводя магнитное по-
ле, которое пересекается катушкой-искателем, помещенной меж-
ду рельсами. Наличие трещины изменяет поток, и соответствую-
щий ток наводится в катушке. Аппаратура дает возможность бы-
стро и эффективно обнаруживать трещины как на поверхности,
так и под поверхностью (7]. Обнаружение трещин возможно так-
же с помощью переменного тока, когда образец служит сердеч-
ником трансформатора, проводимость которого ослабляется
трещиной или другим нарушением сплошности. Может быть так-
же использовано измерение электрического сопротивления; пе-
ременный ток более эффективен для обнаружения поверхност-
ных трещин, а постоянный ток — для трещин, расположенных на
некотором расстоянии от поверхности.
Обнаружение трещин ультразвуком связано с изменением пе-
редачи или отражения упругих волн в металле, возбужденных
пьезокварцевым датчиком или магнитостриктором. При испыта-
ниях путем передачи колебаний ультразвуковой луч излучается
датчиком, присоединенным к одной стороне исследуемой детали,
и принимается вторым датчиком с’другой стороны детали. Если
луч пересечет трещину или пустоту, некоторая часть его энергии
потеряется при отражении и рассеивании, что и будет зафикси-
ровано приемником. При испытании отражением датчик посыла-
ет короткие высокочастотные импульсы, которые отражаются от
противоположной поверхности исследуемой детали, а также от
любой трещины или пустоты в материале. Отраженный импульс
принимается либо тем же датчиком, либо специальным датчи-
ком-приемником и направляется на катодно-лучевой осцилло-
граф. Расшифровка принятых сигналов вызывает известные
трудности, но при некотором опыте работы и повторении испы-
таний при различных положениях датчика можно обнаружить
небольшие усталостные трещины и определить их расположе-
ние. Кроме того, аппаратура может быть портативной, а толщи-
на испытуемой детали не ограничивается [8].
В другом методе используются ультразвуковые поверхност-
ные волны; этот метод применяется для обнаружения усталост-
ных трещин в деталях сложной формы. С помощью этого метода
усталостные трещины можно обнаружить, например, в турбин-
ных лопатках без их демонтажа.
Рентгеновские лучи широко используются для обнаружения
дефектов, но недостаточно чувствительны для надежного обнару-
12
жения усталостных трещин. Трещины можно обнаружить трав-
лением поверхности подходящей кислотой, а затем исследовани-
ем под микроскопом с небольшим увеличением; кислота разъеда-
ет края трещины, в результате чего она становится видимой. Ме-
тод может быть эффективным и используется для немагнитных
металлов, но его нельзя рассматривать как метод обнаружения
трещин полностью без разрушения.
Метод обнаружения усталостных трещин с помощью прикреп-
ленных проволок успешно использовался в натурных исследова-
ниях крыла самолета [10]. Изолированные отожженные медные
проволоки диаметром 0,05 мм приклеивали к конструкции в тех
местах, где ожидались усталостные разрушения. Усталостная
трещина, проходя под проволокой, вызывает разрушение послед-
ней, и сигнал с помощью электрической цепи подается в систему
предупреждения
Таким способом можно обнаружить трещины, невидимые не-
вооруженным глазом, а иногда невидимые даже под микроско-
пом с двадцатикратным увеличением.
Периоды, в которые следует осматривать детали для обнару-
жения трещин, зависят от скорости, с которой усталостные тре-
щины могут распространяться в рабочих условиях. Если уста-
лостная трещина обнаружена в детали, то обычно эта деталь
удаляется. Иногда требуется отремонтировать деталь или
препятствовать распространению усталостной трещины. Наибо-
лее простым методом является просверливание небольшого от-
верстия в конце трещины. Это может предотвратить дальнейшее
распространение трещины и смягчить до некоторой степени кон-
центрацию напряжений. Отверстие следует сверлить на некото-
ром расстоянии впереди распространяющейся трещины, остав-
ляя перемычку между концом трещины и отверстием, так как ма-
териал впереди трещины может быть поврежден. Другим спосо-
бом предотвращения распространения трещины является ремонт
детали, например, путем заварки трещины. Ремонт с помощью
сварки может быть удовлетворительным, если деталь заваривает-
ся в продольном направлении, однако возникающие от сварки ос-
таточные напряжения в поперечном направлении в процессе ох-
лаждения могут вызывать образование трещины в основном ме-
талле, примыкающем к шву. Кроме того, навариваемый металл
может иметь источники концентрации напряжений в виде вклю-
чений и непроваров, от которых могут распространяться устало-
стные трещины [11, 12].
Все эти приемы следует использовать только как временные
меры; разрушение может иметь серьезные последствия.
Однако существуют обстоятельства, когда наличие небольших
усталостных трещин He является опасным. В случае острого
надреза циклическая нагрузка, необходимая для образова-
ния трещины на дне надреза, может быть значительно ниже, чем
13
нагрузка, потребная для ее распространения вне непосредствен-
ной близости к надрезу. В результате, в процессе эксплуатации
детали трещины не распространяются; это имеет место, напри-
мер, в шпильке кривошипа паровоза у прессовой посадки колеса.
Этот эффект вызывается сочетанием высокой концентрации на-
пряжений в месте посадки и коррозии трения. Хорджер и
Кентлей [13] показали, что такие нераспространяющиеся трещи-
ны появлялись, когда кривошип испытывался в лаборатории при
постоянном размахе напряжения. Глубина роста трещин зависит
от действующего напряжения, причем максимальная глубина
нераспространяющейся трещины составляет около 2,5 мм.
Этот вопрос исследовался впоследствии национальной тех-
нической лабораторией; результаты исследований представ-
лены в гл. V.
Глава II
ИСПЫТАНИЯ НА УСТАЛОСТЬ
Ч тобы получить количественную оценку предела
усталости, необходимо проводить испытания в контролируемых
условиях; для этой цели имеются испытательные машины разных
типов. Применяются различные методы усталостных испытаний—
от лабораторных испытаний гладких образцов при простейших
напряженных состояниях до испытаний натурных деталей и кон-
струкций в условиях, воспроизводящих рабочие. Испытания ла-
бораторных образцов используются в основном для определения
влияния на предел усталости таких факторов, как состав сплава,
термическая или поверхностная обработка. Такие испытания мо-
гут проводиться на гладких образцах или образцах с концентра-
тором напряжений, при высокой или низкой температуре или
в условиях коррозии.
При проектировании более ценными являются данные устало-
стных испытаний натурных деталей. Для этой цели иногда тре-
буются специальные средства испытаний, но многие небольшие
детали можно приспособить и испытывать на стандартных ма-
шинах.
Обозначения
В течение усталостного испытания циклическое напряжение
обычно поддерживается постоянным, так что действующее на-
пряженное состояние можно выразить в виде от ± оа, где от —
статическое или среднее напряжение, а оа — переменное напря-
жение, равное половине размаха напряжения. Положительный
знак означает растягивающее напряжение, а отрицательный
знак — сжимающее. Некоторые возможные сочетания от и аа по-
казаны на рис,-5. Если от = 0 (рис. 5, а), максимальное растя-
гивающее напряжение равняется максимальному сжимающему
напряжению; такой цикл называется симметричным. Если от =
= оа (рис. 5, б), минимальное напряжение цикла равно нулю;
в этом случае цикл называется пульсирующим (при растяжении
или при сжатии). Любое другое сочетание напряжений соответст-
вует циклическому растяжению (рис. 5, в), циклическому сжатию
или колебанию от растягивающего до сжимающего напряжения
(рис. 5, г). Напряженное состояние может также определяться
15
максимальным и минимальным напряжением цикла, ошах и tfmin-
Алгебраическое отношение отш/птах называется коэффициентом
асимметрии цикла /?.
Если условия нагружения таковы, что напряжение в образце
распределяется неравномерно, то результаты обычно представ-
б
° 6)
Рис. 5. Типы циклов:
а — симметричный цикл; б — пульсирующее растяжение:
в — асимметричное растяжение; г — асимметричный цикл
ляются в номинальном напряжении оНОл<, которое вычисляется
методами сопротивления материалов, причем изменение напря-
женного состояния, вызванное особенностями формы (отверстия,
бурты, пазы), не учитывается.
Ограниченный предел усталости и предел усталости
Обычный способ определения сопротивления усталости за-
ключается в разрушении ряда одинаковых образцов под дейст-
вием напряжений данной амплитуды и симметрии цикла; в ре-
зультате получают зависимость между переменным напряжени-
ем оа и числом циклов до разрушения N.
Типичные кривые напряжение — долговечность (оа — N) по-
казаны на рис. 6; число циклов обычно наносится в логарифми-
ческом масштабе, так как значение его может меняться от не-
скольких тысяч до многих миллионов. Напряжение можно тоже
наносить в логарифмическом масштабе, и если использовать
двойную логарифмическую шкалу, то результаты часто ложатся
на прямую линию, особенно если включаются данные при очень
больших долговечностях.
Характерной особеностью результатов испытаний на уста-
лость является их разброс (рис. 6). Некоторый разброс возни1
кает из-за ошибок эксперимента, таких как искривление образ-
ца или неточность определения размаха напряжения, но очевид-
16
но, что разброс является неотъемлемым свойством усталости.
Поэтому для точного построения кривой о — N необходимо про-
вести большое количество испытаний.
Как минимум, следует проводить восемь испытаний, а если
возможно, то больше. Проведенная линия на рис. 6, по-видимо-
му, хорошо соответствует экспериментальным данным.
Для большинства случаев этот метод является достаточно
точным, но можно использовать аналитический метод, например
метод наименьших квадратов, чтобы более правильно провести
прямую или кривую выбранной формы.
Ограниченный предел усталости определяется как максималь-
ное переменное напряжение, действие которого материал выдер-
Рис. 6. Кривые о — N для алюминиевого сплава 26-S,
термообработаиного:
1 — ограниченный предел усталости для базы 10е циклов;
2 — ограниченный предел усталости для базы 10т циклов.
живает без разрушения для данного числа циклов; это показано
на рис. 6. Ограниченный предел усталости для разрушения пос-
ле 106 циклов равняется приблизительно 22 кГ/мм2, а для разру-
шения после 107 — приблизительно 18,8 кГ/мм2; так как значение
ограниченного предела усталости зависит от числа циклов до раз-
рушения, то это число следует указывать, когда приводятся зна
чения ограниченного предела усталости.
Кривые о — N обычно определяются в пределах от 105 до
108 циклов. Пределы ограниченной усталости для долговечностей
меньше чем 104 циклов требуются для некоторых специальных
целей, а кривые о — N редко исследуются между N = 1 и N =
= 104. Для многих практических целей требуются пределы уста-
лости при 109 или 1010 циклах, но продолжение усталостных испы-
таний до этих долговечностей требует много времени при ис-
пользовании обычных машин, работающих при скоростях от 103
до 104 циклов в минуту. Следует отметить, что на большие долго-
вечности с определенной достоверностью кривые усталости мож-
но экстраполировать.
2 Заказ 893 1 7
Для ряда материалов разрушения редко происходят при чис-
ле циклов больше миллиона, даже если усталостное испытание
продолжать до 108 или 109 циклов. Диаграмма а — N тогда про-
водится, как наклонная линия через данные для разрушившихся
образцов и горизонтальная линии, ниже которой образцы не
разрушились. Напряжение, при котором кривая становится го-
ризонтальной, считается пределом усталости или пределом вы-
носливости. На рис. 7 показана кривая о — N для материала с
пределом усталости около 30,6 кПмм2. К металлам, которые име-
ют выраженный предел
усталости, относятся ли-
тое и кованое железо, ста-
ли малой и средней проч-
ности, нержавеющие ста-
ли, алюминиево-магние-
вые и некоторые титано-
вые сплавы. Существует
представление о том, что
выраженный предел уста-
лости характерен для
весьма многих материа-
лов, однако большинство
металлов и вероятно все
неметаллы предела уста-
лости не имеют. Это вы-
яснилось в последнее вре-
мя потому, что большинст-
во ранних исследований и
Рис. 7. Кривая о — N для холодноката-
ной мягкой стали:
1 — предел усталости
многие более поздние про-
водились на сталях. В результате широко используется термин
предел усталости, который следовало применять только для ме-
таллов, кривые о — N которых становились горизонтальными.
Наличие предела усталости можно объяснить, если полагать,
что постепенные упрочняющие изменения в структуре, происхо-
дящие от циклического напряжения, уравновешивают повреж-
дающий эффект напряжения. Полагают, что в чугуне и стали мо-
жет происходить деформационное старение; этот вопрос разби-
рается в гл. XI.
Иногда, особенно если испытываются крупные детали, испы-
тания начинают с низкой амплитуды напряжений и, в случае
отсутствия разрушения при заданном числе циклов, повышают
амплитуду и продолжают испытания; этот процесс повторяют до
разрушения образца. Метод имеет преимущество в том, что эко-
номит образцы, но результат следует всегда проверять другим
испытанием при высоком напряжении на предварительно нена-
груженном образце, потому что некоторые металлы, особенно уг-
18
леродистые стали, могут заметно упрочняться при этом методе
испытания и можно получить завышенные значения ограниченно-
го предела усталости.
Зависимость между напряжениями и деформацией
при переменных нагрузках
Хотя усталостные разрушения обычно носят хрупкий харак-
тер, наблюдения за структурой металла или измерение напря-
жений и деформации в процессе испытания показывали, что
Рис 8. Зависимость между напряжением о и дефор-
мацией за цикл:
а — первый цикл; б — последний цикл
имеет место некоторая пластическая деформация. Зависимость
между напряжением и деформацией в течение цикла перемен-
ного напряжения, при котором происходит пластическая дефор-
мация, показана на рис. 8. Первое нагружение при растяжении
(кривая ОС на рис. 8, а) получается подобно статической кривой
напряжение — деформация. При низких напряжениях деформа-
ция полностью упругая и соответствует участку кривой ОВ, но
выше предела упругости имеет место пластическая деформация,
возрастающая с ростом напряжения. При разгрузке деформация
соответствует линии CD, которая для металлов при нормальной
температуре обычно параллельна линии упругой деформации
ОВ. При последующем сжатии пластическая деформация начи-
нается при более низком значении напряжения (кривая DE).
Снижение предела упругости при сжатии, происходящее в ре-
зультате предварительного нагружения растяжением, известно
как эффект Баушингера.
2* 19
Разгр ужение после сжатия характеризуется линией EF, па-
раллельной линии упругого нагружения, а повторному нагруже-
нию растяжением соответствует кривая FG.
Если напряжение изменяется между равными растяжением и
сжатием, деформация растяжения большей частью будет пога-
шаться деформацией сжатия, и после нескольких циклов напря-
жения получится замкнутая петля, как показано на рис. 8, б.
Наличие петли является результатом отставания напряжения и
поэтому она называется петлей гистерезиса. Размах деформации
в течение цикла равняется сумме упругой и пластической дефор-
маций. При условии, что линии разгрузки CD и EF параллель-
Рис. 9. Изменение пластической деформации за цикл в процессе усталостного
испытания (14]. В скобках указано число циклов при котором произошло
разрушение:
1 ~ аустенитная сталь, <т — 26,7 кГ/мм1 (490 000); 2 — сталь с 0,17*/» С, а —
-24,3 кГ/мм2 (250 000); 3 — медь О = ± 13,0 кГ/мм* (370 000); 4 — сталь с 0,5’/» С
а — ±15.8 кГ!мм2 (314 000); 5 — чугун, а — ±11,4 кГ/мм* (268 000); 6 — алюминиевый
сплав 26S. а - ±25,0 кПмм2 (220 000)
ны линии упругого напряжения, ширина петли гистерезиса FD
равняется амплитуде пластической деформации.
В процессе усталостного испытания при постоянной амплитуде
напряжения величина пластической деформации за каждый цикл
может меняться (рис. 9). Величина пластической деформации
заметно зависит от напряжения, и если построить зависимость
переменного напряжения от переменной деформации, то можно
получить динамическую кривую напряжение — деформация. Та-
кие кривые показаны на рис. 10; они получены путем нанесения
переменного напряжения в зависимости от среднего значения пе-
ременной деформации в процессе испытания на усталость. На
каждой из кривых показано значение переменного напряжения,
соответствующее разрушению при 105, 106 и 107 циклах. Некото-
рые металлы, особенно малоуглеродистая и аустенитная стали,
дают значительную пластическую деформацию в каждом цикле,
даже при напряжении ниже их пределов усталости, в то время
как для других материалов, например высокопрочных легирован-
20
ных сталей и алюминиевых сплавов, не удается обнаружить пла-
стической деформации до значений напряжений, превышающих
предел усталости на базе 105 или 106 циклов. Площадь петли
гистерезиса представляет необратимую работу, затраченную на
деформацию материала за цикл Очень небольшая часть этой
работы может теряться в необратимой форме в материале в ре-
зультате непрерывного накопления нарушения структуры; боль-
Рис. 10. Динамические кривые о — е для различных ма-
териалов [14]:
/ — 0,5% сталь; 2 — 0,17% сталь; 3 — аустенитная сталь; 4 —
чугун; 5 — алюминиевый сплав 26S 6 — медь
При большом гистерезисе в случае испытаний на усталость
значительно повышается температура образца, особенно при вы-
соких напряжениях при растяжении-сжатии, когда по всему се-
чению действуют максимальные напряжения. Так как на предел
усталости влияет температура, то в этих случаях, рекомендуется
охлаждать образец.
Площадь петли гистерезиса также является мерой демпфи
рующей способности металла, которая может иметь существен
ное значение в случае, когда усталостное разрушение происходит
в результате резонансных колебаний. Способность материала
пластически деформироваться при переменных напряжениях ха-
рактеризует также чувствительность материала к надрезам.
Виды испытаний на усталость и их связь
между собой
Машины для испытаний на усталость можно классифициро-
вать по типу деформации образца, т. е. для растяжения-сжа-
тия, изгиба, кручения, комбинированного нагружения (сложное
21
напряженное состояние). При растяжении-сжатии плоского об-
разца без концентраторов напряжений и с хорошо выполненными
очертаниями в зоне опасных сечений и в переходах к головкам
напряжение по опасному сечению распределяется равномерно
(при условии, что нет дезаксиальности передачи нагрузки) и оп-
ределяется Делением действующей нагрузки на площадь попе-
речного сечения. В машинах для изгибных испытаний воспроиз-
водится либо изгиб с вращением, либо плоский изгиб. В первом
случае направление и величина изгибающего момента не изме-
няются, а напряжения в образце изменяются синусоидально за
счет вращения образца; во втором случае момент меняет вели-
чину по определенному закону и по этому закону изменяются на-
пряжения в образце. Для испытаний на усталость при изгибе
образца номинальное напряжение вычисляется через действую-
щий изгибающий момент по уравнению
где у — расстояние от нейтральной оси до самого отдаленного
волокна;
J — момент инерции опасного сечения.
Для круглого сплошного образца диаметром d максимальное
напряжение
_ 327И
^гпах ,ч
ла3
Касательные напряжения обычно получаются при действии на
образец переменного кручения, а сложное напряженное состоя-
ние наиболее просто достигается либо при комбинировании кру-
чения и изгиба, либо при действии на трубчатый образец цикли-
ческого переменного внутреннего давления. При испытании на
кручение напряжение рассчитывается по действующему моменту
кручения Т по уравнению
(2)
(3)
где Jp — полярный момент инерции.
Для круглого образца диаметром d максимальное напряже-
ние составит
_ 16Т
гаах- nd3 ’
(4)
Напряжения, называемые номинальными, вычисляются по
приведенным выше формулам при условии упругого распределе-
ния напряжений, причем пластическая деформация не принима-
ется во внимание. Если происходит повторная пластическая де-
формация в наиболее напряженной части образца около поверх-
22
ности, то, как следует из рис. 8, значение максимального напря-
жения будет меньше, чем вычисленное номинальное напряжение
в пределах упругости. Прежде чем попытаться установить связь
между результатами, полученными на испытательных машинах
различных типов, необходимо рассмотреть способы нагружения
в каждом случае. В этом смысле большинство усталостных ма-
шин можно разделить на три категории:
1) постоянный размах нагрузки;
2) постоянный размах перемещения;
3) постоянный размах момента.
Машины для осевого нагружения обычно работают при по-
стоянном размахе нагрузки, который может быть получен при
действии осевой силы постоянной ампитуды, а также при пере-
мещении с заданной амплитудой системы, состоящей из образ-
ца, соединенного последовательно с упругой пружиной, жест-
кость которой значительно ниже жесткости образца. В маши-
нах для знакопеременного изгиба образец часто испытывается
при заданной амплитуде перемещений пружины, нагружающей
образец, и в этом случае осуществляется нагрузка с постоянной
амплитудой изгибающего момента. В машинах для изгиба с вра-
щением на образцы действует обычно постоянный изгибающий
момент, а в машинах на кручение — крутящий момент с постоян-
ной амплитудой.
Влияние пластической деформации на амплитуду напряже-
ния в плоском образце при нагружении образца с постоянной ам-
плитудой перемещений можно проиллюстрировать рис. 8, б.
Если материал деформируется с удлинением (±е, то соответ-
ствующий размах напряжения составит ±аь как видно из петли
напряжение — деформация, в то время как номинальное напря-
жение, вычисленное по упругому закону распределения напря-
жения при изгибе, составит i±cf2.
Различие между испытаниями с постоянной амплитудой на-
грузки и постоянной амплитудой перемещения не имеет значения
в тех случаях, когда требуется определить предел усталости при
нескольких миллионах циклов, особенно для высокопрочных ма-
териалов, для которых характерна небольшая пластическая де-
формация или полное ее отсутствие в этих условиях. Однако при
высоких напряжениях (при малом числе циклов до разрушения)
сопротивление повторной пластической деформации зависит от
характера нагружения при испытаниях.
Следующей особенностью испытания с постоянной амплиту-
дой перемещения является то, что стадия распространения тре-
щины может в этом случае существенно затягиваться, так как
при образовании трещины нагрузка, потребная для поддержа-
ния постоянной амплитуды перемещений, снижается.
Для твердых материалов этот эффект незначителен, но
для некоторых мягких материалов, например свинца и резины,
23
полного разрушения может не произойти, и испытание должно
быть прервано на некоторой произвольной стадии распростране-
ния трещины.
При условии, что переменная пластическая деформация мала,
постоянная амплитуда момента приблизительно эквивалентна
постоянной амплитуде перемещения; поэтому предел усталости
гладких образцов при изгибе с вращением обычно выше, чем при
осевом нагружении. Была сделана попытка определить действи-
тельный максимальный размах напряжения в процессе испыта-
ния на изгиб по динамическим кривым напряжение — деформа-
ция [15, 16] и таким образом оценить соответствие результатов
испытаний на усталость при изгибе и при осевом нагружении.
(Следует подчеркнуть, что статическая кривая напряжение — де-
формация не может быть использована для этой цели, потому что
получаемая при первом нагружении зависимость редко выдержи-
вается в процессе испытания на усталость). Эти попытки достиг-
ли цели только частично, так как имеются и другие факторы,
влияющие на различие результатов испытаний в этих двух слу-
чаях.
Сравнение пределов усталости при испытаниях на изгиб и при
осевом нагружении показало, что прочность при изгибе почти
всегда выше, чем при осевом нагружении, иногда больше чем на
25%. Одним из важных факторов, вызывающих это различие,
является влияние градиента напряжения при изгибе. Предел ус-
талости при изгибе уменьшается с увеличением диаметра образ-
ца, т. е. с уменьшением градиента по поперечному сечению об-
разца.
При испытании с осевым нагружением нет градиента напря-
жения по поперечному сечению образца, и в этом отношении оно
соответствует изгибу образца бесконечного диаметра. Влияние
размера или градиента напряжения рассматривается детально
в гл. V.
Другим фактором являются дополнительные напряжения, воз-
никающие при перекосе образца, которые выше при осевом на-
гружении, чем при изгибе.
Часто подчеркивается значение осевой центрировки при уста-
лостных испытаниях, однако недостаточно экспериментального
доказательства влияния на результаты перекоса образца. Веро-
ятно, ошибки должны быть больше при условии, когда пласти-
ческая деформация очень ограничена, как например при испыта-
нии надрезанных образцов из высокопрочных сплавов.
В этих случаях особое внимание следует обратить на сниже-
ние перекоса до минимума; использование образцов с резьбовы-
ми головками следует по возможности исключать.
Был проведен ряд исследований для определения влияния
формы образца на предел усталости [17—20]. Большинство из
них были сделаны при знакопеременном (вибрационном) изгибе
24
на образцах круглого, квадратного, прямоугольного и ромбовид-
ного сечений. Предел усталости стальных образцов прямоуголь-
ного или квадратного сечения в среднем на 10% ниже, чем образ-
цов круглого сечения [17, 19], в то время как для алюминиевых
сплавов разница составляет 20 и 30% [18, 20}. Это объясняется
частично меньшим объемом материала, на который действовало
максимальное напряжение в круглых образцах, и частично ост-
рыми углами в квадратных и прямоугольных образцах.
Ускоренные методы определения предела усталости
Для построения кривой о — N для металлов вплоть до долго-
вечности 108 циклов требуется минимум восемь испытаний, наи-
более продолжительное из которых длится около двух недель при
5000 циклах в минуту. Общее время испытания, если оно прово-
дится на одной машине, составит около 8—10 недель. Поэтому
неудивительно, что было сделано много попыток разработать
ускоренные методы определения пределов усталости [21]. Ни один
из этих методов не оказался удовлетворительным; для большин-
ства испытанных материалов получали хорошее приближение, но
всегда находились материалы, для которых эти методы не годи-
лись, причем расхождение составляло 10—20%
Делались попытки установить зависимость между пределом
усталости и другими механическими свойствами, но зависимости
не давали достаточного соответствия, чтобы отказаться от обыч-
ных усталостных испытаний.
Более ранние исследователи, понимая, что усталость тесно
связана с пластической деформацией, рассматривали некоторую
связь между ними
Баушингер [22] отождествлял предел усталости с динамичес-
ким пределом пропорциональности (см. рис. 10) и считал, что ес-
ли гистерезис имеет место в каждом цикле напряжения, то в кон-
це концов происходит усталостное разрушение. Приближенное
соответствие эксперимента и этой теории для сталей было полу-
чено Бэрстоу [23] и в некоторых более поздних исследовани-
ях [24].
Дальнейшие исследования, однако, показали, что такой метод
является ненадежным для нежелезных сплавов.
Предпринимались также и другие попытки косвенного опре-
деления пределов усталости металла ускоренным методом по из-
менению каких-либо физических свойств из-за действия перемен-
ных напряжений. Методы состояли в измерении повышения тем-
пературы образца [24] (в действительности потерь на гистерезис),
изменений электрического сопротивления [25], магнитной прони-
цаемости [26, 27], магнитных и вихревых потерь электрического
тока [28] и теплового расширения [29]. Вероятно, изменения физи-
ческих свойств в процессе усталости вызываются пластической
25
деформацией, так что этим методам -свойственны такие же
ошибки, как и при прямом измерении деформаций.
Другой тип ускоренного метода, впервые предложенного Про
[30], довольно близко соответствует методу обычных испыта-
ний на усталость, но в этом случае амплитуда напряжений не по-
стоянна, а увеличивается с постоянной скоростью до тех пор, по-
ка не произойдет разрушение. Во-первых, Про предполагал, что
обычная кривая а — N, нанесенная в линейных координатах,
представляет гиперболу, которая асимптотически приближается
к вертикальной оси и к пределу усталости, и, во-вторых, что вы-
держивается линейный закон накопления повреждения. При этих
допущениях Про показал, что если амплитуду напряжения, дей-
ствующего на образец, увеличивать с постоянной скоростью а
(выраженной как увеличение переменного напряжения за цикл),
то разрушающее напряжение ор может быть представлено урав-
нением
ор-= £ 4-Л"а0-5, (5)
где Е — предел усталости;
К — постоянная, зависящая от материала.
Испытания проводятся при различных значениях а и оР и на-
носятся в зависимости от Vа. Это дает прямолинейную зави-
симость согласно приведенному выше уравнению, и предел уста-
лости определяется точкой пересечения этой линии с осью напря-
жения.
Для экономии времени испытания начинаются с произвольной
амплитуды напряжения, ниже которого не должно произойти
значительной степени повреждения.
Ряд исследований был проведен для определения точности
метода, и хотя иногда устанавливалась хорошая согласованность
с обычным методом испытания [31, 32], метод часто оказывался
ненадежным [33—37]. Иногда устанавливалось, что разрушающее
напряжение ар зависит не от "Ка, а от другой степени а [33, 37].
Тем не менее, не очевидно, будет ли достигнута экономия време-
ни при испытаниях с прогрессивным нагружением; кроме того,
усталостные машины должны быть приспособлены для этих ис-
пытаний.
Метод Про в меньшей степени может быть использован для
статистической интерпретации результатов, чем метод проб или
ступенчатый метод, и поэтому он не может быть эффективным
в смысле экономии образцов [36].
Метод Про был упрощен Мак-Коуном и приспособлен для от-
борочного испытания [38]. Обычно испытывался только один об-
разец и ct выбиралась так, чтобы образец разрушался после
0,5• 106 циклов. Было найдено, что если разрушающее напряже-
ние ар наносится в зависимости от пределов выносливости, опре-
деленных обычным путем, то все результаты для одного класса
26
сплавов ложатся близко к прямой линии или некоторой кривой.
Корреляция достаточно хороша для свинцовых и медных спла-
вов (лучше, чем для соотношения между пределом усталости и
прочностью при растяжении); для сталей наблюдается некото-
рый разброс, а для алюминиевых сплавов значительный раз-
брос. Мак-Коун считает, что неудовлетворительная зависимость,
полученная для алюминиевых сплавов, объясняется их неста-
бильностью при испытаниях на усталость.
Машины для испытаний на усталость
Следует отметить, что большинство исследований проводится
на машинах для изгиба с вращением. Частично потому, что эти
машины надежны, дешевы и требуют меньшего внимания при
эксплуатации, а также потому, что тип напряженного состояния
такой же, как у многих деталей в рабочих условиях.
Однако имеется два важных ограничения в использовании
этого метода испытания; во-первых, можно испытывать только
круглые образцы и, во-вторых, образец нагружается только сим-
метричным циклом напряжений.
Машины для знакопеременного плоского изгиба больше под-
ходят для испытания листов, деталей и конструкций сложной
формы. Машины для растяжения-сжатия, как правило, более
сложны и дороги, но их часто предпочитают, так как они легко
приспосабливаются для одновременно действующей статической
нагрузки и позволяют получать однородное напряженное состоя-
ние. Кроме того, при отсутствии концентрации на распределение
напряжений не влияет пластическая деформация.
Существует большое количество различных типов машин, ос-
нованных на различных принципах действия; некоторые широко
используемые машины будут кратко описаны далее. Ссылки на
многие другие данные по этому вопросу представлены Вейбул-
лом [674] в «Руководстве по усталостным испытаниям» ASTM
[39] и других публикациях ASTM [40]; они содержат ряд статей
по большим усталостным машинам, спроектированным для ва-
лов больших диаметров и других деталей. Краткая спецификация
некоторых английских и европейских машин дана в табл. 1 и 2.
Общим для большинства машин является отсчет числа цик-
лов, которые проходит образец, и автоматическая остановка ма-
шины, когда образуется трещина или образец разрушается.
Машины для осевого нагружения. Машины для осевого на-
гружения могут иметь механический, электрический или гидрав-
лический привод. Переменные нагрузки в машине с механическим
приводом обычно получаются либо в результате действия кри-
вошипа или эксцентрика на пружину, соединенную последова-
тельно с образцом, либо в результате создания центробежных
сил вращающимися неуравновешенными грузами. Механические
27
Спецификация некоторых машин для осевого нагружения
Машина Обозначения Изгото- Привод Усилие нагружения в т
витель пере- мен- ная стати- ческая макси- маль- ная
Скользящий зажим (N. Р. L.) — Самуель, Гилл, Ковентри Механичес- кий резонан- сный 0,45 0,45 0,9
Многопози- ционная установка — То же Механичес- кий нерезо- нансный — — 11,35 кг
Хей Хей 30 cwt 6 тон Брайтоне, Массель- бург, Шотлан- дия Электричес- кий нерезо- нансный 0,75 3 0,75 3 1,5 6
Пульсатор Вертикаль- ный пульсатор PUVO 6 ч PUV 2 1 PUV 6 PUV 20 J Бирмин- гам К. Шенк, Дарм- штадт Механичес- кий резонан- сный 10 0,3 1 3 10 10 0,36 1,2 3,6 12 20 0,6 2 6 20
Таблица 1
Частота,
цикл/мин
Примечание
4000
Одновременно могут испыты-
ваться 24 образца при пульси-
рующем растяжении
2820
6000
3000
2200
1000—8000
700-6000
700—5000
I 600-4000
Машина Обозначения Изготопи- тель Привод
Горизонталь- ный пульса- тор PPV 2 PPV 6 PPV 20 PPV 60 РВ 3 РВ 10 РВ 30 К- Шенк, Дарм- штадт, ГДР Механичес- кий резонан- сный
Пульсатор РР 0,1 РР 0,3
Виброфор Переменное напряжение 2HFP 421 10HFP 422 30WPZBDA 335 50WPZBDA 401 100WPZBDA 404 UHW 6 А. Амс- лер, Шаф- хаузе, Швей- цария Электромаг- нитный резо- нансный
) UHS 20 Ч UHS 40 UHS 60 UHS 100 UHS 200 ) Лозен- гаузен, Дюссель- дорф Гидравличес- кий нерезо- нансный
Продолжение табл. 1
Усилие нагружения в т Частота, цикл/мин Примечание
пере- мен- ная стати- ческая макси- маль- ная
1 1 2 2600 1 Имеется дополнительно низко-
3 3 6 2400 скоростной привод (30 цикл/мин)
10 10 20 2200
30 30 60 2000 )
1 1,0 2,6 500—4500 Нагрузка с дополнительным
3 5 8 400—3600 низкоскоростным приводом (до
10 16 26 350—2700 100 цикл/мин) и программным
0,05 0,1 0,1 1450 управлением увеличивается от 60 т до 200 т
0,15 0,3 0,3 2900
1 2 2 2100—14400 Снабжен 1 0,4 т
5 10 10 3600—18800 динамометром J 2 т
15 30 30 375—750 Также годится для усталост-
25 50 50 250—500 ных испытаний при пульсирую-
50 100 100 250-500 щем нагружении только тип
6 — 6 1000—1500 2000—3000 PZBDA
10 20 20 333 Также годится при низких цик-
20 40 40 500 лах и программном управлении
40 60 60 666
60 100 100 1000
100 200 200 200—300 400—600
Таблица 2
Спецификация некоторых машин для испытаний на изгиб,
кручение и комбинированное нагружение
Тип нагружения Изготовитель Мощность нагружения в кГ-м Частота в цикл/мин Примечание
пере- мен- ная стати- ческая макси- маль- ная
Изгиб С вращением М. Смит, Лондон 6,9 — До 6000 Нагружение в од- ной или двух точ-
Консольный изгиб с вращением Бирмингем 2,35 3000 ках Одновременно мо- гут испытываться два образца
То же А. Амслер, Шафхаузе, Швейцария 2,9 — ~ 1000, 2000 и 3000 То же
К. Шенк, Дармштадт 2,78 — ——' 6000 и 12000 ——
Самуил, Гилл, Ковентри 0,97 •— - — До 8000 Специально спро- ектирована для ис- пытания при высо- ких температурах
Изгиб с Шенк 3,8 — — 3000 —
вращением 1000 и 1500
Изгиб с Шенк 760 — — —
вращением 12500—17000 2000—6000
Изгиб с вра- щением (для испытания проволоки) Знакопере- Мюссель- бург, Шотландия, Шенк 0,152 Для максималь-
менный изгиб Эвери 0,138 0,276 0,276 1420 ных моментов 0,966, 0,276 кГ м применяется дру- гой динамометр. Специальные захва- ты годятся для кручения или ком- бинированного из- гиба и кручения
То же Бристоль 20,7 2000 Применяется для испытаний при вы- сокой температуре с обеспечением ста- тического круче- ния или изгиба
Знакопере- менный из- гиб, кручение и комбиниро- Бристоль, Сидлей 20,7 2000 Применяется для испытаний при вы- соких температу- рах
ванное нап- Амслер 4,15 -— 15000 —
ряжение (н. ф. л.)
30
Продолжение табл. 2
Тип нагружения Изготовитель Мощность нагружения в кГ-м Частота цикл!мин Примечание
пере- менная стати- ческая макси- маль- ная
Знакопере- менный изгиб и кручение Кручение » » » » Шенк Амслер 3,0 6,9 40 300 1000 1000 1000 1000 6,0 13,8 80 1000 2000 2000 6,0 13,8 80 2000 3000 2000 1500 И 3000 1500 и 3000 1500 и 3000 1000—3000 1000—3000 1000—3000 1000—3000 1500—12000
и электрические машины часто работают на резонансной или
близкой к ней частоте, что снижает потребную мощность, но
большие машины обычно имеют гидравлический привод при от-
носительно низких частотах.
Машина конструкции Национальной физической лаборатории
является одной из наиболее простых машин с осевым нагружени-
ем; принцип действия ее виден из рис. 11 [41] Переменная осевая
нагрузка на образец 1 создается кривошипом и соединенным с
ним стержнем, которые приводятся от двигателя 12 через две па-
ры пружин 4 и Я; эти пружины растягиваются и сжимаются попе-
ременно внутри нагружающей рамы 9 Масса 6, закрепленная
между пружинами, выбирается так, что она колеблется в резо-
нансной частоте, равной частоте испытания; таким образом, сни-
жается динамическая нагрузка на привод И. Когда машина на-
чинает работать привод должен был бы передавать полную на-
грузку, но за счет проскальзывания фрикционного соединения 7
при низких скоростях удается повысить скорость двигателя до>
резонансной частоты без передачи больших усилий. При дости-
жении резонансной частоты сила, потребная для возбуждения
колебаний, существенно снижается, и проскальзывание в соеди-
нении 7 прекращается. Для статического нагружения вводятся
две дополнительные пары пружин 13 между нагружающей рамой
и станиной машины. При правильном выборе соотношения жест-
кости двух комплектов пружин и массы нагружающей рамы, на-
грузка, передаваемая на образец, не зависит от его жесткости.
Чтобы обеспечить осевое нагружение, масса 6 скользит по на-
правляющим 5, опирающимся на раму 9, которая направляется
стержнями 2, закрепленными на главной раме фиксаторами 3.
Головка образца закрепляется в крестообразном верхнем захва-
те машины, который может перемещаться по высоте, что позво-
ляет испытывать образцы разной длины. Масса 10, подвешенная
на пружинах к основной раме, снижает ее вибрацию. Частота
31
возмущения регулируется изменением скорости двигателя по-
стоянного тока (до 3000 цикл)мин). Если фрикционное соедине-
ние срабатывает, то тщательного контроля скорости не требует-
ся, поскольку нагрузка на образец не зависит от частоты, а оп-
ределяется только ходом кривошипа.
Рис. 11. ЛАашина со сколь-
зящим захватом
Пульсаторы Шенка и Эвери при-
водятся от несбалансированных
масс; на рис. 12 показана общая схе-
ма машины Эвери. Она состоит из
тяжелой станины, в которой закреп-
лены две спиральные вставленные
одна в другую пружины для стати-
ческого и динамического нагруже-
ний. Пружины одним концом крепят-
ся к нагружающей плите, которая
поддерживается гибкими соедине-
ниями. Внутренняя пружина служит
для статического нагружения, она
соединена с установочным винтом
на стороне, противоположной нагру-
жающей плите; винт проходит через
прилив в станине машины. Наруж-
ная пружина создает переменное
нагружение образца; она свободно
колеблется в осевом направлении
под действием центробежных сил,
создаваемых механизмом возбужде-
ния, смонтированным на конце пру-
жины. Этот механизм состоит из
несбалансированного ротора, вра-
щающегося в роликовых и шарико-
вых подшипниках, от гибкого вала,
приводимого двигателем постоянно-
го тока, закрепленным в станине
машины. Образец закреплен между
нагрузочной плитой и упругим дина-
мометром, который опирается на на-
правляющую (на рис. 12 не показана), связанную со станиной
машины. Направляющая может перемещаться винтом, проходя-
щим через приливы в станине, чтобы обеспечивать установку об-
разца любой длины. Машина сконструирована так, что может
работать при частоте немного ниже резонансной частоты коле-
бательной системы. Поэтому требуется тщательный контроль
скорости, который достигается электронным реле, управляемым
регулятором амплитуды. Динамометр, имеющий освещенную
щель и шкалу, с помощью закрепленного микроскопа может из-
мерять статическую и динамическую нагрузки. В некоторых боль-
32
ших машинах Шенка этого типа встраивается гидравлический
низкоскоростной привод, а также устройство для программного
нагружения, с помощью которого автоматически повторяются
последовательно восемь различных уровней нагрузки, каждая
для заданного числа циклов (42].
Другой машиной с механическим приводом является маши-
на для одновременного испытания нескольких образцов при
осевом нагружении, разработанная в Национальной физической
лаборатории. Эта машина была сконструирована для одновре-
менного испытания ряда небольших образцов (до 24) при пуль-
Рис. 12. Общая схема машины Эвери для испытания на усталость:
1 — регулировочный винт; 2 — станина; 3 динамометр; 4 — образец; 5 — нагру-
жающая плита; 6 — пружина динамического нагружения; 7 — пружина статиче-
ского нагружения: 8 — возбудитель; 9 — винт статического нагружения; 10 — регу-
лятор амплитуды
сирующем растяжении. Образцы располагаются вертикально
на равном расстоянии один от другого по кругу относительно
главной оси машины; их верхние концы надежно закрепляются
в неподвижной головке, выполненной заодно с рамой машины.
Каждый образец соединен со спиральной пружиной, которая
циклически деформируется плитой, качающейся на универсаль-
ном шарнире на главной оси. Она приводится парой кулачков из
пластмассы, установленных на поверхности диска, соединенного
с вращающимся валом двигателя. Применяя пружины разной
жесткости, можно получить разные диапазоны нагрузки при лю-
бой установке качающейся плиты.
Одной из наиболее удачных ранних конструкций машин на
осевое нагружение является конструкция Хея. Эта машина
(рис. 13) нерезонансного типа приводится в действие электро-
магнитом. Два электромагнита 3 и 5 питаются переменным то-
ком со смещением фаз на 90° от мотор-генератора. Таким обра-
зом, возникает переменная сила на якоре 4, расположенном
между двумя магнитами, которая передается на нижний конец
3 Заказ 893 33
Рис. 13. Схема машины Хея для испы-
тания на усталость при осевом на-
гружении.
Рис. 14. Виброфор Амслера:
1 — направляющая фотоэлемента;
2 — фотоэлемент;- 3 — диафрагма;
4 — динамометрическая шкала; 5 —
оптический проектор; б — колеблю-
щееся зеркало; 7 — динамометр;
8 — захват образца; 9 — образец;
10 — основная подвижная масса;
1?
дель; 13 — электромагнитный возбудитель; 14 — импульсный генератор; 15 —
калибровочная щель; 16 — реактивная масса; 17 — виброизоляторы; 18 — уси-
литель;
испытуемого образца 2. Верхний конец образца зажат в захва-
те /, который болтами прикреплен к раме машины. Нижний ко-
нец якоря соединяется с рамой через пружины 6, с помощью ко-
торых на образец может передаваться статическая нагрузка;
жесткость этих пружин подбирается такой, чтобы их собствен-
ная частота соответствовала частоте нагружения, тем самым
устраняются инерционные силы, которые могли бы влиять на
тарировку машины. Динамическая нагрузка измеряется напря-
жением тока, индуцируемого во вторичной обмотке, намотанной
на якорь; показания вольтметра тарируются по прогибу тариро-
вочного динамометра, закрепленного в машине вместо испытуе-
мого образца.
Высокочастотный виброфор Амслера (рис. 14), работающий
на резонансной частоте вибрирующей системы, состоит из основ-
ной подвижной массы 10, которая передает колебания на обра-
зец 9 и динамометр 7, соединенные последовательно.
Сигнал от генератора импульсов 14, смонтированного между
образцом и динамометром, усиливается и направляется обратно
к приводящему магниту 13, что обеспечивает вибрацию при ре-
зонансной частоте. Частоту можно варьировать, изменяя под-
вижную массу или жесткость образца. Деформация динамомет-
ра измеряется посредством оптической системы, причем поворот
зеркальца, пропорциональный деформации, соответствует свето-
вому следу который измеряется непосредственно по шкале как
при статических, так и при динамических нагрузках. Размах на-
грузки контролируется автоматически с помощью реагирующего
на тот же световой луч фотоэлемента, который регулирует мощ-
ность тока, поступающего в приводящий магнит. Пружина пред-
варительного нагружения 11 обеспечивает статическое нагру-
жение.
Преимущество электромагнитного привода при резонансе си-
стемы заключается в том, что можно легко получать высо-
кие частоты Частоты до 18 000 цикл/мин могут быть получены
на виброфоре. Сконструирована небольшая машина, которая
работает на том же принципе при 300 000 цикл/мин [43]. Эти же
авторы впоследствии спроектировали другую небольшую машину
[44], которая приводилась от пьезоэлектрического возбудителя,
работавшего с частотой 5 500000 цикл!мин. Машина, приводи-
мая от резонансного магнитострикционного вибратора, была по-
строена Неппирсом [45] и работала с частотой 1 000 000 цикл/мин.
Однако в настоящее время эти машины представляют только
научный интерес и не могут быть использованы для обычных
усталостных исследований.
Принцип действия гидравлического пульсатора Лозенгаузе-
на показан на рис. 15. Для испытаний при циклическом растя-
жении нижний цилиндр 1 выключается. Максимальная растяги-
вающая нагрузка получается при действии гидравлического
3* 35
насоса 4, а колебания нагрузки создаются за счет действия рас-
пределительного устройства пульсатора 5. Для получения знако-
переменных нагрузок включается гидравлический насос 3 и соз-
дается давление в нижнем цилиндре /, противоположное на-
правлению давления в верхнем цилиндре 2. Для компенсации из-
менения нагрузки в верхнем цилиндре нижний цилиндр соединен
с сосудом под давлением, который работает как масляная пру-
жина. Статическая нагрузка измеряется маятниковым динамо-
метром, а в процессе усталостных испытаний верхний и нижний
пределы нагрузки измеряются двумя дифференциальными мано-
Рис. 15. Схема пульсатора Лозенгаузена типа UHS
метрами, связанными с пульсатором при помощи вращательного
клапана, соединенного с рабочими цилиндрами. Устройство для
медленных пульсаций и установка для программного нагруже-
ния могут быть подключены к машине.
Машины для испытаний при изгибе с вращением. Эти маши-
ны используются со времени постройки Веллером [46] первой
машины для исследования усталостного разрушения железно-
дорожных осей.
Простейшим типом таких машин является машина для кон-
сольного изгиба с вращением (рис. 16, а). Один конец образца
зажимается в патроне с помощью винтов, которые используются
для центрирования образца, а на другом конце через подшипник
прикладывается нагрузка либо грузом, либо пружиной. При та-
ком расположении изгибающий момент возрастает линейно по
длине образца по направлению к заделке, и разрушение проис-
ходит в месте перехода рабочей части образца к заделке. Для
36
обеспечения постоянного напряжения по длине образец может
иметь переменное сечение; применяется также двух- или четы-
рехточечное нагружение по схеме чистого изгиба, как показано
на рис. 16, бив. При двухточечном нагружении одна из нагру-
зок должна действовать вверх. Это может быть достигнуто с по-
мощью пружины или груза подвешенного на проволочном тро-
се, огибающем шкив.
Другое приспособление, использованное в машине Нацио-
нальной физической лаборатории, состоит из одного весового ме-
ханизма, который подвешен через шарнирный прямоугольный
каркас, опирающийся на колонну основания машины. Один вер-
тикальный рычаг разветвлен и каждый из его концов соединен с
Рис. 16. Машины для испытаний
на изгиб с вращением:
а — одноточечное нагружение; б —
двухточечное нагружение; в — четы-
рехточечное нагружение; 1 — двига-
тель; 2 — упругая муфта; 3 — корен-
ной подшипник; 4 — образец; 5 — на-
гружающий подшипник.
нагружающим подшипником, так что нагрузка приложена к од-
ной ветви снизу, а к другой сверху.
Одним из недостатков рассматриваемых машин является то,
что для них требуются относительно длинные образцы. Это уст-
ранено в машине Мура за счет закрепления подшипников нагру-
жения на шпинделях и установки образца между шпинделями.
Подобный метод использован в консольной изгибной маши-
не, сконструированной для усталостных испытаний при высокой
температуре фирмой Ройл-Ройс, Ltd (47] и изготовленной фир-
мой Гилл, Ltd. Образец длиной 50 мм закрепляется в двух уд-
линителях, которые выступают на несколько дюймов от края пе-
чи для нагрева образца, вследствие чего подшипники не пере-
греваются.
Машина сконструирована для работы при частотах выше
критической скорости вращения системы образца и удлините-
лей. Одна из трудностей использования машины для изгиба с
вращением при повышенной температуре связана с измерением
температуры. При этом используется неподвижная термопара,
размещаемая близко к образцу [47], или термопара, приваривае-
мая к поверхности образца; в последнем случае электродвижу-
щая сила измеряется с помощью токосъемников. Ни тот ни
37
другой метод не является надежным и это дает преимущество
машинам, в которых образец неподвижен, а вращается нагрузка
[39,48].
Для усталостных испытаний при температуре ниже нормаль-
ной образец обычно охлаждается погружением в жидкость с
низкой температурой кипения, что вызывает некоторые трудно-
сти. Проще охлаждение образца осуществляется при вертикаль-
ном расположении машины, причем образец, удлинитель И под-
шипники помещаются в контейнер с охлаждаемой жидкостью.
Машины для изгиба с вращением удобны при испытаниях на
усталость проволоки; это можно показать на примере машины
Хея — Робертсона, изготовляемой фирмой Брайтоне (рис. 17).
Рис. 17. Схема машины Хея — Робертсона для испытания проволоки
Один конец проволоки А зажат в патроне 2, как в патроне то-
карного станка, а другой конец В вращается в специальном
шариковом упорном подшипнике простой конструкции, который
работает как задняя бабка токарного станка. Этот подшипник
сначала перемещается поступательно, чтобы изогнуть проволо-
ку, как показано, а патрон 2 вместе с электродвигателем /, вра-
щающим патрон и проволоку, поворачивается около вертикаль-
ной оси подшипника А. Разрушение происходит в средней ча-
сти, а не в захватах, так как наибольший изгибающий момент
возникает в середине образца. Следует отметить, что проволока
должна вращаться вокруг собственной изогнутой оси, а не за-
кручиваться вокруг линии АВ.
Главным ограничением при использовании машин для изги-
ба с вращением является невозможность получения асимметрич-
ного цикла напряжений, хотя известны машины со статической
осевой подгрузкой [50, 51].
Машины для испытаний на плоский знакопеременный изгиб.
Простая машина для испытаний на плоский знакопеременный
изгиб была изготовлена Эвери; схема ее действия показана на
рис. 18.
Один конец образца крепится к динамометру, другой к ры-
чагу, который колеблется вокруг оси, проходящей через середи-
ну образца. Колебательное движение создается эксцентриком,
38
Рис. 18. Принцип действия
усталостной машины Зве-
рина на знакопеременный
изгиб:
/ — индикаторы; 2 — динамометр; 3 — ры-
чаг для измерений; 4 — образец; 5 — произ-
водящий мотор с двойным эксцентриком;
6 — приспособление для начальной статиче-
ской нагрузки
приводимым во вращение электродвигателем. Так как жесткость
динамометра существенно меньше жесткости образца, машина
работает приблизительно при постоянном изгибающем момен-
те. Ход эксцентрика устанавливается таким, чтобы получить
необходимый изгибающий момент, определяемый по перемеще-
нию рычага, соединенного с динамометром; перемещение изме-
ряется индикатором. Начальный статический изгибающий мо-
мент создается за счет перемещения эксцентрика с двигателем
в направляющих. Круглый образец может закрепляться в захва-
тах под углом 90° или 45° к оси рычага, в результате чего возмож-
но испытание при кручении или совместном действии изгиба и
кручения. Машины для ис-
пытаний на знакоперемен
ный изгиб с механическим
приводом были спроектиро-
ваны для одновременного
испытания нескольких об-
разцов [52, 53], для испыта
ния при высоких температу-
рах [54] и для испытания
электрического кабеля [55].
Машина для испытаний
на знакопеременный изгиб,
кручение или любое сочета-
ние этих двух видов нагру-
жения была спроектирована
Национальной физической
лабораторией. Устройство машины показано на рис. 19. Один
конец образца 8 жестко закреплен в передвижном кронштейне,
который присоединен к литому корпусу 10, установленному на
плите 12. Другой конец образца закреплен во втулке 7, к кото-
рой присоединен рычаг 6, поворачивающийся вокруг вертикаль-
ной оси, проходящей через середину образца. Диск /, несущий
неуравновешенные грузы 3 вращается на оси, расположенной в
корпусе 2, который скрепляет концы пружин 4. Корпус 2 через
тягу 5 связан с регулируемым шарниром рычага 6. Диск 1 при-
водится во вращение через ременную передачу от синхронного
электродвигателя 11. Неуравновешенные силы от грузов 3 пере-
даются на образец через тягу 5 и рычаг 6. Скорость диска под-
бирается изменением диаметра шкива и соответствует собствен-
ной частоте колебаний масс, связанных с пружинами 4. В резуль-
тате этого все инерционные силы, кроме центробежных,
устраняются. В положении, показанном на рис. 19, на образец
действует циклический знакопеременный изгиб. Кронштейн 9 и
втулка 7 могут вращаться и закрепляться в любом положении в
диапазоне 90° так, что можно получить любое сочетание знако-
переменного изгиба и кручения
39
Был разработан ряд усталостных машин для испытаний на
знакопеременный изгиб с электромагнитным приводом [39, 58,
59]. Обычно они работают с частотой, соответствующей частоте
системы, и главная задача состоит в регулировании амплитуды
колебаний; напряжение обычно вычисляется по измеренному про-
гибу образца. Используя короткий жесткий образец, возможно
достичь очень высоких частот. Уейд и Грутенхьюиз [60], например,
достигли частоты 230 000 цикл/мин на образцах из алюминиево-
го сплава. Очень высокие
частоты могут также быть
получены на машинах для
знакопеременного
пневматическим
дом [61—63]. *
изгиба с
приво-
Рис. 19. Схема усталостной машины физической национальной лаборато-
рии на комбинированное нагружение [56]
Испытания на усталость деталей и конструкций. Одна из за-
дач испытания деталей заключается в воспроизведении рабочих
условий (насколько это возможно) и в обеспечении при испыта-
ниях разрушений, подобных разрушениям в рабочих условиях.
Программное нагружение является одним из путей прибли-
жения к рабочим условиям и в ряде случаев испытательные
машины приспосабливаются для этих целей. Распределение на-
пряжений в деталях при усталостных испытаниях не всегда мож-
но точно рассчитать; для их определения могут использоваться
проволочные датчики. Для некоторых деталей требуется специ-
альное испытательное оборудование, например для испытания
подшипников скольжения или качения зубчатых колес или пру-
жин; ссылки на это сделаны в гл. IX.
Для испытания больших конструкций нагружающее устройст-
во может быть автономным; вместо того, чтобы объект вводить
40
в машину, возбуждающее устройство монтируют около объекта.
Конструкцию закрепляют на силовом полу, и один или больше
возбудителей присоединяют к соответствующим точкам конструк-
ции. Приводы возбудителей подобны тем, которые использова-
лись в усталостных машинах; механический и гидравлический
привод используются наиболее широко, так как в ряде случаев
электромагнитные возбудители не обеспечивают достаточной
мощности.
Наиболее распространено механическое возбуждение от вра-
щающихся неуравновешенных масс, работающих на частоте,
близкой к резонансной (64—66]. Это обеспечивает проведение
усталостных испытаний при изгибе (66], кручении [67], а также
при осевом нагружении [66].
При таком методе возбуждения весьма сложно обеспечить
поддержание постоянной амплитуды нагрузки, так как послед-
няя очень чувствительна к изменению частоты. Наиболее эффек-
тивный путь достижения постоянства амплитуды состоит в ре-
гулировании частоты с помощью системы обратной связи [67].
Механический привод, использующий неуравновешенные
массы, применяется также для испытаний на усталость самолет-
ных конструкций, но его считают подходящим только для не-
больших возбуждающих сил. При испытании большого крыла,
например, возникает трудность в присоединении тяжелого рото-
ра возбудителя к конструкции, так как необходимо исключить
местное повреждение и обеспечить привод вращающегося вала
при значительных перемещениях [68]. Для самолетных конструк-
ций применяются другие методы возбуждения, в частности экс-
центриковая система с передачей усилия через пружину
или кривошипная система с постоянной амплитудой пере-
мещения [69].
Гидравлический привод применяется для нерезонансных ус-
ловий и для ограничения динамических эффектов, связанных с
перемещением собственных масс конструкции; испытание ведет-
ся на низких частотах. Амслер изготовил для этой цели пульса-
тор и ряд гидравлических нагружателей. Статическая нагрузка
измеряется маятниковым динамометром, а динамическая — ма-
нометром [70, 71]. Одним из интересных применений гидравлики
является испытание самолетных кабин под давлением [68]. Вода
применяется вместо воздуха потому, что за счет малой ее сжи-
маемости освобождаемая при разрушении энергия невелика и
лишь немного больше, чем энергия деформации конструкции.
Такое испытание безопаснее и разрушение локализовано, в ре-
зультате зарождение трещины можно легко проследить, а испы-
тание может быть продолжено после частичного восстановления
конструкции. Чтобы уравновесить вес воды в кабине, необходимо
полностью погрузить ее в воду, для чего требуются специальные
резервуары.
41
Образцы и их изготовление
Как форма, так и окончательная обработка образцов имеют
большое влияние на сопротивление усталости и поэтому на кон-
струкцию и изготовление усталостных образцов необходимо об-
ращать больше внимания, чем при обычных механических ис-
пытаниях. Чтобы исключить разрушение, происходящее в за-
Рис. 20. Типичные образцы для ус-
талостных испытаний:
а — образец для усталостной маши-
ны с консольно вращающимся образ-
цом; б — образец для усталостной ма-
шины с осевым нагружением; в — ли-
стовой образец для усталостной маши-
ны на растяжение-сжатие
крепленных концах образца, го-
ловки должны иметь большее се-
чение, и важно сделать большой
переходный радиус между голов-
кой и рабочим сечением, чтобы
снизить концентрацию напряже-
ния. Некоторые типичные образцы
показаны на рис. 20. Веллеров-
ский образец (рис. 20, а) может
быть использован при одно- или
двухточечном нагружении. Обра-
зец для машины Хея с осевым
нагружением (рис. 20,6) исполь-
зуется в диапазоне диаметров
опасного сечения от 3,8 до 5 мм.
Длина части образца постоянного
сечения не превышает 6,35 мм
для предотвращения разрушения
или выпучивания при нагружении
сжимающими силами.
Из опыта работы установлено,
что при осевом нагружении дли-
на части образца постоянного се-
чения не должна быть более 1,5
минимальных диаметров.
Листовой образец (рис. 20, в)
используется для испытаний при
пульсирующем растягивающем
нагружении.
Установлено, что ширина за-
жимаемых частей плоских образцов должна быть в 3 раза боль-
ше ширины испытуемого сечения, чтобы не произошло разруше-
ния в головках образца.
Следует отметить большие переходные радиусы на всех трех
образцах.
Чтобы определить влияние концентрации напряжения на пре-
дел усталости, испытания можно проводить на надрезанных об-
разцах. Однако форма и величина надрезов не стандартизова-
ны и, по-видимому, каждый исследователь применяет образцы
42
с разными надрезами, так что результаты испытаний не могут
сравниваться.
В «Руководстве по усталостным испытаниям» [39] перечисле-
ны пять надрезов, наиболее распространенных в инженерной
практике; их детали показаны на рис. 21. Значения теоретических
коэффициентов концентрации вычислены по методу Нейбера [72].
Следует обратить внимание на технологию изготовления об-
разцов для исключения упрочнения или перегрева их. Токарную
обработку предпочитают шлифованию, особенно для мягких ма-
териалов. Когда обтачиваются цилиндрические образцы, глу-
Рпс. 21. Усталостные образцы с надрезами:
D = 0,480" (1 = 0,300" dID = 0,625
бину резания следует постепенно уменьшать, так чтобы
глубина резания в последних проходах составляла от 0,025 до
0,05 мм.
Полировать образцы начинают непременно грубой наждач-
ной тканью или бумагой и заканчивают бумагой 000 или 0000.
Целью полирования является удаление круговых царапин от^
механической обработки, что наиболее эффективно достигается
при полировании по диагонали или в продольном направлении.
Целесообразно покрыть образец вазелином после полирования,
пока он не потребуется для испытания. Сведения об изготовле-
нии усталостных образцов можно получить из описания мето-
дов, используемых национальной технической лабораторией [73]
или изложенных в «Руководстве по усталостным испытани-
ям» [39].
43
Тарировка машин
Согласованные стандарты точности или методы тарировки
для усталостных испытательных машин отсутствуют, и в этом
отношении методы испытаний на усталость отстают по сравне-
нию с методами статических испытаний. Это положение неудов-
летворительно особенно потому, что динамические измерения
напряжения более сложны, чем статические.
Наиболее трудной задачей является тарировка машин для
осевого нагружения.
Определение напряжения по измерению действующей силы
обычно является неточным, так как на нее могут влиять явление
резонанса и инерция движущихся частей. Наиболее часто при-
меняется метод тарировки с помощью динамометра. Можно ис-
пользовать другие методы, например измерение усилий на опо-
рах кривошипа механического привода машины или электричес-
кого напряжения в электромагнитной машине. Динамометр дол-
жен быть спроектирован так, чтобы его деформации были уп-
ругими при действии максимальных нагрузок. Он может пред-
ставлять собой сплошной или трубчатый стержень, либо иметь
форму кольца; к стержню присоединяется измеритель переме-
щения, обеспечивающий измерение при работе машины. Воз-
можно, что большую точность обеспечивает применение датчи-
ков сопротивления [74], [75]. Используется обычно мостовая схе-
ма, когда в одном из плечей моста размещаются датчики
сопротивления, в другом — декадное сопротивление; два одина-
ковых постоянных сопротивления составляют остальные два
плеча. Применяя катодно-лучевой осциллограф, можно получить
форму цикла динамической деформации во время испытания.
Разница отсчетов по декадным сопротивлениям при сбаланси-
рованном мосте пропорциональна изменению сопротивления
проволочных датчиков. Динамическую нагрузку можно вычис-
лить, используя результаты предварительной статической тари-
ровки.
Метод динамической калибровки, применяемый в Нацио-
нальной технической лаборатории, основывается на ранее опи-
санном методе Биллинга [76].
Преимущество использования датчиков состоит в том, что
сигнал тензодатчика не зависит от частоты и можно достичь
точности измерения ±1% максимальной амплитуды нагрузки.
Недостатком этого метода является необходимость применения
специальной аппаратуры, включающей стабилизатор питания и
усилитель высокого качества. По этой причине предпочитают
механическую или механико-оптическую калибровку с помощью
динамометра. Точность в 1% может быть достигнута для коль-
цевого динамометра, приспособленного для динамической тари-
ровки [77].
44
При статической тарировке прогиб кольца измеряется при-
крепленным к нему микрометром. При динамической тарировке
микрометр используется в соединении с подпружиненным плун-
жером, имеющим электрический контакт.
В механико-оптической системе перемещение динамометра
вызывает поворот зеркала (или системы зеркал), увеличивае-
мый соответствующей оптической системой. Обычные призмы и
система зеркал, применяемые для измерения прогибов при ис-
пытаниях на статическое растяжение, для динамической тари-
ровки не могут быть использованы из-за относительного пере-
мещения между призмой и местом закрепления. Этого можно
избежать при закреплении зеркала на листовых перекрещиваю-
щихся пружинах, образующих упругий шарнир, или при исполь-
зовании спиральной пружины, преобразующей осевое отклонение
во вращение. Тарировка с помощью динамометра, спроектиро-
ванного по этому принципу, хорошо согласовалась с тарировкой
проволочными датчиками как статически, так и динамически [78].
Применение статистического метода
при испытаниях на усталость
Если на усталость испытывается ряд одинаковых образцов
при одном и том же уровне напряжения, то получаются значи-
тельный разброс по числу циклов до разрушения. Степень раз-
броса зависит от ряда факторов. Разброс, в основном, больше
для гладких полированных образцов, чем для образцов с над-
резами или деталей; он больше для высокопрочных материалов,
чем для мягких, и обычно возрастает по мере снижения ампли-
туды напряжения При неблагоприятных обстоятельствах раз-
брос может быть сильно выраженным; например, Синклер и До-
лан [79] проводили испытания при изгибе с вращением при
±21 кГ)мм2 на 57 полированных образцах из алюминиевого
сплава 75S-T6 в диапазоне долговечностей от 433000 до
117 423000 (далее эти результаты рассматриваются более под-
робно).
Следует отметить, однако, что разброс амплитуды напряже-
ния для данной долговечности много меньше, чем разброс дол-
говечности для данной амплитуды напряжения. Это связано с
малым наклоном кривой о — /V и может быть проиллюстриро-
вано рис. 6 и 7. Следовательно, для испытаний, где амплитуда
напряжения может поддерживаться ниже предела усталости или
соответствующего сопротивления усталости при большой дол-
говечности, вопрос разброса не является серьезным; данные, по-
лученные из кривых о — N, построенным по восьми или десяти
результатам, как описано ранее, являются обычно достаточ-
ными.
45
Поэтому рассмотрение рассеяния результатов испытаний ак-
туально в том случае, когда расчет ведется на ограниченную
долговечность и напряжения превышают предел усталости.
Этот метод расчета применяется для самолетных конструк-
ций и в определенной степени для деталей двигателя; было до-
казано, что применение статистической техники при этих обстоя-
тельствах полезно.
Имеется ряд статей, описывающих, как должна применяться
статистика для интерпретации результатов испытаний [80, 81,
674, 675].
Главная цель испытания на усталость заключается в том,
чтобы получить данные, которые можно использовать для рас-
чета на прочность в условиях эксплуатации. Наиболее простыми
являются испытания на лабораторных образцах, но по данным
таких испытаний не всегда можно оценить поведение детали
в рабочих условиях, в связи с чем необходимо проведение испы-
таний на деталях или конструкциях. Однако испытания конструк-
ций являются дорогостоящими, так что объем этих испытаний
обычно несколько ограничен. Вопрос заключается в том, чтобы
оценить поведение большого числа деталей в рабочих условиях
по небольшим выборкам результатов испытаний. Применение
статистических методов обработки результатов испытаний дает
такие возможности. Дальнейшее применение статистики в уста-
лостных испытаниях заключается в том, чтобы определить с не-
которой заданной степенью достоверности, значительно ли отли-
чаются результаты испытаний двух серий. Этот вопрос может воз-
никнуть, когда оценивается влияние горячей обработки или про-
цесса изготовления на усталостную долговечность.
Причины разброса. Некоторый разброс результатов устало-
стных испытаний должен возникать из-за различия условий их
проведения, поэтому метод испытания следует тщательно кон-
тролировать, когда делаются статистические исследования. Это
особенно важно, потому что трудно установить, от каких причин
возник разброс: от различия в условиях проведения испытаний
или от металлургических факторов. Воспроизводимые условия
наиболее легко получаются при испытаниях на изгиб с вращени-
ем и этот метод испытания часто применяется для статистических
экспериментов. Был сделан ряд попыток для определения раз-
броса из-за экспериментальных ошибок в этом виде испытания.
Ренсом и Мел [82] установили, что разброс, вызванный отклоне-
ниями в действующем изгибающем моменте и в измерении диа-
метра образца, был мал по сравнению с разбросом, который
они наблюдали для легированной стали SAE 4340; кроме того,
не было найдено соответствия между долговечностью и эксцен-
трицитетом образца в захвате.
При исследовании стали с 0,24% С Клейтон и др. [83] наш-
ли, что на разброс заметно влияли различия в изготовлении об-
46
разцов. При высоком качестве изготовления образцов, рассея-
ние результатов было более значительным, если испытания про-
водились на 12 машинах, по сравнению с испытаниями на од-
ной машине.
Более прямой метод определения различия между влиянием
ошибки эксперимента и металлургических факторов был исполь-
зован Мак-Клинтоком [84, 85], который рассматривал разброс
долговечности в связи с расположением мест разрушения на об-
разцах. Напряжения в образцах не меняются вдоль их длины,
так что различие в положении мест разрушения может быть от-
несено за счет различий в свойствах материала.
Мак-Клинток нашел также, что рассеяние долговечности бы-
ло больше, чем это могло быть объяснено различием в свойствах
материала, поэтому необходимо улучшить качество изготовле-
ния образцов.
Из результатов этих экспериментов видно, что рассеяние
в величинах сопротивления усталости не является следствием
только различия в способе испытания, но также связано с неод-
нородностью металла, хотя влияние на рассеяние того или ино-
го металлургического фактора не установлено. Для сталей мож-
но ожидать, что на рассеяние в основном влияет содержание
включений, но данные до некоторой степени противоречивы.
Разброс может также возникать из-за отклонений в размере
зерна, составе сплава или условий горячей обработки. Инесон
и др. [86], например, нашли отклонение в 5% в пределе устало-
сти между верхней частью и основанием стального слитка с вре-
менным сопротивлением 94—101 кГ)мм2, что они отнесли к мест-
ным отклонениям в составе и горячей обработке.
Другой источник разброса, который может быть более важ-
ным на практике, состоит в том, что разброс от партии к партии
может быть больше, чем от одного образца к другому в одной
партии. Отклонения в процессе производства приводят к тому,
что предел усталости сплава данной марки может изменяться
очень широко. Г. Форрест [87], например, приводит следующие
величины разброса пределов усталости при изгибе с вращением,
полученные при испытаниях нормально изготовленного штам-
пованного алюминиевого сплава. Для преобладающих сечений
диаметром до 50 мм для сплава НЕ15 WP (DTD 364) предел
усталости при 108 циклах изменялся от 14 до 18,8 кГ1мм\ а для
сплавов ДТД683 и 363 — от ±15 до ±20,4 кГ1мм2. Опублико-
ванных сравнимых данных для сталей или железных сплавов
нет, но подобные отклонения имеют место и для этих мате-
риалов.
Анализ данных испытаний на усталость. Данные, которые
должны анализироваться для статистической обработки, обыч-
но состоят из долговечностей для выборки образцов, испытанных
при постоянной амплитуде напряжения. Распределение долго-
47
вечностей может быть представлено графически с помощью ги-
стограммы. Эта диаграмма, показывающая повторяемость значе-
ний, располагающихся внутри последовательных интервалов дол-
говечности, представлена на рис. 22 для 57 результатов [79]. При
большом количестве образцов гистограмма может быть замене-
на кривой плотности распределения. Для статистического анали-
за должна быть выбрана форма этой кривой, надежность анали-
за будет зависеть от точности, с которой выбранная кривая соот-
ветствует действительному распределению.
Установлено, что частотное распределение усталостных дол-
говечностей обычно не соответствует нормальному распреде-
Рнс. 22. Гистограмма, показывающая распределение
усталостной долговечности 57 образцов из алюминиево-
го сплава 75S-T6, испытанных при 21 кГ{мм2 (п — число
разрушенных образцов)
лению, но может быть получено довольно точное приближение,
если данные N представлены в логарифмических координатах.
Такое представление известно как логарифмически нормальное
распределение, и в большинстве статистических анализов данных
испытаний на усталость выполнялось на этой основе.
Нормальное распределение определяется уравнением
*1
где ^ydx—относительная частота нахождения значений
между Xi и х2;
_ s — стандартное отклонение;
ХР — арифметическое среднее всех значений.
Зависимость между у и х симметрична относительно средне-
го значения Хр и асимптотически приближается к оси абсцисс.
Распределение _полностью определяется арифметическим
средним значением Хр и стандартным отклонением s, так что
если эти значения известны для генеральной совокупности, то
48
можно определить вероятность выживания для любого част-
ного значения долговечности. Однако на практике известны
данные только из ограниченной выборки, так что Хр и s точно
неизвестны.
Арифметическое среднее и стандартное отклонения для вы-
борки, х и s соответственно могут вычисляться по следующим
уравнениям-
где п — число значений в выборке; при этом возможна лишь оцен-
ка значения $, и значения этой величины могут быть определены
в доверительных интервалах [80, 81].
Подобным образом можно оценить вероятность выживания
для данного значения, но опять только с ограниченной достовер-
ностью. Можно сказать с достоверностью_ уровня у, что по мень-
шей мере р % результатов превышают х — ks, где х и s — зна-
чения, определенные для партии с помощью уравнений (7) и
(8); k — функция р, у и п, где п — число образцов в партии.
Вычисленные значения приводятся в статистическом справоч-
нике ASTM [80], некоторые из них приведены в табл. 3. (Этот
метод используется также в том случае, когда выборка включа-
ет неразрушенные образцы [88].)
По данным табл. 3 для некоторой выборки можно определить
долговечность, которая ожидается для определенной степени
достоверности. Это иллюстрируется табл. 4, где используется
выборка шести результатов, полученных Королевским авиацион-
ным обществом [81], распределение которых приближаются к
Таблица 3
Значения k для нормального распределения [80]
(п — размер выборки; р = % выживания; у — доверительный уровень)
7=0.50 | 7 = 0,90 | 7 = 0,95
Р D %
90 | 95 | 99 99.9| 90 95 | 99 | 99,0 90 95 1 99 99.9
3 1,498 1,93912,765 3,688,4,258 5,310,7,340, 9,651 6,158 7,655 10,552 13,857
4 1,419 1,830 2,601 3,464 3,187 3,957 5,4371 7,128 4,163 5,145 7,042 9,215
5 1,382 1,780 2,526 3,362 2,742 3,400 4,666 6,112 3,407 4,202 5,741 7,501
6 1,360 1,750 2,483 3,304 2,494 3,091 4,242] 5,556 3,006 3,707 5.062 6,612
8 1,337 1,719 2,436 3,239 2,219 2,755 3,783 4,955 2,582 Л3,188 4,353 5,686
10 1,324 1,702 2,411 3,205 2,065 2.568 3,532 4,629 .2,355 2,911 3,981 5,203
12 1,316 1,691 2,395 3,183 1,966 2,448 3.371 4,420 2,210 2,736 3,747 4,900
15 1,308 1,680 2,379 3,163 1,866 2,329.3,212 4,215 2,068 2,566 3,520 4,607
20 1,301 1,671 2,366 3,143 1,765 2,208’3,052 4,009 1,926 2,396 3,295 4,319
49
Таблица 4
Оценка безопасной долговечности по выборке из шести образцов
при нормальнологарифмическом распределении
Образец ........
Долговечность W
lg N
12 3 4
420000 579000 640000 800000
5,623 5,763 5,806 5,903
5 6
900000 1200000
5,954 6,079
Результаты приближаются к нормальному логарифмическому распределению. Среднее
значение lg N = 5,855 и стандартное отклонение s = 0,159 [81 ]; «безопасная долговеч-
ность» в тыс. циклов.
1= 0,50 1= 0,90 7 =0.95
90 95 99 99,9 90 95 99 99,9 90 95 99 99,9
436 378 288 211 288 231 152 93,7 238 184 112 63,7
логарифмическому нормальному распределению. Значения х и s
вычисляются из уравнений (7) и (8) и безопасная долговечность
дается выражением (х— ks), где соответствующее значение k бе-
рется из табл. 3.
Табл. 4 иллюстрирует зависимость гарантированной долговеч-
ности от процента выживания р и степени требуемой достовер-
ности у. Для практического применения, особенно в авиации,
для ряда деталей гарантированная долговечность должна осно-
вываться на процентах выживания, больших 90, следовательно,
должна приниматься более низкая гарантированная долговеч-
ность, что подтверждается табл. 4. На основе шести результатов
гарантированная долговечность с 95% достоверности для 90%
выживания (или 10% разрушений) составляет 238 000; если при-
нимается только 1% разрушений, гарантированная долговечность
снижается до 112 000, а для одного разрушения на 1000 — до
63700, что составляет меньше 7ю средней долговечности всей вы-
борки. Значение гарантированной долговечности может несколь-
ко увеличиться при увеличении размера выборки, но это неэко-
номично для натурных деталей, и число испытаний в одних и тех
же условиях обычно составляет 5—10. Одной из главных трудно-
стей оценки гарантированной долговечности для низкой вероят-
ности разрушения является надежность применения определен-
ного распределения. Чтобы определить долговечность, соответ-
ствующую одному разрушению из 1000, потребуется по меньшей
мере 1000 испытаний, которые обычно неосуществимы.
Удобно представлять экспериментальные результаты нане-
сением вероятности разрушения в зависимости от lg N на лога-
рифмической вероятностной бумаге, для этой зависимости дан-
50
ные располагаются так, что логарифмически нормальное рас-
пределение представляется прямой линией. Результаты Синкле-
ра и Долана для плоских образцов из алюминиевого сплава 75S
в логарифмических координатах показаны на рис. 23. Линии,
проходящие через экспериментальные точки, представляют ло-
гарифмические нормальные кривые, имеющие среднее значение
и стандартные отклонения, как вычисленные непосредственно из
соответствующих экспериментальных данных. С первого взгляда
кажется, что экспериментальные результаты довольно близки
Рис. 23. Диаграмма логарифмически-иормального распределения долговеч-
ности для образцов при различных напряжениях [79]. р — относительная час-
тота разрушений:
1 — 43,7 кГ!мм?\ 2 — 35 кГ/лмс2; 3 — 31,5 кПмм2\ 4 — 28 кГ!мм2-, 5 — 24,5 кГ!мм2'
6 — 21,0 кГ/мм.2
нии эстраполируются к вероятности разрушения в 0,001 %, то вид-
но, что разрушение более вероятно при ±28 кГ/мм2, чем при
±31 кГ/мм2 или ±35 кГ)мм2. Этот вопрос хорошо объясняется
Коксом [89] применительно к результатам при ±21 кГ!мм2
(рис. 23). Он показал, что эти результаты могут соответствовать
кривой, представляющей равновероятность разрушения за каж-
дый цикл, так же как прямая линия представляет логарифмиче-
ское нормальное распределение. [Следует отметить, что наиболее
низкая долговечность (около 433 000 циклов) располагается да-
леко от этой линии, что, по-видимому, относится к сериям ре-
зультатов при более высоком напряжении.] Однако эти серии
результатов не являются типичными, в целом опыт показал, что
экспериментальные зависимости, полученные на логарифмиче-
ской вероятностной диаграмме (рис. 23), обычно отклоняются
постепенно от прямых линий, изгибаясь выпуклостью вверх при
низких вероятностях разрушения.
Поэтому были сделаны попытки получить лучшее соответст-
вие кривых распределения с экспериментальными данными.
4* 51
Лучшими из известных предложений являются метод Вей-
булла [90] и метод «экстремальных значений», предложенный
Фрейденталем и Гумбелем [91]. Вейбулл предложил эмпиричес-
кую зависимость, определяемую тремя параметрами, более
близкую к экспериментальным результатам, чем логарифми-
ческое нормальное распределение, зависящее только от двух
параметров.
Распределение экстремальных значений вытекает из стати-
стической теории усталости и по этой причине может быть пред-
почтено другим распределениям.
Логарифмическое нормальное распределение наиболее удоб-
но для оценок соответствия двух или более серий результатов
одной и той же генеральной совокупности или их отклонения от
нее. Вопрос оценки заключается в том, чтобы определить, какая
вероятность различия между двумя сериями результатов будет
иметь место, если они были из одной и той же генеральной сово-
купности. Если предполагаемое различие имеет место один раз
в каждых 100 случаях, то говорят, что две серии расходятся
с 99%-ным уровнем значимости. Если находят, что различие не-
значительно, то это может означать либо отсутствие действитель-
ного различия, либо то, что различие существует, но результатов
слишком мало, чтобы обнаружить его при существующем слиш-
ком большом разбросе.
При рассмотрении двух серий результатов возникает первый
вопрос — значительно различаются отклонения или нет. Это за-
висит от изменения отношения, определяемого выражением
F = S?/S2 (St > Si), (9)
где и s2 — стандартные отклонения двух выборок, и от степе-
ней свободы у1 = — 1 и у© = Яг — 1 (п1 и п2 — размеры вы-
борок) .
Значение F при 95% значимости уровня может быть полу-
чено из рис. 24 для различных значений yi и уг- (Кривые или
таблицы для других значимостей уровней приводятся в работах
[80, 81].) Если это значение меньше, чем определенное из стан-
дартных отклонений выборок, то различие является значитель-
ным; если нет, то различие — незначительное, и дальнейшее ис-
пытание следует провести, чтобы определить, велико ли различие
между средними значениями двух выборок или нет. Это дости-
гается с помощью оценки t Стьюдента:
t =----, (10)
s VU/n.+ l/n,)
где Xi и х2 означают две выборки.
52
Общее расхождение определяется уравнением
(Г>! — + (Па— 1)
П1 4- n2 — 2
(11)
Уровень значимости может быть получен из рис. 25 для со-
ответствующих значений
t и степени свободы у =
= 4- п2 — 2).
На долговечность де-
талей машин часто влияет
ряд различных факторов,
в результате чего гене-
ральные совокупности
усталостных данных ве-
роятно будут смешанны-
ми. В этих случаях стати-
ческая обработка может
быть полезной для харак-
теристики роли отдель-
ных факторов и обнару-
Рис. 24. Значения изменений F при
95%-ном уровне значимости [81]
жения причин прежде-
временного разрушения
или повышенного раз-
броса. Это показано Коксом [89] на данных, полученных при ис-
пытании небольших болтов.
Метод испытания. Вследствие разброса отдельных результа-
тов усталостных испытаний зависимость напряжение — долговеч-
Рис. 25. Значения t для испытания
по Стьюденту [81]:
/) р — 99.9*/», высоко значимый;
2) Р - 99,0%, значимый; 3) Р — 95,0%,
вероятно значимый; 4) Р - 99,0%. не-
значимый; 5) Р - 80,0%, достоверно
незначимый
ность не может быть представле-
на только одной кривой, а долж-
на рассматриваться как серия
кривых, каждая из которых соот-
ветствует определенной вероятно-
сти разрушения р. Синклер и До-
лан получили такие серии кри-
вых по данным испытаний алюми-
ниевых сплавов (рис. 26). Не-
сколько методов испытания пред-
ложено для определения предела
усталости на статистической ос-
нове. По методу «проб» испытыва-
ется одна группа образцов или
больше до фиксированного числа
циклов при нескольких амплиту-
дах напряжения, близких к соот-
ветствующему ограниченному
пределу усталости.
53
Результаты могут быть представлены графиком зависимо-
сти доли образцов, не разрушившихся при требуемой долговеч-
ности от амплитуды напряжения. Опыт показал, что результаты
таких испытаний имеют тенденцию располагаться на прямой
Рис. 26. Диаграмма Р — о — N, полученная по
данным для небольших гладких образцов из алю-
миниевого сплава 75S-T [79]:
/) Р = 0,99; 2) Р = 0,90; 3) Р = 0,50; 4) Р = 0,1;
5) Р = 0,01
линии, если они наносятся на вероятностную бумагу [80]. Неко-
торую экономию образцов можно получить, применяя метод сту-
пеней, хотя потребное для испытаний время может быть и боль-
ше. Первый образец испытывается при уровне напряжения, рав-
ном вычисленному значению предела усталости. В зависимости
от того, разрушается или не разрушается образец при достиже-
нии требуемой долговечности, уровень напряжений понижают
или повышают на одну ступень. Процесс повторяется до тех пор,
пока не будет получено достаточное количество результатов.
Глава III
СОПРОТИВЛЕНИЕ МЕТАЛЛОВ УСТАЛОСТИ
В этой главе рассматривается сопротивление устало-
сти, определяемое при изгибе или при осевом нагружении плоских
гладких образцов при нормальной температуре. Данные, полу-
ченные при этих условиях, могут быть использованы для выбора
материала, хотя их не всегда можно применить непосредствен-
но при расчетах, без учета таких факторов, как сочетание ста-
тической и переменной нагрузок, условий на поверхности и кон-
центрации напряжений.
Характеристики сопротивления усталости для подбора конст-
рукционных материалов включены в табл. 82—84. Когда срав-
ниваются сопротивления усталости для различных материалов,
надо иметь в виду следующее. Часто имеется значительное рас-
хождение между различными плавками материала одного со-
става, так что при сравнении двух материалов различие в 10%
или даже в 20% между значениями пределов усталости не мо-
жет считаться значительным. Пределы усталости, определенные
при осевом нагружении, могут быть до 25% ниже пределов ус-
талости, определенных при изгибе. Пределы усталости при из-
гибе зависят от размера образца и снижаются с увеличением
размера. Ограниченный предел усталости всегда должен быть
отнесен к числу циклов до разрушения N, если только материал
не обладает выраженным пределом усталости. Существует кор-
реляционная связь между пределом усталости и пределом проч-
ности при растяжении; это показано для целого ряда металлов
на рис. 28, 35, 38, 40 и 43. Точность, с которой можно опреде-
лить предел усталости по пределу прочности при растяжении,
оценивается разбросом точек около средней линии на соответст-
вующих рисунках. Отношение предела усталости к пределу проч-
ности при растяжении известно как коэффициент выносливости.
Можно предполагать, что существует зависимость между преде-
лом усталости и пределом упругости или текучести, так как -счи-
тают, что усталостные разрушения обычно связаны с пластичес-
кими деформациями; однако отношение предела усталости к пре-
делу текучести изменяется в широких пределах даже для одно-
типных материалов.
55
Сопротивление усталости для чугуна и стали
Ранее упоминалось, что характерной особенностью для ста-
лей является существование предела усталости. Это свойствен-
но в наибольшей мере обыкновенным углеродистым сталям, для
которых предел усталости достигается при значениях N от 105
до 107 циклов. Поэтому для этих материалов следует опреде-
лять предел усталости на базе 107 циклов.- Для легированных
сталей предел усталости может быть достигнут при большей
базе.
Рис. 27. Кривые а — N для сталей (92,94):
1 — NbCr-Mo сталь, Свр- 172,7 кГ[мм?\ 2— Ni-Cr-Mo сталь, о вр=
— 125,6 кГ/лсм2; 3 — Nl-Cr-Mo сталь, оар— 94,2 кГ!мм*’, 4 — 0,93%-ная
сталь, авр—59 кГ/лсж2. Точка со стрелкой означает, что образец не
сломался
Из результатов усталостных испытаний большого числа ле-
гированных сталей Фриш [92, 93] сделал выводы, что для опре-
деления предела усталости необходимо продолжать испытания
до 20-Ю6 циклов для сталей с пределом прочности при растя-
жении стер = 94,2 кГ]мм2\ до 40-106 циклов для сталей с сгвр ==
= 125,6 кГ1мм2\ до 1004-300-106 циклов для сталей с ovp =
= 172,7 кГ{мм2. Вообще неясно, существует ли у сталей высо-
кой прочности предел усталости, но кривые а — N имеют тен-
денцию становиться асимптотическими при больших долговеч-
ностях, и. если усталостные испытания продолжить до числа цик-
лов, рекомендуемых Фришем, то значение полученного ограни-
ченного предела усталости является достаточным для практиче-
ских целей. Некоторые типичные кривые, построенные большей
частью по результатам Фриша, показаны на рис. 27. Углероди-
стая сталь обладала определенным пределом усталости; никаких
56
разрушений не произошло после 2,3-106 циклов, хотя пять испы-
таний были продолжены до 108 циклов. В противоположность
этому восемь образцов из сталей с ав = 172,7 кГ{мм2 разруши-
лись при долговечности, большей 107 циклов, причем три из них
разрушились после 108 циклов. Другая особенность, иллюстри-
руемая рис. 27, состоит в том, что разброс результатов возрас-
тает с увеличением прочности при растяжении.
Для точного определения предела усталости высокопрочных
сталей требуется значительно больше испытаний, чем для угле-
родистой стали.
Рис. 28. Зависимость между пределом усталости o_i при изгибе с вращением
и временным сопротивлением на разрыв для сталей (база испытаний 107—
108 циклов). Все результаты получены на образцах, вырезанных без поковки
в продольном направлении:
X — углеродистые стали; • — легированные стали; / — коэффициент выносливости
0,6; 2 — коэффициент выносливости 0,5; 3 — коэффициент выносливости 0.35
Зависимости между пределами усталости сталей (определен-
ными при изгибе с вращением на полированных образцах) и пре-
делом прочности при растяжении показаны на рис. 28. Для зна-
чений пределов прочности при растяжении приблизительно до
120 кГ(мм2 среднее значение отношения предела усталости к пре-
делу прочности * близко к ’/г- Около 180 результатов, нанесенных
на рис. 28, относятся к сталям с прочностью при растяжении ни-
же 125,6 кГ/мм2\ из них свыше 70% имеют коэффициент выносли-
вости между 0,4 и 0,55, а свыше 95% — между 0,35 и 0,6. Проч-
ность при растяжении сталей очень тесно связана с твердостью,
поэтому существует связь между твердостью и пределом устало-
сти. Для сталей отношение прочности при растяжении к твердо-
сти по Бринелю равняется приблизительно 0,34, если прочность
при растяжении измеряется в кГ}мм2.
* В дальнейшем это отношение называется коэффициентом выносливости.
57
Для сталей, прочность при растяжении которых вьпДе
125,6 кГ/лш2, коэффициент выносливости непостоянен, и часто
предел усталости не увеличивается с увеличением предела про4"
ности при растяжении свыше 120 кГ)мм2. Большие отклонения
в пределе усталости и низкие значения коэффициента выносливо-
сти высокопрочных сталей в основном объясняются повышением
местных напряжений за счет включений и других неоднородн°-
Рис. 29. Зависимость между пределом
усталости о» и временным сопротив-
лением на разрыв [95]:
1 — редкий случай (отношение------- =
°вр
— 0.5): 2 — нормальный для полирован-
ных образцов; 3 — надрезанные образцы;
4 — образцы, испытанные в условиях
коррозии
стей структуры или наличи-
ем внутренних напряжений»
которые не снимаются при
низкотемпературном отпу-
ске.
Следует отметить, чТ°
зависимости между преде-
лом усталости и прочностью
при растяжении, приведен-
ными выше, и результата-
ми, показанными на рис. 2$,
относятся к пределам уста-
лости, определенным при
изгибе с вращением неболь-
ших полированных образ-
цов, и что концентрация на-
пряжения или коррозия мо-
гут снизить предел устало-
сти до очень низких значе-
ний. Это показано на рис. 29
в виде диаграммы, первона-
чально предложенной Бал-
ленсом [95]. Из этой диаг-
раммы видно, что высоко-
прочные стали более чув-
ствительны к надрезам и
коррозии, чем стали сред-
ней прочности, так что материал с наивысшим пределом уста-
лости, определенным для полированных образцов, не будет обяза-
тельно иметь наилучшее сопротивление усталостному разруше-
нию в рабочих условиях. На рис. 29 представлены результаты
только для сталей, но, однако, их можно отнести и к другим
сплавам.
Влияние химического состава. Так как сопротивление устало-
сти сталей довольно тесно связано с прочностью при растяжении,
то любой фактор, который повышает прочность при растяжении
(такой, как тепловая обработка или добавление легирующего эле-
мента), будет вообще повышать сопротивление усталости. Рас-
сматривая, во-первых, влияние состава, примесей углерода, маг-
ния, никеля, хрома, молибдена, ванадия, меди, бора и фосфора,
58
Рис. 30. Изменение предела уста-
лости с увеличением твердости [97]:
/ — 0.60/0.65% С; 2 - 0,50/0,55% С;
3 — 0,40/0,45% С; —----коэффициент
выносливости 0,5.
можно сказать, что каждый из них повышает сопротивление ус-
талости приблизительно в пропорции их влияния на прочность
при^растяжении и твердость. Предел усталости простой углероди-
стой стали значительно возрастает с содержанием углерода, хотя
есть указания на то, что коэффициент выносливости слегка па-
дает. Казо [96] исследовал влияние никеля в сталях и пришел
к выводу, что снижение его содержания с 3,5 до 1% вредно
влияет на сопротивление усталости.
Улучшение сопротивления усталости и коэффициента вынос-
ливости никелевых и хромоникелевых сталей может достигаться
добавлением молибдена при ус-
ловии, что используется свойство
таких сталей выдерживать высо-
кие температуры отпуска без за-
метного разупрочнения.
Максимальное сопротивле-
ние усталости, которое можно
достичь у легированных сталей,
увеличивается с ростом содержа-
ния углерода (рис. 30) [97]. Это
объясняется тем, что с увеличе-
нием содержания углерода высо-
кую прочность можно получить
при высокотемпературном отпус-
ке за счет значительного снятия
внутренних напряжений, возни-
кающих при закалке. Следует отметить, что самое высокое зна-
чение предела усталости, зарегистрированное Фришем [92], со-
ставляло 80 кГ/мм2 при 108 циклах для стали с 1% углерода и
1,5% хрома, термообработанной до 831 DPN, а значение
91 кГ/мм2 при 108 циклах было получено для подобной стали,
выплавленной в вакууме [98]. Рассел и Уолкер [99] исследовали
сопротивление усталости инструментальной стали, содержащей
0,75% углерода, 18% вольфрама, 4% хрома и 1% ванадия; для
этой стали можно достичь высокой прочности при высокотемпе-
ратурной термообработке. Однако результаты были неутеши-
тельными, что объяснялось остаточными напряжениями, кото-
рые не снимались при высокотемпературном отпуске; кроме
того, сильное выделение карбидов могло быть дополнительной
причиной ослабления [100].
Результаты одной американской работы показали, что со-
противление усталости стали с высокой прочностью при растя-
жении может возрастать при добавлении меди [666]. Испытания
проводились на базе только 105 циклов, но для индукционно
плавленной легированной стали, состоящей из 0,45% С; 0,83% Сг;
0,68% Мо; 0,17% Va и 1,3% Си после отпуска при 204° С
был установлен высокий предел усталости — 140 кГ!мм2.
59
Содержание фосфора в сталях обычно сохраняется минималь-
ным, чтобы предотвращать хрупкость, но установлено [10], что
высокое содержание фосфора в малолегированных сталях улуч-
шает сопротивление усталости в большей степени, чем прочность
при растяжении как для гладких образцов, так и для образцов с
надрезами.
Сера обычно рассматривается как вредная составляющая для
сопротивления усталости, потому что она вызывает образование
неметаллических включений, но ее значение, вероятно, более су-
щественно для высокопрочных сталей. Установлено, что в мяг-
кой стали наличие серы до 0,1% не влияет на предел усталости
[102]. Добавление к сталям свинца для улучшения обрабатывае-
мости может слегка понизить сопротивление усталости, причем
понижение становится больше с увеличением прочности при рас-
тяжении [103, 104]. Например, Вульман и Джейкюс [104] нашли,
что добавление от 0,15 до 0,2% свинца снижает сопротивление ус-
талости на 20% для стали с прочностью на растяжение
180,5 кГ/alm2, на 5—10% для стали с прочностью на растяжение
117,7 кГ/лии2 и никакого влияния не оказывает на стали с проч-
ностью на растяжение 86,3 кГ/мм2.
Аустенитные нержавеющие стали с высоким содержанием ни-
келя и хрома имеют предел усталости и коэффициент выносливо-
сти, близкие к этим величинам для ферритных сталей той же
прочности при растяжении. Они обладают двумя важными свой-
ствами: высоким сопротивлением коррозионной усталости и очень
низкой чувствительностью к надрезам; кроме того, эти стали хо-
рошо сопротивляются высоким температурам и используются
вместо ферритных сталей при температурах выше 500—600° С.
Влияние термической обработки и микроструктуры. Влияние
состава на сопротивление усталости менее важно, чем. влияние
термической обработки и микроструктуры. Сопротивление уста-
лости обычно возрастает при любой термообработке, повышаю-
щей прочность на растяжение, но для данной прочности на растя-
жение сопротивление усталости зависит в некоторой степени от
микроструктуры [105].
Для сталей со структурой, состоящей целиком из феррита,
предел усталости составляет больше половины его прочности при
статическом растяжении, но сама прочность низка. Для сталей,
обработанных на высокую прочность, лучшие усталостные свой-
ства получаются при структуре мартенсита после отпуска. На-
пример, Долан и Юн [106] сравнивали ограниченные пределы ус-
талости структуры мартенситного типа, полученной быстрым ох-
лаждением, со структурой, состоящей главным образом из
феррита и перлита, полученной при медленном охлаждении. Ис-
пытания проводились на углеродистой стали и двух легирован-
ных сталях, которые были отпущены до одной и той же прочности
на растяжение. Коэффициенты выносливости для случая мар-
60
тенситной структуры значительно выше, чем для смешанной
структуры (на 5—9% для гладких образцов и на 11—14% Для
образцов с надрезами).
Предполагают, что более низкое сопротивление усталости сме-
шанных структур в основном можно отнести к «металлургичес-
ким надрезам», которые могут быть грубым перлитом, мелким
ферритом, выделенными легирующими элементами или аустени-
том, сохранившимся в процессе охлаждения. В последнее время
были сделаны попытки определить количественно влияние этих
факторов. Борик, Чапман и Джомини (107] определяли предел
усталости ряда легированных сталей, прошедших термообработку
до одной и той же твердости, но с различным количеством мар-
тенсита отпуска в структуре. Предел усталости снизился прибли-
зительно на 10% при наличии 20% немартенситной структуры, но
дальнейшее снижение его по мере уменьшения содержания мар-
тенсита было небольшим. Подобный метод применялся Френке-
лем, Беннеттом и Пиннингтоном (108], чтобы определить влияние
остаточного аустенита. Наличие около 10% остаточного аустени-
та снижало ограниченный предел усталости (при 105 циклах) на
10—15%, а дальнейшее увеличение количества аустенита снижа-
ло предел усталости незначительно.
Отпуск закаленной стали при низкой температуре может при-
вести к увеличению сопротивления усталости без какого-либо
снижения прочности при растяжении. Однако по мере повышения
температуры отпуска, как прочность при растяжении, так и со-
противление усталости понижаются, хотя коэффициент выносли-
вости обычно повышается. Влияние размера зерна на сопротив-
ление усталости имеет второстепенное значение. Материалы
с мелким зерном в основном обладают более высоким пределом
усталости, чем материалы с крупным зерном, но зато они более
чувствительны к надрезам.
Влияние включений
Влияние включений на сопротивление усталости стали зави-
сит от их размеров, формы, сопротивления деформации, ориен-
тации к напряжениям и от прочности стали. Считают, что сниже-
ние сопротивления усталости увеличивается от концентрации
напряжения, вызываемого включениями или кавернами, содер-
жащими включения. Удлиненные включения или каверны незна-
чительно влияют на сопротивление усталости, если они располо-
жены параллельно направлению действия напряжения; при
перпендикулярном их расположении сопротивление усталости
может существенно снижаться. Поэтому усталостные свойства
при наличии включений могут иметь резко выраженную ориента-
цию. Включения и каверны обычно вытянуты в направлении
прокатки и поэтому незначительно влияют на сопротивление
61
усталости в продольном направлении, однако заметно снижают
его в 'поперечном направлении или при кручении.
Наличие включений незначительно влияет на сопротивление
усталости мягких сталей; например, добавление свинца и серы не
будет заметно снижать их сопротивление усталости.
Тид [109] отмечал, что у конструкционной стали, содержащей
до 2,5% кремнистых включений, винтообразно расположенных
в направлении прокатки, сопротивление усталости в поперечном
направлении равно сопротивлению усталости в продольном на-
правлении, а коэффициент выносливости в поперечном направ-
лении немного выше, чем в продольном. Фриш нашел, что вклю-
чения в катаных легированных сталях, по-видимому, не влияют
на сопротивление усталости сталей, если их прочность при рас-
тяжении составляет не более 94,2 кГ1мм2. Если повысить проч-
ность при растяжении до 125,6 кГ/мм2, то включения несколько
уменьшают сопротивление усталости в поперечном направлении,
а при авр = 172,7 кГ1мм2 как в продольном, так и в поперечном
направлении, сопротивление усталости снижается значительно
(см. табл. 82). Недеформируемые сферические кремнистые вклю-
чения оказывают наиболее заметное влияние на сопротивление
усталости сталей, выплавленных в основной электродуговой печи.
Кенсом и Мел [ПО] показали, что наличие включений в хро-
моникелемолибденовой стали SAE 4340 больше влияет на сопро-
тивление усталости в поперечном направлении, чем в продоль-
ном. Они нашли, что понижению сопротивления усталости в попе-
речном направлении сопутствует понижение пластичности в этом
же направлении и это связано с наличием включений вытянутого
типа; при вакуумной выплавке стали, которая в основном свобод-
на от включений, сопротивление усталости в поперечном направ-
лении увеличивалось на 50% и достигало значения почти равного
пределу усталости в продольном направлении [111]. Стьюворт и
Уильямс [112] исследовали влияние включений при испытаниях
на изгиб и на кручение. Они нашли, что для относительно мяг-
ких сталей (овр = 62,8 кГ)мм2) наличие продольных включений
не влияет на сопротивление усталости при изгибе в продольном
направлении, но снижает его при кручении на 20—25%. Это дает
в результате необычно низкие значения отношения сопротивле-
ния усталости при кручении к сопротивлению усталости при из-
гибе. Важность значения размера включений была продемонст-
рирована Камминксом, Штуленом и Шультом [113] на результа-
тах многих испытаний на усталость низколегированных сталей
SAE 4340 и 4350 с свр = 94 и 212 кГ!мм2.
Включения имели сферическую форму диаметром до 0,076 мм.
При небольших размахах напряжения усталостные разрушения
распространяются от единичных включений диаметром больше
0,025 мм, а долговечность при данном размахе напряжения была
обратно пропорциональна размеру включения. Не было получено
62
простой зависимости между размером включения и долговечно-
стью при больших размахах напряжения, потому что образцы
разрушались в результате образования нескольких трещин.
Влияние включений на предел усталости ряда сталей с огвр =
= 196 кГ]мм2 исследовалось Аткинсоном (662]. Он пришел к вы-
воду, что включения нельзя оценивать только по размеру, но что
также должны учитываться их число и форма. Поэтому Аткинсон
ввел метод подсчета чйсла и формы включений по Файрею и по-
казал, что эти факторы можно связать с сопротивлением уста-
лости.
Епримен и Мел (114] исследовали зависимость между метал-
лургическими факторами и статистическим отклонением уста-
лостных свойств. Их результаты по испытаниям стали SAE 4340
и армко-железа показали, что разброс в усталостной долговеч-
ности и пределах усталости больше зависит от содержания вклю-
чений, чем от состава стали или термообработки. Поэтому можно
было бы ожидать, что разброс для стали при вакуумном плав-
лении будет меньший, однако оказалось, что хотя сопротивление
усталости заметно повышается, разброс остается прежним [98,
115]. Стейри [115] отнес разброс к местному увеличению слабых
площадок в структуре и считал, что, кроме включений на раз-
брос, могут влиять местные выделения свободного феррита, ос-
таточного аустенита и внутренние напряжения.
Влияние процесса изготовления на сопротивление усталости
исследовалось в последнее время Фишером и Шихеном [661] для
легированной стали SAE 4340, термообработанной до овр = 180,5
и 220 кГ/мм2. Результаты показали, что наличие больших вклю-
чений было вредным, хотя четкой зависимости между размером
включения и сопротивлением усталости не было получено. При
вакуумной выплавке сопротивление усталости увеличилось, но
наиболее высокое его значение было получено при плавке в от-
крытых индукционных печах с восстановлением сначала угле-
родом, затем алюминием. После закалки в масле при темпера-
туре 843° С и отпуска при температуре 204° С предел устало-
сти составлял 103,6 кГ1мм2 при 50% выживания на базе
107 циклов.
Авторы полагают, что такого значения предела усталости
можно достичь для любого металла, однако это утверждение
можно оспаривать в отношении медистых сталей для вкладышей
подшипников.
Ориентированность. Сравнение сопротивления усталости ста-
лей в продольном и поперечном направлениях показало, что
различие пределов усталости в этих двух направлениях может
оказаться значительным для сталей приблизительно одной и той
же прочности за счет наличия включений и ориентации зерен,
вводимой обработкой. Результаты, полученные Фришем [92] для
сталей с овр = 173 кГ1мм2, показали снижение сопротивления
63
усталости в поперечном направлении от 21 до 36% при обжатии
до 86% от слитка до стержня и на 41% при обжатии на 95%.
Было также установлено, что ориентированность больше про-
является вблизи поверхности слитка, чем в центре, где материал
менее деформирован [116].
Таблица 5
Понижение сопротивления усталости стали в поперечном
направлении
Предел усталости в продольном направлении в кГ/мм' Среднее понижение предела усталости в поперечном направлении в % Число испытаний, для которого взято среднее значение Максимальное приведенное пони- жение в %
До 31,5 15 15 26
31,5 до 47,1 17 16 31
47,1 до 62,8 20 23 45
Свыше 62,8 29 13 41
Фриш [92] привел результаты других исследователей, которые
показали, что вообще сопротивление усталости в поперечном на-
правлении уменьшается с возрастанием прочности стали. Среднее
и максимальное вначение наблю-
даемых изменений, включающие
его собственные и некоторые
другие результаты [ПО, 111, 116,
117, 118], показаны в табл. 5.
Сопротивление усталости про-
волоки и влияние холодной обра-
ботки. Усталостные свойства
патентированной стальной про-
'"0,3 0,0- 0.5 с.б Углерод 7, волоки были исследованы Гимом
и Гудейкри [119]. Они показали,
Рис. 31. Влияние содержания уг- чт0 сопротивление усталости су-
лерода на предел усталости при F J J
изгибе с вращением проволоки Щественно зависит от состояния
(протянута из охлажденного в поверхности. Если обезуглеро-
свинце патентированного обезуг- женнЫЙ поверхностный СЛОЙ не
лероженного прутка): удален, то сопротивление уста-
?б-а50%:/5~-525^-2 Г-°па4и^р7ова- лости практически не зависит от
ние содержания углерода и снижа-
ется при обжатии свыше 75%
(рис. 31). Если обезуглероженный слой был удален перед воло-
чением, то сопротивление усталости растет как при увеличении
содержания углерода, так и с увеличением степени обжатия
(рис. 32).
Улучшение сопротивления усталости1 сопровождалось неко-
торым снижением коэффициента выносливости (рис. 33), что яв-
64
ляется типичным при холодной обработке стали прокаткой или
волочением, так как сопротивление усталости повышается не в
такой степени, как прочность при растяжении [116, 120, 121]. Ана-
логичные результаты получили на углеродистой стальной прово-
локе Шелтон и Свейнгер [122] и Гудфрей (123]. В дальнейших
испытаниях Гилл и Гудшкри показали, что сопротивление уста-
лости патентированной стальной проволоки может быть улучше-
но на 20% при температуре от-
пуска 150 или 200° С.
Рис. 33. Влияние процента обжатия
(отложен по оси абсцисс) на
относительный предел усталости
проволоки, протянутой из охлаж-
денного в свинце патентированно-
го прутка, необезуглероженного:
I — 0,36% С; 2 — 0.55% С; 3 —
0.79% С
Рис. 32. Влияние содержания уг-
лерода на предел усталости при
изгибе с вращением проволоки
(протянута из охлажденного в
свинце патентированного прутка,
обезуглероживание отсутствует
[119]. (Обозначения см. рис. 31)
Хрупкое разрушение и усталость. В некоторых случаях про-
исходит хрупкое разрушение стали в процессе нагружения, без
повторного действия напряжения; в этом случае разрушение от-
личается от усталостного. Такие хрупкие разрушения представ-
ляют большой практический интерес, так как приводят к ката-
строфическим последствиям. Они наиболее вероятны в деталях
больших размеров и конструкциях, как результат ударного на-
гружения, особенно при низкой температуре [656].
При хрупком разрушении металл либо раскалывается по зер-
нам, либо по границам зерен. Если предел текучести металла
ниже напряжения, вызывающего хрупкое разрушение, то разру-
шение будет пластическим, как показано на рис. 34, а, в против-
ном случае произойдет хрупкое разрушение (рис. 34, б). Такая
точка зрения является упрощенной и не объясняет механизма,
управляющего хрупким разрушением (124].
Чувствительность к хрупкому разрушению возрастает с паде-
нием температуры и с ростом скорости деформации, так как эти
условия в большей степени повышают предел текучести, чем на-
пряжение хрупкого разрушения. Наличие надреза также повы-
5 Заказ 893 65
шает вероятность хрупкого разрушения, потому что трехосное
вблизи надреза, снижает отношение напряжения среза к нор-
мальному напряжению. Испытания на удар, при которых надре-
занные образцы разрушаются от ударной нагрузки, предназна-
чаются для того, чтобы выявить 'склонность к хрупкому разру-
шению.
При проведении испытаний на удар при различных темпе-
ратурах можно определить переход от хрупкого к пластичному
разрушению; этим измеряется склонность металла к хрупкому
разрушению.
Так как усталостные раз-
рушения происходят при не-
значительной общей деформа-
ции, то можно предполагать,
что стали, чувствительные к
хрупкому разрушению, будут
иметь пониженное сопротивле-
ние усталости. Однако попыт-
ки установить соответствие по-
казали, что это не так. Напри-
Рис. 34. Сопротивление хрупкому раз- мер, при сравнении двух ста-
рушению (/) кривая растяже- с 102 од.
а — для пластичного материала; б — для НЗ, првКТИЧеСКИ СВОбоДНЗЯ ОТ
хрупкого материала фосфора, ПОСЛе ЗаКЗЛКИ И ОТ-
пуска имеет переходную тем-
пературу по ударной вязкости — 88° С, а другая, содержащая
0,06% фосфора и термообработанная, имеет переходную темпе-
ратуру + 130° С [125].
Усталостные испытания обеих сталей проводились при нор-
мальной температуре на гладких образцах и на образцах с над-
резом (а = 3,4), результаты отличались незначительно. Подоб-
ные результаты были получены при испытаниях стали с 1% Сг
при нормальной температуре и при —37° С [126].
Возможно, что разница между сопротивлением усталости ста-
лей в этих экспериментах была бы найдена при низких темпера-
турах. Однако из имеющихся данных по сопротивлению устало-
сти сталей при низких температурах видно, что усталость не
влияет на охрупчивание, если температура не очень низка.
Снижение как прочности на растяжение, так и сопротивления
усталости стали и цинка отмечали Мак-Кеммон и Розенберг [127],
но только при температуре ниже 183° С.
Другой аспект интерпретации хрупкого разрушения и уста-
лости заключается в том, что действие циклических напряжений
может повысить склонность к хрупкому разрушению. При отсут-
ствии усталостных трещин это влияние незначительно [128], но
как только трещина образовалась, то сопротивление хрупкому
разрушению значительно снижается.
66
Разрушение от статической усталости. Стали с овр >
> 125,6 кГ/мм2 могут разрушаться после длительного действия
статической нагрузки. Это свойство известно как замедленное
разрушение или длительное статическое разрушение, но этот про-
цесс совершенно отличается от процесса усталости, происходя-
щего при переменном напряжении. Эффект особенно заметен на
гальванизированных сталях, и поэтому полагают, что разрушение
происходит в результате водородного охрупчивания [129, 670].
Литая сталь. Сопротивление усталости литой стали обычно
ниже, чем кованой стали одной и той же прочности на растяже-
ние, но литая сталь часто менее чувствительна к надрезам, и
пределы усталости кованой и литой сталей при концентрации на-
пряжений могут различаться незначительно. Это иллюстрируется
сравнением усталостных свойств литой и кованой сталей, прове-
денным Ивенсом, Эбертом и Бриггсом (табл. 6).
Таблица 6
Коэффициенты выносливости литых и кованых сталей [130]
Образцы Сталь
кованая литая
Без надрезов из стали: углеродистой низколегированной . . С надрезами из углеродистой и низколеги- рованной стали 0,48 0,55—0,60 0,27—0,32 0,40 0,42—0,50 0,27—0,32
Авторы отметили, что у литых сталей сопротивление устало-
сти может снижаться далее при чистовой обработке поверхности
и обезуглероживании, но ориентированность, вероятно, не долж-
на значительно проявляться.
Чугун. Чугун, как и сталь, обычно имеет определенный прет
дел усталости; отношение предела усталости к пределу прочно^
сти при растяжении приблизительно равно половине для низких
и средних прочностей и уменьшается при высокой прочности.
Однако чугун отличается от стали и других металлов относи-
тельно малой чувствительностью к надрезам при циклических
напряжениях. Это объясняется наличием графитных включений,
которые являются концентраторами напряжения, так что допол-
нительный эффект механического надреза меньше влияет, чем в
других металлах. В чугунах с глобулярным графитом включе-
ния являются менее сильными концентраторами, в результате
сопротивление усталости таких чугунов выше, но они более чув-
ствительны к надрезам.
5* 67
Сопротивление усталости чугуна рассматривалось Морро
[131] и Енгасом [676].
Большинство доступных данных по усталости относится к чу-
гунам с пластинчатым графитом; имеются некоторые данные
для чугунов с глобулярным графитом и относительно небольшие
для ковких чугунов. На рис. 35 для ряда чугунов нанесен предел
усталости при изгибе в зависимости от предела прочности на ра-
стяжение. Из рисунка видно, что сопротивление усталости гло-
булярных чугунов обычно выше, чем пластинчато-графитовых с
одним и тем же пределом прочности при растяжении.
1 — коэффициент выносливости 0,5; 2 — коэффициент выносливости 0,35; 3 — пластин-
чатографитный чугун; 4 — глобулярный чугун; 5 — ковкий чугун; 6 — стальное литье;
7 — поковки из стали
Прочность при растяжении и сопротивление усталости чугу-
нов могут быть улучшены термообработкой. Нормализация обыч-
но дает тонкую перлитную структуру, которая лучше, чем ча-
стично ферритная структура, иногда встречающаяся в литом
материале. Сопротивление усталости глобулярного чугуна с пер-
литной структурой увеличивают нормализацией, однако при на-
личии концентрации напряжений сопротивление усталости не
увеличивается [132]. Предел прочности на растяжение глобуляр-
ного чугуна можно повысить до 157 кГ1мм2 упрочнением и тер-
мообработкой; эти операции повышают сопротивление устало-
сти, но снижают коэффициент выносливости и увеличивают чув-
ствительность к надрезу [133].
Сопротивление усталости сплавов цветных металлов
Алюминиевые сплавы. Из-за большого значения алюминие-
вых сплавов в самолетостроении на их усталостные свойства
обращается большое внимание. Обзор опубликованных данных
68
был сделан Форрестом [87] и Темплином [134], большое количе-
ство данных собрано Гровером, Гудманом и Джексоном
[135].
Алюминиевые сплавы можно разделить на две группы: спла-
вы низкой и средней прочности, на свойства которых в основном
влияют легирующие элементы в растворе, и сплавы высокой
прочности, подвергающиеся специальной термообработке для по-
лучения высокой прочности при выпадении упрочняющих фаз,
т. е. при упрочнении старением. Для первой группы предел уста-
лости при растяжении оказался достаточно высоким. Кривые
ва — N для этих материалов имеют тенденцию становиться го-
6q
Рис. 36. Кривые oa — N для алюми-
ниевых сплавов [136].
Алюминиевый сплав: / — алюмнниево-
4'/<%-ный медный сплав, полностью тер-
мообработан; 2 —6%-ный Zn, 2'/2%-ный
Mg, Р/2% Си, полностью термообработан;
5 — алюмиинево- 6%-ный магниевый
сплав: 4 — 99'/40/«-.ный алюминий
Рис. 37. Кривая oa — N для алю-
миниевого сплава 75S-T6 [137].
Точка / — временное сопротивление
на разрыв; Точка 2 — предел текуче-
сти (10,2% допуск) 57 и 63,5 кг/мм2;
• — разрушение, 90 цикл/мин; о —
разрушение, 10600 цикл/мин; О-»- —
образец не разрушился
ризонтальными прямыми при больших долговечностях; алюми-
ниево-магниевые сплавы могут иметь выраженный предел уста-
лости.
Наклон кривых иа — N для сплавов, упрочненных старением,
при увеличении числа циклов не уменьшается; их пределы уста-
лости малы по отношению к прочностям при растяжении. Разни-
ца в наклоне кривых oa — N для различных типов алюминиевых
сплавов показана на рис. 36.
Обычно наблюдается большой разброс в результатах для
более прочных сплавов. Оберг [137] показал, что кривая оа — N
для алюминиево-цинково-магниевого сплава в конце концов на-
чинает спадать слабее (рис. 37); три образца, которые не разру-
шились после 7 • 109 циклов, были испытаны вновь при более вы-
соком уровне напряжения. Число циклов до разрушения при
высоком уровне напряжения для каждого из трех образцов
было выше, чем для образцов предварительно не напряжен-
ных. Очевидно, имея в виду эти результаты, для большинства
69
практических целей предел усталости этих сплавов следует опре-
делять на базе 108 циклов.
Зависимость между пределом усталости (база 108 циклов) и
прочностью на растяжение показана на рис. 38. Видно, что коэф-
фициенты выносливости для низкопрочных кованых сплавов
сравнимы с коэффициентами выносливости низкопрочных сталей
(см. рис. 28), но наблюдается небольшое увеличение сопротивле-
ния усталости с увеличением прочности на растяжение выше
31 кГ!мм2.
Алюминиево-медные сплавы более низкой прочности [такие,
как L65 (DTD364) и американский сплав 24S] имеют сопротив-
10е циклов:
X — кованые сплавы; о — литые сплавы; 1 — коэффициент выносливости 0,5; 2 —
коэффициент выносливости 0,35
ление усталости, сравнимое с сопротивлением сплавов Al-Zn-Mg
[138]. Предполагают, что пониженные усталостные свойства
и непрерывное падение кривых о — N, упрочненных старением
сплавов, вызывается переостариванием, ускоренным действием
циклических напряжений; в подтверждение этих соображений
имеются некоторые доказательства [139—141].
На сопротивление усталости алюминиевого сплава влияет в
некоторой степени процесс изготовления. Одним из факторов,
влияющих на сопротивление усталости, является структура
слитка и его размер. Например, сопротивление усталости образ-
цов, вырезанных из болванок диаметром 100 мм, было на 15%
ниже, чем для образцов, вырезанных из болванок диаметром
менее 50 мм [87]. Вообще сопротивление усталости изделий, по-
лученных горячей штамповкой, выше, чем сопротивление устало-
сти кованых изделий подобного состава. Влияние размера зерна
неопределенно, но имеются некоторые доказательства того, что с
уменьшением зерна сопротивление усталости возрастает [87].
70
В этой же работе отмечено, что неметаллические включения
влияют на сопротивление усталости алюминиево-магниевых спла-
вов так же, как на сопротивление усталости высокопрочных ста-
лей [668].
Вейсман и др. [142] исследовали влияние пороков в прокат-
ной плите сплава 7075 (Al-Zn-Mg) после термообработки при
испытаниях на пульсирующее растяжение образцов диаметром
12,75 мм. Наличие больших дискообразных трещин длиной от
2,5 до 5 мм мало влияло на сопротивление усталости образцов,
вырезанных по направле-
нию прокатки, но снижало
сопротивление усталости в
поперечном направлении на
20%, а если трещины были
на поверхности — то на
30—40%. Такое поведение
является исключительным,
однако установлено, что на
сопротивление усталости
алюминиевых сплавов ори-
ентированность влияет ма-
ло [143].
Форрест [87] установил,
что разница между значе-
Рис. 39. Влияние холодной обработки
на ограниченный предел усталости и
коэффициент выносливости термиче-
ски необработанных алюминиевых
сплавов [87] F — обжатие:
I — сплав Al-MgNS4; 2 — технически
чистый алюминий; 3 — сплав Al-MgNS3
ниями сопротивления уста-
лости в продольном и попе-
речном направлениях со-
ставляет не более 10%.
Сопротивление устало-
сти алюминиевых сплавов
низкой и средней прочности
может увеличиваться при холодной обработке (рис. 39), од-
нако после холодной обработки сплавов, упрочненных старени-
ем, сопротивление усталости не увеличивается.
Усталостные свойства литых алюминиевых сплавов были ис-
следованы Темплином [144]. Способ отливки в основном не влия-
ет на сопротивление усталости; однако при непрерывном литье
и литье под давлением усталостные свойства несколько повы-
шаются. Зависимости между пределами усталости и прочности
на растяжение для литых и кованых сталей показаны на рис. 38.
Значительное количество данных опубликовано по усталостным
свойствам листового алюминия [135].
Сравнение пределов усталости листов и штампованных про-
филей приведено в табл. 7.
Магниевые сплавы. По усталостным свойствам магниевых
сплавов имеется много опубликованных данных (135, 145, 146].
Эти сплавы обычно не имеют определенного предела усталости,
71
A56S 5% Mg 7з% Мп з*/»% Mg »/,% Мп 26-S; 41/4% Си 3Ло/о Si 8Л% Мп '/2% Mg СО СО > Марка материала и состав
Толщиной 2,03 мм', отожженный, твердость 1/4 Толщиной 2,03 мм', отожженный, твердость^Л Толщиной 1,22 мм: обработан в растворе обработан в растворе, пла- кирован полностью термообработан полностью плакирован, тер- мообработан Толщиной 1,22 мм: отожженный, твердость средняя твердость полная твердость Характеристика
18,9 20,4 Ограниченный предел усталости при изгибе штамповки (107 циклов) в кГ/мм*
19,0 «19,0 12,7 Суживаю- щийся, максималь- ная ширина 12,7 Ширина листовых уста- лостных образцов в мм
Знакопере- менный изгиб Вид нагружения листо- вых образцов
11,9 14,1 10,7 12,6 13,6 9,45 14,9 9,45 3,62 4,25 5,12 8,32 Ограниченный предел усталости листа (107 циклов) в кГ/мм*
29,1 32,2 23,6 29,8 45,5 42,4 50,3 45,5 8,63 10,2 11,8 15,75 Предел прочности авр в кГ/мм*
0,71 0,50 0,73 0,46 Отношение ограничен- ного предела устало- сти листа к ограничен- ному • пределу усталости штампа
Лабора- тория алюминия [136] Ссылки
Сопротивление усталости при симметричном цикле листов алюминиевого сплава
ZL
£2
Al-Zn-Mg 75ST6 М75 S; 6% Zn Mg Р/3°/о Си Мп Ve Cr -1 с Марка материала и состав
Толщиной 1,63 мм: Толщиной 1,63 мм, плакирован Толщиной 1,63 мм Толщиной 1,63 мм Толщиной 0,815 мм: полностью термообработан Толщиной 2,03 мм: полностью термообработан Толщиной 1,27 мм: обработан в растворе полностью термообработан Характеристика
ьо * 16,5 14,1 14,9 1 Ограниченный предел усталости при изгибе штамповки (10» циклов) в кГ(ммг
50,8 1 6,35 12,7 25,4 «19,0 2‘21« Ширина листовых уста- лостных образцов в мм
Знакопе- 1 ременный изгиб Осевое напряжение Вид нагружения листо- вых образцов
15,1 10,0* 10,35 10,35 16,2 12,2 13,3 10,8 10,0 10,35 1 Ограниченный предел усталости листа (1 О’ циклов) в кГ/мм*
57,5 53,3 54,7 57,0 59,7 59,7 59,7 59,7 55,0 22,0 33,0 1 Предел прочности ст в кГ/мм* р
0,72 0,48 0,49 0,49 0,77 0,58 0,63 0,52 0,57 69‘0 12/0 Отношение ограничен- ного предела усталости листа к ограниченному пределу усталости штамповки
Гровер, Гордон и Джексон [135] Ссы
Продолжение табл. 7
но наклон кривой в — N обычно менее крутой, чем для высоко-
прочных алюминиевых сплавов. Ограниченный предел усталости
на базе 108 циклов для кованых магниево-алюминиевых сплавов
может составлять до 16 кГ1мм2, а коэффициент выносливости
обычно имеет значение от 0,35 до 0,5. Магниево-марганцевые
сплавы имеют меньшие сопротивление усталости и коэффициент
выносливости, но они менее чувствительны к коррозии и концен-
трации напряжений, чем магниево-алюминиевые сплавы.
При увеличении прочности на растяжение магниевых спла-
вов добавлением легирующих элементов, образующих твердые
Таблица 8
Сопротивление усталости при симметричном цикле листов
из магниевого сплава (по данным, собранным Гровером, Гордоном
и Джексоном [1351).
Усталостные данные для штамповок по испытаниям при изгибе с враще-
нием и листов при плоском знакопеременном изгибе
Состав и марка материала Характеристика материала Размер образца в мм Ограниченный предел устало- сти в кГ/мм* (10* циклов) авр в кГ/мм* Коэффициент выносливости Отношение коэф- фициента вынос- ливости листа к коэффициенту выносливости штамповки
Mg 3%, После штамповки: 07,62 12,3* 27,8* 0,44 0,95
Al 1%; цинковый 0,5 мм, отожжен- ный ширина 12,7 10,85 25,9 0,42 0,95
сплав AZ31 0,5 мм, полу- твердый 12,7 12,25 30,1 0,41 0,93
1,63 мм, отож- женный 16,5 9,42 25,9 0,36 0,82
1,63 мм, полу- твердый 16,5 10,5 30,1 0,35 0,79
Mg 6%, После штамповки: 07,62 13,9 31,6 0,44 0,73
Al 1%; цинковый 0,5 мм, отожжен- ный ширина 12,7 9,75 30,2 0,32
сплав AZ61 0,5 мм, полу- твердый 12,7 12,55 33,0 0,38 0,86
1,63 мм, отож- женный 25,4 9,75 30,2 0,32 0,73
1,63 мм, полу- твердый 25,4 10,5 33,0 0,32 0,73
Mg 1%; После штамповки: 07,62 7,4 26,7 0,28
марганце- 0,5 мм ширина 25,4 7,06 23,2 0,31 1,11
вый сплав » 12,7 7,4 26,0 0,28 1,0
Ml » 25,4 » 25,4 5,2 7,4 23,0 26,0 0,22 0,28 0,78 1
Среднее отношение равно 0,87
• Среднее двух результатов.
74
растворы, сопротивление усталости увеличивается приблизитель-
но пропорционально. Если же увеличение прочности достигается
при выпадении упрочняющих фаз или холодной обработкой, то
сопротивление усталости увеличивается только при малых дол-
говечностях, но уменьшается при больших. На сопротивление
усталости магниевых сплавов влияют структура, наличие оста-
точных напряжений в заготовке и размер сечения.
Усталостные свойства магниево-алюминиевых сплавов по-
дробно исследовались Фришем [746] как при нормальной, так и
при повышенных температурах. При испытании сплавов с авр =
= 14 -ь 27 кГ/мм2 при нормальной температуре и изгибе с вра-
щением с ограниченным пределом усталости (108 циклов) от 4,7
до 9,4 кГ1мм2 не установлено зависимости между ограниченным
пределом усталости и прочностью на растяжение.
Усталостные свойства листового магниевого сплава приведе-
ны в табл. 8.
Медные сплавы. Зависимость между сопротивлением устало-
Рис. 40. Зависимость между пределом усталос-
ти при изгибе с вращением и временным сопро-
тивлением на разрыв кованых медных сплавов:
/ — коэффициент выносливости 0.5; 2 — коэффици-
ент выносливости 0,35
сплавы обычно не имеют предела усталости, а результаты ис-
пытаний на усталость, показанные на рис. 40, относятся к раз-
рушению на базе 108 циклов. На сопротивление усталости влия-
ет ряд факторов, особенно состав сплава, размер зерна и сте-
пень деформации.
Предел усталости чистой меди составляет около 9,4 кГ/мм2.
Он увеличивается при упрочнении твердого раствора, как для
медно-цинкового и медно-оловянного сплавов, но наиболь-
шие пределы усталости получаются в упрочненных старением
75
сплавах, таких, как медно-бериллиевые, хотя небольшое улучше-
ние сопротивления усталости получается увеличением предела
прочности на растяжение выше 47 кГ/мм2.
Влияние размера зерна на сопротивление усталости медных
сплавов может быть заметным, как это видно на рис. 41. Срав-
нительно небольшая начальная деформация быстро увеличивает
сопротивление усталости медных сплавов; дальнейшая обработ-
ка влияет меньше и может
уменьшить его. Зависимость ме-
жду сопротивлением усталости и
обжатием при холодной обра-
ботке для ряда сплавов показана
на рис. 42.
Рис. 41. Влияние размера
зерна (d — средний диаметр)
на предел выносливости
медных сплавов на базе
10е циклов
(F — обжатие):
1 — 3%-ный SI; 1%-ный Mg
сплав, вытяжка 39% (размер
зерна до .холодной обработки
[149]); 2 — латунь 70/30 [148]:
(3 - 85% Си; 15%-ный Zn);
лист 0,8 мм, отожженный [147]
Рис. 42. Влияние холодной обра-
ботки на сопротивление усталости
медных сплавов на базе 10е цик-
лов. Цифры в скобках показывают
размер зерна перед обжатием.
Образцы из листов испытывались
при плоском изгибе, из другого
материала — при изгибе с враще-
нием:
1 — латунь 70/30 [148]; 2 — фосфори-
стая бронза (8,1% Sn) (0,1 мм) [151];
3 — 3%-ная кремниевая бронза [150];
4 — 80/20 латунь, лист 0,8 мм
(0,03 мм) [147]; 5 — 90/10 латунь, лист
0,8 мм (0,03 мм) [147]; б — 99,97%-ная
раскисленная медь, лист 0,8 мм
(0,04 мм) [147]; 7 — 99,93%-ная медь,
лист 0.8 мм (0,03 мм) [147]
Медные сплавы часто используются в виде полос, листа или
проволоки; усталостные свойства этих изделий широко исследо-
вались в США [135, 147, 152—154]. В табл. 9 приведены коэф-
фициенты выносливости листовой меди и медного профиля того
же состава. Следует отметить, что сопротивление усталости ли-
ста из латуни с свинцом, приведенное в таблице, выше в попереч-
ном направлении, чем в продольном. Это свойство характерно
для листового медного сплава [147].
Некоторые данные, полученные на медной проволоке Бюр-
гоффом и Бланком [152], приведены в табл. 10. В отличие от ре-
зультатов, показанных на рис. 42, сопротивление усталости каж-
дого испытанного сплава возрастает с увеличением обжатия
при протягивании, хотя это всегда сопровождается снижением
76
Таблица 9
Сопротивление усталости при симметричном цикле листовых медных сплавов [135]
Усталостные данные для круглых образцов при испытаниях на изгиб и для листа при испытаниях
на знакопеременный изгиб
Материал Характеристика материала* Размер зерна перед окон- чательной обработкой в мм Диаметр образца в мм Ограничен- ный предел усталости (10е циклов) в кГ/мм* °вд В кГ!мм* Коэффициент ВЫНОСЛИВО- СТИ Отношение коэффи- циента выносливости листа к коэффи- циенту ВЫНОСЛИВОСТИ круглого образца
99,95% Си 0 12,7 мм, круглый, тянутый, 36% 0,5 мм, лист, тянутый, 21% 0,5 мм, лист, тянутый, 50% 0,040 07,62 12,55 9,43 9,43 34,3 31,2 37,0 0,37 0,30 0,26 0,81 0,70
Фосфористая бронза, отожжен- ная 4% Sn 0 12,7 мм, круглый, тянутый, 30% 0,5 мм, лист, полутвердый 0,090 07,62 21,1 18,25 49,0 55,5 0,43 0,33 0,77
Фосфористая бронза 8% Sn 0 12,7 мм, круглый, тянутый, 30% 0,5 мм лист, полутвердый 0,100 07,62 24,5 15,4 55,1 61,6 0,43 0,25 0,58
Латунь с вы- соким содер- жанием (62% Си; 2,8% РЬ; 64% Си; 2,0% РЬ) 0 19 мм, круглый 0,81 мм лист, отожженный 0,81 мм, лист, тянутый Ь,81 мм, лист, тянутый, 21% попе- речный 0,035 0,035 0,035 010,5 12,5 10,5 11,1 13,3 42,2 34,4 45,3 53,5 0,30 0,31 0,25 0,25 1,03 0,83 0,83
85/15 ла- тунь 0 12,7 мм, круглый, тянутый, 4% 0,81 мм лист, отожженный 0,025 0,025 07,62 14,6 Ю,2 , 31,5 29,4 0,46 0,35_ 0,76
• в % дано обжатие. Среднее отноше-
ние равно 0,79
Таблица 10
Сопротивление усталости при изгибе проволоки из медного сплава
0 1,82 мм (данные по Бургофу и Бленку [152])
Материал Обжатие в % Ограничен- ный предел усталости (10е циклов) в кГ/мм* в к Г/мм' Коэффициент выносливо- сти
91,2% Си; 8,8% Zn 84 16,2 51,0 0,32
60 14,7 43,0 0,35
80,06% Си: 19,94% Zn 84 18,5 76,0 0,25
60 16,2 62,5 0,26
69,32% Си; 30,65% Zn 84 15,4 84,5 0,18
60 13,6 69,3 0,20
69,62% Си; 37,38% Zn 84 15,4 83 0,19
60 13,3 65,2 0,20
98,79% Си; 1,20% Sn 84 22,5 50,5 0,45
60 20,0 46,3 0,43
79,90% Си; 0,79% Sn; 84 24,2 87,6 0,28
19,30% Zn 60 20,0 73,0 0,27
97,12% Си; 1,39% Si; 84 19,6 65,5 0,30
1,45% Zn 60 17,1 51,3 0,34
79,53% Си; 20,02% Ni; 88 23,8 59 0,40
0,46% Мп
98,59% Си; 1,13% Ni; 98 28,2 81,5 0,35
0,21% Р 94 27,4 76,5 0,36
75 23,6 64,0 0,37
коэффициента выносливости; сопротивление усталости в этом
случае обычно ниже, чем для медного профиля, за счет поверхно-
стных дефектов проволоки, подвергнутой правке после протяги-
вания.
Никелевые сплавы. Коэффициент выносливости никеля и ни-
келевых сплавов, определенный при изгибе с вращением на базе
108 циклов (эти сплавы не имеют выраженного предела устало-
сти), обычно составляет от 0,35 до 0,5, причем пониженные зна-
чения соответствуют обработке на высокую прочность на растя-
жение. Сопротивления усталости листа и круглых образцов дано
в табл. 11, а некоторые усталостные данные для проволоки — в
табл. 12. Свойства подобны свойствам медных сплавов. Сплавы
на никелевой основе, содержащие хром, широко используются
при высоких температурах.
Титановые сплавы. Сопротивление усталости титановых спла-
вов относительно их прочности на растяжение такое же или луч-
ше, чем у сталей; по многим данным коэффициент выносливости
составляет больше половины (рис. 43). Кривая о — N для боль-
шинства сплавов становится горизонтальной при больших долго-
вечностях, а некоторые сплавы обнаруживают определенный
78
Таблица II
Сопротивление усталости при симметричном цикле листов из никелевого сплава
(по данным, собранным Гровером, Гордоном и Джексоном [135]).
Усталостные данные по испытаниям на изгиб с вращением круглых образцов
и на знакопеременный изгиб листовых образцов шириной 5-85 мм
Материал Характеристика материала Ограниченный предел устало- сти (10е циклов) в к Г/мм' Временное сопро- тивление на раз- рыв в кГ/мм1 Коэффициент выносливости Отношение коэф- фициента вынос- ливости листа к коэффициенту выносливости । стержня
Промыш- 0,5 мм лист, отожжен-
ленный ный 16,05 50,5 0,32
никель 0,5 мм |лист, отожжен-
(98,9%) ный поперечный . 0,5 мм лист, катаный, 15,9
обжатие 37% . . 0,5 мм лист, катаный, 28,2 79,5 0,35 —
обжатие 37% . 0,5 мм лист, катаный, 28,8
обжатие 60% . 28,8 85,1 0,34
Монель, Стержень 0 12,7 мм до
(67% Ni, 30% Си) 25,4 мм, отожженный 21,7— 25,3 59^6 0,41 (ср.)
0,5 мм лист, отожжен-
ный 15,4 51,7 0,30 0,73
Стержень 0 12,7 мм до
25,4 мм, холоднотя- нутый, напряжение 27,7— 33,3
снято 0,5 мм лист, катаный, обжатие 44% .... 64,5— 78,5 0,43 (ср.)
22,8 81,3 0,28 0,65
0,5 мм лист, катаный,
обжатие 56% . . 22,0 86,3 0,26 0,60
К. Мо- Стержень 0 12,7 мм до
нель 25,4 мм, отожженный 24,9— 61,5— 0,43 (ср.)
(3% А!) 0,5 мм, лист отожжен- 29,2 63,0

ный ... Стержень 012,7 мм, 18,5 62,0 0,29 0,67
горячекатаный, упроч- ненный старением 31,6— 37,0 96—121 0,32 (ср.)
0,5 мм лист, термообра-
ботанный 26,0 107,0 0,24 0,75
Среднее
отношение
равно 0,68
79
Таблица 12
Сопротивление усталости при изгибе с вращением проволоки
из никелевого сплава [155] (диаметр проволоки 0,95 мм, обжатие 75%)
Материал Ограничен- ный предел усталости (10е циклов) в кГ/мм* в кГ/мм2 Коэффициент выносливости
Никель (99,46%) • • . 34,8 101 0,34
Монель (66% NU 31% Си) . . 32,6 98,5 0,33
Инконель (79,6% Си, 13,3% Сг,
6,4% Fe) 35,4 145 0,24
Монель (66% Ni, 29% Си, 3% А1) 34,0 114,0 0,30
Монель, упрочнен старением 31,2 140,5 0,22
55% Fe, 36% Ni, 7% Сг 32,0 106,0 0,30
77% Ni, 13% Сг, 6,6% Fe 34,4 141,0 0,24
Никель (98,45%) 29,8 162,0 0,18
предел усталости. Титановые сплавы в особенности чувствитель-
ны к водородному охрупчиванию [156], но присутствие водорода
не оказывает вредного влияния на предел усталости как глад-
ких, так и надрезанных образцов [157]. Некоторые сплавы со-
храняют значительную
прочность до 400° или
500° С и хорошо сопро-
тивляются коррозии или
коррозионной усталости.
Свинцовые сплавы.
Усталостные свойства
свинца или свинцовых
сплавов при комнатной
температуре подобны ус-
талостным свойствам
других металлов при по-
вышенных температу-
рах. Рекристаллизация
может происходить при
циклическом напряже-
Рис. 43. Зависимость между пределом уста-
лости при изгибе с вращением и временным
сопротивлением на разрыв титановых спла-
вов на базе 10z или 2 • 107 циклов. Коэффи-
циент выносливости 0,5
нии и усталостные трещины всегда следуют по границам зерен.
Сопротивление усталости .зависит от частоты (как и для других
металлов при высоких температурах) и от коррозионного влия-
ния атмосферы; кривая о — N горизонтального участка не име-
ет. Предел усталости промышленного чистого свинца очень
низкий — около 0,3 кГ!мм2, но может заметно возрастать при
добавлении легирующих элементов. Материал с мелким зерном
в основном имеет более высокий предел усталости, чем грубозер-
80
нистый, хотя эффект может быть замаскирован рекристаллиза-
цией и ростом зерна в процессе испытания. Некоторые результа-
ты Хопкина и Туейтиса [158], иллюстрирующие влияние раз-
мера зерна показаны
на рис. 44.
Другие металлы.
По ряду других метал-
лов имеется ограничен-
ное количество сведе-
ний. Чистое литое олово
при изгибе с вращением
имеет предел усталости
0,27 кГ!мм2 на базе 108
циклов; характер изло-
ма — внутрикристалли-
ческий (159]. Молибден,
по-видимому, обладает
пределом усталости при
107 циклах; значение
коэффициента выносли-
вости составляет до 0,8
[160].
Некоторые данные
для золота, серебра,
кадмия и цинка приве-
дены в табл. 83.
Рис. 44. Влияние размера зерна (Scp — сред-
няя площадь зерна) на предел усталости свин-
цовистых сплавов на базе 20•104 циклов при
3000 цикл!мин [158]:
1 — 0,85%-ный сурьмянистый сплав (шкала спра-
ва); 2 — 1%-ный оловянистый сплав; 3 — 0,5%-ный
оловянистый сплав; 4 — 0,2*/п-ный оловянистый
сплав; 5 — 0,05%-ный и 0,1%-ный медный сплав;
б — 0.01%-ный медный сплав; 7 — 0,005%-ный
медный сплав; 8 — 0,05%-ный оловянистый сплав и
свинцовая основа
Сопротивление металлов усталостному разрушению
при малом числе циклов знакопеременного напряжения
Для многих деталей машин, таких как котлы под давлением,
механизм шасси самолета и силовые части оружия, долговеч-
ность составляет всего несколько сотен или тысяч циклов. В этих
случаях материал должен обычно сопротивляться напряжениям,
значительно превышающим их предел усталости, т. е. характе-
ризуется сопротивлением весьма ограниченному числу циклов;
поэтому для создания целесообразной конструкции необходимо
изучение выносливости материалов при низких долговечностях.
При высоких напряжениях, которым может сопротивляться
материал при малом числе циклов, часто имеет место значитель-
ная пластическая деформация в течение каждого цикла. Это
привело к применению термина «прогрессирующее разрушение»
для описания разрушения в результате действия малого числа
циклов знакопеременного напряжения; возможно, что механизм
разрушения при этих условиях отличается от усталостного раз-
рушения для больших долговечностей. Внешний вид поверхно-
стей излома подтверждает это; разрушения при числах циклов
Б Заказ 893 3)
до нескольких тысяч часто напоминают разрушения от статиче-
ского растяжения и отличаются от типичных усталостных раз-
рушений [161, 162]. В результате значительной пластической де-
формации при малых долговечностях напряжение не будет
прямо пропорционально деформации, поэтому необходимо раз-
личать сопротивлениё переменному напряжению и сопротивле-
ние переменной деформации; на практике последнее является
более важным. Это вытекает также из того, что в деталях машин
усталостные разрушения почти всегда распространяются от об-
Рис. 45. Сопротивление усталости ме-
таллов при малых долговечностях:
1 — плоский изгиб: И — изгиб с вра-
щением; III — осевая нагрузка
ластей концентрации напря-
жений. Если на деталь дей-
ствует внешняя циклическая
нагрузка, то материал, пла-
стически деформированный
в области концентрации на-
пряжений, будет окружен
упругодеформированной зо-
ной.
Рассмотрим сначала со-
противление материалов зна-
копеременному напряжению.
Статическое сопротивление
растяжению дает точку на
кривой о — N, соответствую-
щую !/4 цикла, и существен-
но установить, как это зна-
чение связано с основной
кривой о — N, которая обыч-
но строится для долговечностей больше чем 104 или 105 циклов.
Обычные методы усталостных испытаний не подходят для иссле-
дования в диапазоне от 1 до 10 000 циклов, потому что частота
обычных испытаний слишком высока. Однако влияние частоты на
ограниченный предел усталости большинства металла неболь-
шое (по крайней мере, при комнатной температуре), так что об-
ласти малых чисел циклЪв можно исследовать при низких час-
тотах, а результаты хорошо совпадают с результатами, полу-
ченными для больших долговечностей при более высоких ча-
стотах.
Чтобы обобщить имеющиеся данные по сопротивлению уста-
лости металлов при малых долговечностях, на рис. 45 нанесены
отношения ограниченного предела усталости при данном числе
циклов к пределу прочности на ‘растяжение в зависимости от
долговечности. Результаты, полученные при циклическом растя-
жении, приводятся в гл. IV. Испытания, проведенные для раз-
ных сталей Вейсманом и Капланом [161] и для стали, алюминие-
вых и магниевых сплавов другими исследователями [163—168],
показали, что при осевом нагружении, при изгибе с вращением
82
Рис. 46. Сопротивление пластич-
ных металлов переменной дефор-
мации при малом числе циклов
и плоском изгибе ограниченные пределы усталости существенно
отличаются.
Ограниченный предел усталости при малом числе циклов
можно приближенно оценить экстраполяцией кривой о — log#
влево от 104 или 105 циклов до точки в ’Д цикла, соответствующей
пределу прочности при растяжении; это обычно дает оценку в за-
пас прочности.
Значения напряжения при изгибе с вращением и знакопере-
менном изгибе вычисляются как для упругого изгиба, влияние
пластической деформации на распределение напряжения не учи-
тывается. При малых долговечно-
стях это является наиболее важ-
ной причиной разницы между ре-
зультатами испытаний при изгибе
и осевом нагружении и объясняет,
почему значения ограниченного
предела усталости должны быть
выше, чем прочность при растя-
жении.
Из рис. 45 видно, что разброс
результатов незначителен; оче-
видно, ограниченный предел уста-
лости металлов близко подходит
к пределу прочности на растяже-
ние. В связи с этим сопротивле-
ние материалов переменной де-
формации при малой долговечно-
сти не связано с прочностью на
растяжение. Было установлено [169], что в пределах диапазона
от 10 до 104 циклов долговечность при знакопеременном изгибе
для значительно различающихся пластичных материалов зависит
в узких пределах только от размаха деформации. Для сталей
Куистра [170] нашел, что для долговечностей меньше 5000 циклов
сопротивление переменной деформации находится в хорошем со-
ответствии с пластичностью стали, характеризуемой удлинением
при испытании на статическое растяжение; для долговечностей
приблизительно между 5000 и 20000 циклами сопротивление де-
формации почти не зависело от свойств при растяжении, в то вре-
мя как при числе циклов выше 20000 сопротивление пропорцио-
нально прочности на растяжение.
Все результаты, приведенные Лав и Куистра, лежат в узких
пределах (рис. 46). Эти результаты получены для ряда сталей и
алюминиевых сплавов, меди, латуни и фосфористой бронзы.
Следует отметить, что пределы, показанные на рис. 46, опре-
делялись из испытаний для пластичных материалов и не могут
применяться к хрупким материалам, подобным чугуну. Данные
по предельным напряжениям, попадающие в полосу разброса
6* 83
(рис. 46), соответствуют большому количеству пластичных мате-
риалов.
Например, результаты показывают, что для числа нагружений
до 104 циклов применение материалов высокой прочности дает не-
значительный выигрыш или вообще его не дает.
Коффин [171] исследовал зависимость между числом циклов
до разрушения N и размахом пластической деформации Дер и
показал, что экспериментальные результаты, представленные
Лав [169] и Куистра [170], и другие результаты хорошо удовлет-
воряют эмпирическому уравнению
№/2Дер = const. (12)
Кроме того, он нашел, что для N = 1/4 цикла значение разма-
ха пластической деформации, определенное по этому уравнению,
в основном хорошо согласуется с истинной деформацией, изме-
ренной при разрушении для статического испытания на растя-
жение.
Это означает, что сопротивление материала переменной пла-
стической деформации зависит от его пластичности. С другой
стороны, сопротивление материала переменной упругой дефор-
мации зависит главным образом от его прочности. Следователь-
но, сопротивление суммарной переменной деформации зависит
от пластичности при высоких напряжениях, когда преобладает
пластическая деформация, и от прочности при низких напряже-
ниях, когда преобладает упругая деформация.
Влияние накладываемой статической деформации мало ска-
зывается на размахе деформации, которой может сопротивлять-
ся материал при низких долговечностях. Это происходит потому,
что пластическая деформация вызывает перераспределение на-
пряжений таким образом, что начальное статическое напряже-
ние снижается до меньших значений после нескольких циклов
напряжения. С другой стороны, наличие надреза может заметно
снижать размах разрушающей деформации, и при отсутствии
экспериментальных данных следует рекомендовать уменьшение
предельных деформаций соответственно коэффициенту концен-
трации.
Сопротивление металлов повторному удару
Испытания однократным ударом, в котором надрезанный об-
разец разрушается от удара падающей бабы или маятника, яв-
ляются одним из наиболее широко используемых методов меха-
нических испытаний. На детали машин в рабочих условиях
может действовать повторное ударное нагружение, так что пове-
84
них материалов приводятся в табл. 13:
N У — число ударов до разрушения; А —
энергия одного удара
дение материалов в условиях повторного удара также является
важным.
Испытания при повторном ударе обычно проводятся на над-
резанном образце повторными ударами постоянной энергии. Для
малых долговечностей до 10 или 20 ударов общая энергия, тре-
буемая для разрушения, может быть приблизительно постоянной
и независимой от числа ударов, так как материал имеет способ-
ность поглощать определенное ограниченное количество энергии.
Следовательно, если энергию за один удар нанести в зависи-
мости от долговечности, то получим кривую, которая сначала
круто падает, а затем, при
больших долговечностях,
становится более пологой и
очень похожей на обычную
усталостную кривую о — N
(рис. 47, табл. 13). Испыта-
ния проводились на квад-
ратных образцах Шарпи се-
чением 9 мм и длиной 54 мм
с V-образным надрезом с од-
ной стороны, под углом 45°,
глубиной 2 мм. Образец за-
креплялся как балка на двух
опорах с надрезом на растя-
нутой стороне и нагружался
с частотой 8 ударов в мину-
ту. Сопротивление материа-
ла разрушению от одного
удара зависит в первую оче-
редь от его пластичности в
надрезе, в то время как со-
противление большому чис-
лу ударов, например милли-
ону или больше, зависит от
ограниченного предела уста-
лости. С увеличением числа ударов, требуемых для разрушения,
влияние пластичности уменьшается, а влияние ограниченного
предела усталости возрастает. Из результатов испытаний сталей
на повторный изгиб следует, что влияние пластичности преобла-
дает приблизительно до 100 или 1000 ударов [173—175]. При чис-
ле ударов, меньшем чем 100—1000, пластичный малопрочный ма-
териал вероятно должен лучше сопротивляться повторным уда-
рам, чем менее пластичный материал высокой прочности, но для
большего числа ударов более прочный материал будет более дол-
говечным. Как следовало ожидать, сопротивление повторным
ударам подобно сопротивлению материалов переменной дефор-
мации.
85
Таблица 13
Материалы, испытанные на сопротивление повторному удару [172]
№ кривой по рис. 47 Материел Обработка Предел теку- чести в кГ/мм* авр в кГ/мм.* Уменьшение площади в %
1 AISI4140, легированная сталь (0,8-1,1 %) Сг; (0,15—0,25% Мо) Закаленная и отпущенная 88 94 60
2 AISI303, нержавеющая сталь (17—19 Сг%, 8—10% Ni) Холоднотянутая и отожженная 28,2 62,8 50
3 AISIBII11, сталь для стерж- ней с винтовой резьбой (0,13% Стах) Холоднотянутая 54,3 58,5 59
4 AISI8620, легированная сталь (0,4—0,7% Ni, 0,4—0,6% Сг; 0,15—0,25% Мо) Горячекатаная 45,5 78,6 60
5 Алюминиево-кремниевая бронза Холоднотянутая 58,0 70,0 71
6 AISI8620, легированная сталь (0,4-0,7% Ni, 0,4—0,6% Сг; 0,15—0,25% Мо) Науглероженная (0,795 мм) и закаленная — — —
7 Глобулярный чугун, ASTM, сорт 60-45-10 Отожженный 34,5 47,1 18
8 Серый чугун по ASTM, сорт 20 После литья — 15,7 —
Глава IV
ВЛИЯНИЕ НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ
НА СОПРОТИВЛЕНИЕ УСТАЛОСТИ
В гл. III при сравнении сопротивления усталости раз-
личных материалов рассматривались только результаты, полу-
ченные при действии одномерных переменных напряжений на
гладкие полированные образцы. В этой главе рассматривается
влияние сложного напряженного состояния, которое часто встре-
чается в рабочих условиях, а также влияние среднего напряже-
ния цикла, накладываемого на переменное напряжение, сочета-
ние касательных и растягивающих напряжений, напряжения пе-
ременной амплитуды и частоты нагружения.
Влияние среднего напряжения цикла
Несомненно, большая часть известных данных об усталости
была получена из испытаний при симметричном цикле напряже-
ний, т. е. при среднем напряжении цикла, равном нулю. Это
является главным образом следствием того, что усталостные
данные легче всего получать на машинах при изгибе с вращени-
ем, которые не позволяют осуществлять среднее напряжение.
В рабочих условиях, однако, многие детали конструкций подвер-
гаются действию напряжений с асимметричным циклом.
Наиболее важным условием, которое должно быть рассмот-
рено, является влияние статического растягивающего напряже-
ния, накладываемого на переменное напряжение растяжения-
сжатия. Предложен ряд эмпирических зависимостей, которые
дают возможность оценить предел усталости при пульсирующем
цикле, если известны предел усталости при симметричном цикле
и прочность материала на растяжение.
Эмпирические зависимости для определения предела устало-
сти при асимметричном цикле. Предел усталости материала при
действии напряжений с асимметричным циклом, т. е. когда на
переменное напряжение накладывается статическое напряжение,
может быть представлен диаграммой, на которой переменное
напряжение оа наносится в зависимости от статического или
среднего напряжения как показано на рис. 48.
Эта зависимость иногда известна как диаграмма/? — М,
где R — размах напряжения, равный двойному переменному
87
Рис. 48. Зависимость переменного на-
пряжения от статического напряжения
или диаграмма ов — ат:
1 — парабола Гербера; 2 — видоизме-
ненная линия Гудмана; 3 — линия Зо-
дерберга
напряжению, М — статическое напряжение. Предел усталости
или переменное напряжение для данной долговечности наносится
по оси ординат, а статическая прочность при растяжении — по
оси абсцисс. Кривая, соединяющая две точки, является предель-
ной по прочности кривой при сочетании статического и перемен-
ного напряжений, соответствующей одной и той же долговечности.
Чтобы определить эту кривую экспериментально, требуется
получить ряд кривых о — N, каждую для постоянного значения
Ст, оа или R. Две прямые линии и кривая, показанные на рис. 48,
представляют три наиболее широко используемые эмпирические
зависимости. Прямая линия,
соединяющая предел уста-
лости при симметричном
цикле с пределом прочности
на растяжение, представля-
ет модифицированный закон
Гудмана. Первоначальный
закон Гудмана основан на
допущении, что предел уста-
лости при симметричном
цикле равняется одной тре-
ти предела прочности при
растяжении. Модификация
состоит в том, что использу-
ется предел усталости при
симметричном цикле, опре-
деленный экспериментально;
видоизмененный закон часто
Гудмана. Гербер нашел, что
для упрощения называют законом
экспериментальные результаты Вёллера близко соответствуют
параболической зависимости, которая известна теперь как па-
рабола Гербера. Третья зависимость, известная как закон Зо-
дерберга, представляется прямой линией от предела уста-
лости перемещенного напряжения к статическому пределу
текучести.
Эта зависимость предусматривает выполнение условия, при
котором не происходит ни усталостного разрушения, ни превыше-
ния сопротивления текучести.
Перечисленные зависимости можно записать математически
в следующем виде:
модифицированное условие Гудмана
условие Гербера
’ер
(13)
<4 = о_ j
’ер
(14)
88
условие Зодерберга
оа = °-i
От
(15)
где оо — переменное напряжение, связанное со средним напря-
жением От;
сг_I — предел усталости при симметричном цикле;
овр — предел прочности на растяжение:
От — предел текучести.
Другой метод, который иногда
используется для представления
усталостных данных при асим-
метричном цикле, показан на рис.
49. На этой диаграмме нанесены
предельные напряжения цикла
для данной долговечности в зави-
симости от среднего напряжения;
показан модифицированный закон
Гудмана и парабола Гербера.
Влияние среднего растягива-
ющего напряжения на сопротив-
ление усталости пластичного ме-
талла. Некоторые результаты
экспериментов, проведенных для
определения влияния статическо-
го напряжения растяжения на
сопротивление усталости при осе-
вом переменном нагружении,
обобщены в табл. 14—16 соответ-
ственно для сталей, алюминиевых
и других сплавов. Для того чтобы
сопоставить поведение различных
сплавов на одной диаграмме, ис-
Рис. 49. Зависимость макси-
мального и минимального на-
пряжений цикла для данной
долговечности от среднего на-
пряжения:
/ — парабола Гербера; 2 — видо-
измененная линия Гудмана
пользуются относительные координаты и по оси ординат откла-
дывается отношение амплитуды напряжений к пределу устало-
сти при симметричном цикле, а по оси абсцисс — отношение
среднего налряжения цикла к пределу прочности на растяже-
ние (см. рис. 50—52). Результаты для сталей показаны на
рис. 50, большей частью они ложатся между линией Гудмана и
параболой Гербера. Отклонение результатов вероятно не долж-
но быть отнесено только к типу стали или к какому-либо меха-
ническому свойству. Для большинства результатов максималь-
ное напряжение цикла ниже напряжения текучести. Если на-
пряжение текучести превышается, то может возникать значи-
тельная пластическая деформация, но все результаты ложатся
выше линии Гудмана. Гаф и Вуд [178] показали, что для мягкой
89
Таблица 14
Влияние среднего растягивающего напряжения на сопротивление
усталости стали
Сталь авр на разрыв в кГ/мм.г Долговеч- ность в цик- лах Ст—1 в кГ/ммг Предельные напря- жения при асиммет- ричном цикле в кГ/мм' Обозначения на рис. 50 Источник
Никелехромомо- либденовая 88 107 48,7 15,7±45,5;31,4±42,4; 47,1±34,5 / [176]
Никелехромомо- либденовая SAE 4340 SAE2330 SAE 8630 137 111 85,6 102 74,6 107 46,5 48,7 46,5 47,1 37,§ 33,8±33,8 40,8±40,8 32,2±32,2 37,0± 37,0 33±33 К L М N О [167]
Никелевая 70,7 78,5 86,5 107 25,2 27,5 30,65 9,43±22 11,0±26 31,4^30,75 Q [135]
Хромомолибдено- вая 77 107 34,5 34,5±25,9 И [135]
Никелехромомо- либденовая SAE 4340 111 1,5-Ю7 48,7 40±40; 84±17,3 J [177]
Мягкая 39,6 10е 20,4 20,I±I3,7; 15,6±16,8; 7,85±19,2 А [24]
То же 41,6 Ю7 19,3 31,4±10,7; 25,2±15,5; 15,1±16,2; 9,26±17,1; 4,4±18,5 В [178]
St 52: 0,17%; С 1,4% Мп; 0,44% С; 1,7% Мп 0,64% С: 4,2% Ni;0,96%Cr 3,5% Ni;0,77%Cr 55,5 88,0 80,0 67,5 89,5 2-10е 30,6 40,0 30,6 37,0 47,1 6,28±29; 12,5± 25,1 6,28±37,6; П,7±37,0; 26,7±33 11,7±26,7 14,1±33,8 34,6±40,8; 18,0±42,4 С Е F G [179]
4% Cr; 8% Ni; 7% Мп аусте- нитная: после холодной обра- ботки: обжатие 10% обжатие 20% обжатие 30% ] 89,0 96,5 107,0 107 35,4 40,0 40,0 31,4±31,4 33,8±33,8 34,6±34,6 Р [121]
90
Таблица 15
Влияние среднего растягивающего напряжения на сопротивление
усталости алюминиевых сплавов при осевом нагружении
£ я- * 1 у Предельные напряжения к фЮ
Материал а а га при асимметричном цикле со Л X = s:
jh о кГ/мм* Обоз на pi о £
BS 1470 (2% Mg) 20,6 5-Ю7 10,7 4,72±7,85 А
BS 1470 (2% Mg), хо- 24,8 Ю7 11,5 6,3±9,9; 12,55±8,32 В
лоднокатаный 5,5±9,1; П,0±8,32
BS 1477(2% Mg), горя- 20,9 5-107 12,5 С
чекатаный 7,85±11,5; 23,6±6,45
BS 1477 (4% Mg), горя- 31,7 5-Ю7 15,7 D
чекатаный
BS 1476(5% Mg), после 28,8 5-107 12,5 7,06±8,5 Е
штамповки 7,06±7,85
BS 1476 (5% Mg), после 28,0 5-Ю7 14,6 F
штамповки 7,85±8,8; 23,6±5,17
BS 1476(1% Si), термо- обработан BS 1476(1% Mg, 0,6%Si), термообра- 31,4 5-Ю7 9,75 G
37,4 5-Ю7 12,25 9,05±10,2; 17,3±9,1; 27,5±7,05 Н
BS 1476(4% Си), обра- ботан в растворе 55,2 5-Ю7 17,75 7,85±16,5; 15,7±14,13; 23,2±12,1; 31,4±8,65 I [180]
BS 1476(4% Си), тер- мообработан 55,6 55,0 5-Ю7 5-107 18,05 17,1 7,85±17,0; 15,7±14,9; 23,6±15,7; 31,4±13,3; 39,2±8 П,8±14,45; 23,6± 12,5; 31,4±11 J К
BS 1476(4% Си), диа- 50,4 5-Ю7 17,1 13,7± 12,25 L
метр 244 мм, штам- повка
DTD363A (Al-Zn-Mg), 67,0 5-Ю7 20,5 1б,8±17,0 М
термообработан DTD363A (Al-Zn-Mg), 62,3 107 13,35 15,3±8,32 N
(201,5х 100,75 мм, штамповка)
20I4-T6 (А1-Си) 2024-Т4 (А1-Си) 49.0 47,6 10,5 19,5 7,06±10,5; 13,95±10,5; 21±9,75; 28,6±9,1; 35,2±7,7 7,06±11,9; 13,95±П,15; 21±11,15; 28,1±8,32; 28,1±8,32; 35,2±6,28 О Р [181]
6061-Тб (А1-Си) 7075-Т6 (Al-Zn-Mg) 31,6 57,5 5-Ю8 8,4 14,0 7,06±7,7; 13,95±7,06; 21,5±5,65 7,06±13,3; 14±П,9; 21±10,5; 28±9,73; 35,2±8,3; 42±7,6 Q R
91
Продолжение табл. 15
Материал 1 a to" Долговеч- ность в цик- лах а— 1 в кГ/мм* Предельные напряжения при асимметричном цикле в кГ1ммг Обозначения на рнс. 51 Источник
14S-T6 (Al-Cu) 48,7 5-108 10,5 3,46±Ю,5; 7,06±9,75; 10,5±9,75; 13,95±9,1; 17,2±9,1 S [135]
52S-36 (Al-Mg) 27,4 5-10е 10,5 3,46±10,5; 7,06±10,5; Ю,5±9,75; 13,95±9,1 Т
75S-T6 (Al-Zn-Mg) 57,3 5-Юв 13,35 3,46± 12,55; 7,06±11,9; 10,5±11,1; 13,95^10,5 и
24S-T4 (Al-Cu) 52 107 38 7,06±15,7; 14,9± 13,35; 24,4±9,42; 39,3±5,8 V [182]
Таблица 16
Влияние среднего растягивающего напряжения на сопротивление
усталости сплавов цветных металлов (исключая алюминий)
при осевом нагружении
Материал в кПмм* Долговеч- ность в цик- лах Ограниченный предел усталости при симметричном цикле в кГ/мм* Ограниченный предел усталости при асимметрич- ном цикле в кГ/мм* Обозначения на рис. 52 Источник
MgZK60 MgAZ 80 33,8 37,8 10’ 13,35 16,15 11,5± 11,15 11,3± 11,3 Е [166]
Ti- Al-V-сплав 95,0 106,5 119,5 107 51,1 53,5 59,75 23,6±40,8; 48,75±29,82; 30,6±50,3; 55,8±31,4; 32,2±55; 60,5±33,8 G И I [183]
Судовая латунь 45,1 10° 18,85 6,3±16,5; 9,75±15,1; 12,1± 13,6 А [24]
A9V (Mg; 8,5% Al; 0,5% Zn) AZ855 (Mg; 8% Al; 0,5% Zn) 23,2 34,0 5,5 10,38 4,75+4,75 8,5±8,5 В [145]
Сплав S-816 (40% Co; 20% Ni; 20% Cr) 107,5 2-107 39,3 18,05±36,1; 36,14:24,3; 63,5± 15,7' J [184]
Сплав N-155 (20% Cr; 20% Ni; 20% Co) 83,1 108 33,0 14,9±29,8; 52,6±17,3 К [185]
92
стали непрерывно накопленная деформация в процессе устало-
стного испытания была не больше деформации, вызванной од-
нократным действием максимального напряжения цикла, при
Рис. 50. Безразмерная диаграмма ав— для сталей
(см. табл. 14)
условии, что предел усталости не был превышен. С другой сто-
роны, японские работы показали, что значительно большая де-
формация может возникать в результате повторного действия
напряжения, даже если оно ниже предела усталости. Кроме то-
го, некоторые стали деформируются при напряжении, значи-
тельно меньшем статического предела текучести, т. е. пластиче-
ская деформация может происходить ниже линии Зодерберга.
Свойства алюминиевых сплавов показаны на рис. 51, а других
93
сплавов — на рис. 52. Результаты для ряда алюминиевых спла-
вов средней прочности ложатся ниже линии Гудмана. Эти спла-
вы имеют высокое отношение o_i/oep, но низкое отношение
Ст/авр, вследствие чего даже при низких средних напряжениях
максимальное напряжение цикла превышает от; возможно, что
в этом случае переход за предел текучести является причиной
заметного влияния среднего напряжения. Все результаты для
высокопрочных и упрочненных старением алюминиевых сплавов
ложатся выше или очень близко к линии Гудмана, за исключе-
нием одного. Исключение представляет тянутый алюминиево-
цинково-магниевый сплав DTD 363 А; низкие значения предель-
Рис. 52. Безразмерная диаграмма аа — от для нежелез-
ных металлов (исключая алюминиевые сплавы) (см.
табл. 16)
ных напряжений могут вызываться микроструктурой, действую-
щей как источник концентрации напряжений [180].
На рис. 50—52 видно, что 90% всех результатов для пластич-
ных металлов лежат выше линии Гудмана, а 2/з — между линией
Гудмана и параболой Гербера, поэтому линию Гудмана можно
рекомендовать для расчетов в тех случаях, когда нет достаточ-
ных данных о прочности при асимметричном цикле. Все рассмот-
ренные результаты были получены при испытании плоских об-
разцов без концентраторов напряжений; эти выводы, безусловно,
не применимы к деталям машин, имеющим концентраторы на-
пряжений. Влияние среднего напряжения на сопротивление
усталости при наличии концентрации напряжений рассматри-
вается в гл. V.
Рассматриваемые экспериментальные результаты относятся
к условиям осевого нагружения, но подобные результаты полу-
чены и при изгибе.
Уменьшение размаха напряжения с увеличением статической
составляющей напряжения может быть меньшим при изгибе, чем
94
при осевом нагружении, так как сечение образца в процессе ис-
пытания не уменьшается даже если превышен предел текучести;
экспериментальные результаты при изгибе, так же как при осе-
вом нагружении, ложатся большей частью между линией Гуд-
мана и параболой Гербера. По ограниченным пределам устало-
сти при малых долговечностях имеется небольшое количество
Рис. 53. Диаграмма сго — ат для листового материала:
SAE4130; 2 — 75S-T6; 3 - 24S-T3; 4 — М1А-Н24: 5 -
AZ61A-H24; 6 - AZ31A-H24
данных, но как для сталей (161], так и для алюминиевых спла-
вов [181] большинство результатов также ложится между лини-
ей Гудмана и параболой Гербера.
Влияние среднего напряжения особенно важно учитывать
для листового материала, потому что детали из листа обычно
нагружены только растяжением; некоторые данные для листо-
вого материала показаны на рис. 53. Состав испытанных мате-
риалов и условия испытания приведены в табл. 17.
Таблица 17
Данные к результатам, показанным на рис. 53
(испытания при осевом нагружении на базе 107 циклов)
Kt крипоЛ на рис. 53 Материал Размеры образца в мм Источник
ширина толщина
1 SAE 4130; хромомолибденовая сталь 25,4 1,9 [187]
2 Сплав 75S-T6 (Al-Zn-Mg) 25,4 2,28 [187]
3 Сплав 24S-T3 (Al-Cu) 25,4 2,28 [187]
4 М1А-Н24 (Mg; 1%Мп) 12,7 1,62 [135]
5 AZ-61A-H24 (Mg; 6»/0 Al; 1% Zn) 12,7 1,62 [135]
6 AZ-31A-H24 (Mg; 3% Al; 1% Zn) 25,4 1,62 [135]
Все результаты для стального листа ложатся выше линии
Гудмана, то же свойственно большинству алюминиевых сплавов.
Для магниевых сплавов испытания при асимметричном цикле не
проводились и линия Гудмана не могла быть проведена. Одна-
ко, если предполагалось, что o_i = Чзвер, то все результаты для
магниево-алюминиевых сплавов ложились ниже линии Гудмана.
Были испытаны листовые образцы трех магниевых сплавов после
отжига, результаты также расположились ниже линии Гудмана.
Влияние среднего сжимающего напряжения на пластичные
металлы. В то время как статическое растягивающее напряжение
снижает размах напряжения, которым характеризуется сопро-
тивление усталости материала, приложение статического сжи-
мающего напряжения обычно повышает его. Экспериментальные
Рис. 54. Диаграмма сга —от для средних напряжений растяжения и сжатия:
I — алюминиевый сплав BS1476 [180]; 2 — никельхромомолибденовая сталь [176]; 3 —
углеродистые стали; 4 — дуралюмнн (IV); 5 — мягкая сталь (188); 6 — алюминиевый
сплав 24S-T- [188]
данные не всегда являются надежными из-за трудностей прило-
жения осевой нагрузки к образцам при испытании на усталость.
Данные Сайниса [188], включающие только результаты, где
была обеспечена соосность нагружения, отчетливо показали этот
эффект. Эти результаты вместе с более поздними английскими
данными показаны на рис. 54. Изучение влияния среднего на-
пряжения сжатия особенно важно в связи с рассмотрением эф-
фекта остаточных напряжений на сопротивления усталости.
Влияние среднего касательного напряжения на пластичные
металлы. Среднее касательное напряжение, накладываемое на
переменное касательное напряжение, обычно мало влияет на со-
противление усталости при условии, что максимальное напряже-
ние цикла не превышает предела текучести. Это видно из диа-
граммы Смита [189], где нанесено большое число эксперимен-
тальных результатов, полученных для металлов. Другие испыта-
ния показали небольшое снижение предела усталости с увеличе-
нием среднего касательного напряжения для никелехромомолиб-
деновой стали [56, 190] и для алюминиевого сплава 75S-T6 [138].
Также было показано, что среднее касательное напряжение мало
влияет на предел усталости при изгибе, но среднее растягиваю-
96
идее напряжение снижает предел усталости при переменном ка-
сательном напряжении, а среднее сжимающее напряжение по-
Рис. 55. Безразмерная диаграмма переменное касательное напряжение —мак-
симальное касательное напряжение для пластичных металлов при кручении
(Смит [189]):
1 — Cr-Ni сталь, закаленно-отпущенная; 2 — си мене-мартеновская сталь; 3 — конструк-
ционная сталь, мягкая; 4 — бронза А после прокатки; 5 — алюминиевый сплав 17ST;
6 — алюминиевый сплав 27ST; 7 — алюминиевый сплав 53ST; 8 — мягкая сталь, горяче-
катаная; 9 — 0,6%-ная С сталь, закаленная н отпущенная; 10 — Si-Mn сталь, закален-
ная и отпущенная; 11 — Cr-V сталь, закаленная и отпущенная; 12 — латунь (60 Си;
40 Zn), после прокатки; 13 — медь, технически чистая, холоднокатаная; 14 — дуралю-
мнн после прокатки; 15 — ковкое железо, неотпущенное; 16 _____ ковкое железо, отпу-
щенное; 17 — бериллиевая бронза (97,6% Be; 2,38% Си); 18 — 0,9%-ная С сталь, за-
каленная и отпущенная; 19 — Cr-V сталь, закаленная н отпущенная; 20 — SAE 3140,
сталь, закаленная н отпущенная; 21 — SAE 3140, сталь после прокатки; 22 — Тобин —
бронза, холоднокатаная; 23 — 1,2%-ная С сталь, ^нормализованная; 24 — 3,5%-ная С
сталь, специальная обработка «А»; 25 — 3,5%-ная сталь, специальная обработка «Д»;
26 — 0,49%-ная С сталь, нормализованная; 27 — 0.46°/о-ная сталь, закаленная, тянутая
Влияние среднего напряжения цикла на сопротивление уста-
лости чугуна. Среднее растягивающее напряжение обычно умень-
шает сопротивление усталости чугуна в большей степени, чем
Рис. 56. Безразмерная
диаграмма R — М для
чугуна [189, 191]):
/ — модифицированная ли-
ния Гудмана; 2 — линия
Смита; X — серый чугун
при осевом напряжении (из
различных источников, Смит
[189]): Ф — серый чугун при
кручении (по максимально-
му главному напряжению,
которое равняется макси-
мальному касательному на-
пряжению) (нз различных
источников, Смит [189]);
О — ковкий чугун прн осе-
вом напряжении (Помп и
Хемпель [191]).
это вытекает из зависимости Гудмана; в отличие от пластичных
металлов, статическое кручение вызывает подобное влияние на
сопротивление усталости при кручении. Некоторые эксперимен-
тальные результаты показаны на рис. 56. Большинство результа-
7 Заказ 893 97
тов для серого чугуна лежит ниже линии Гудмана, но выше эм-
пирической зависимости, предложенной Смитом (189]:
Результаты для ковкого чугуна, однако, лежат выше линии
Гудмана и можно предположить, что результаты для чугуна с
глобулярным графитом будут аналогичными.
Сопротивление усталости чугуна может значительно возра-
стать при действии среднего сжимающего напряжения. Морроу
[131], сделав обзор исчерпывающих данных Помпа и Хемпеля
(191], отметил, что отношение пределов усталости при пульсиру-
ющем сжатии к пределам усталости при пульсирующем растя-
жении для всех типов серого чугуна составляет в среднем 3,3.
Среднее значение этого отношения для ковкого чугуна составля-
ет 1,5, т. е. примерно равно значению для пластичных металлов.
Сопротивление усталости
при сложном напряженном состоянии
На многие детали машин действует сочетание переменных
напряжений, например изгиб и кручение в коленчатых валах и
трехосное напряженное состояние в трубах под действием внут-
реннего или внешнего давлений. Поэтому иногда при расчете
необходимо определить пределы усталости при сложном напря-
женном состоянии; часто это делается только по данным о проч-
ности при одноосном напряженном состоянии.
Критерий, определяющий разрушение при сложном напряжен-
ном состоянии. Было сделано много попыток определить кри-
терий усталостного разрушения при сложном напряженном со-
стоянии.
Из наиболее важных критериев можно отметить следующие:
1) максимальное главное напряжение;
2) максимальное касательное напряжение;
3) максимальная энергия деформации сдвига (по Мизесу);
4) максимальная главная деформация.
Если огь аг, аз являются амплитудами переменных главных
напряжений, где oi ог аз, a o_i — предел усталости при
одноосном нагружении с симметричным циклом, то приведенные
выше критерии можно выразить в следующем виде:
1. Критерий максимального главного напряжения
Ох = 0—1.
(17)
2. Критерий максимального касательного напряжения
04 — o3 = a_i. (18)
3. Энергия деформации сдвига (по Мизесу)
(«1 — «г)2 + («2 — Оз)2 + (°з — Oi)2 = oil (19)
4. Максимальная главная деформация
Qi —(а2 + оз) = а-ь (20)
где ц — коэффициент Пуассона.
Так как усталостные разрушения обычно распространяются
от поверхности, где одно главное напряжение равняется нулю,
Рис. 57. Зависимость между двумя главными напряжениями при двухосном
напряженном состоянии:
а — главные напряжения одного знака; б — главные напряжения разных знаков;
/ — энергия деформации сдвига; 2 — максимальное главное напряжение; 3 — макси-
мальное касательное напряжение; X — мягкая сталь SAE1020 (192); + — мягкая
сталь SAE1020 (10е циклов) [194]; @ — алюминиевый сплав 14S-T4 (10° циклов) [193]
обычно достаточно рассматривать только двухосное напряжен-
ное состояние. Зависимость между двумя главными напряжения-
ми для первых трех из приведенных выше критериев при двух-
осном напряженном состоянии показана на рис. 57.
Когда два главных напряжения имеют один и тот же знак
(находятся в одной фазе), как это бывает, например, в трубе
под действием переменного давления, критерии максимальных
главного и касательного напряжений дают одну и ту же зависи-
мость (рис. 57, а); если два главных напряжения имеют проти-
воположные знаки (не в одной фазе), как при переменном кру-
чении, все критерии дают разные зависимости (рис. 57, в). Для
сравнения пределов усталости при кручении и при изгибе удобно
использовать соответствующий критерий.
Сопоставление сопротивления пределов усталости при изги-
бе и кручении. Значения отношения T-i/a-i для каждого крите-
рия составляют:
1. Максимальное главное напряжение . 1
2. Максимальное касательное напряжение 0,5
3. Энергия деформации сдвига 0,577
4. Максимальная главная деформация
Коэффициент Пуассона р, для металлов обычно равен 0,25—
т_ 1
0,35, критерий максимальной главной деформации дает -------------=
CT-i
= 0,74 -z- 0,8.
На рис. 58 и 59 показаны пределы усталости при изгибе и
при кручении; для сопоставления с экспериментальными данны-
Рис. 58. Сравнение преде-
лов усталости при изгибе
и кручении для чугунов
и сталей:
1 — критерий максималь-
- напряжения;
макснмаль-
деФормации
- 0,3); 3 -
ного главного
2 — критерий
ной главной
'принимая Ц. 1 .
критерий энергии деформ<1-
--- ------ 4 _ критерИй
касатель-
ции сдвига,
максимального ___________
ного .напряжения; 5 — ста-
ли, Людвик [1951; 6 — ста-
ли, Гаф, Поллард и Клен-
шоу [56]; 7 — стали, Фриш
[196]; 8 — стали, Нишнхара
и Кава мото [197]; 9 — ста-
ли, Вильямс [135]; Ю —
стали. Моррисон, Кроссленд
и Перри [118]; 11 — чугуны, Людвик [195]; 12 — чугуны, Гаф, Поллард и Клен-
шоу [56, 199]; 13 — чугуны, Нишихара и Кавамото [2001
ми нанесены линии, соответствующие различным критериям. Из
этих результатов видно, что отношения т-i/o-i изменяются в ши-
роких пределах для различных материалов и ни один критерий
не является общим.
Указанное отношение не связано с прочностью металла на
статическое растяжение, но результаты разделяются на две груп-
Таблица 18
Материал Диапазон отношения Количество рассматри- ваемых ре- зультатов Среднее значение Т-1/С-1
Кованые стали 0,52—0,69 31 0,60
Деформируемые алюминиевые сплавы 0,43—0,74 13 0,55
Кованая медь, медные сплавы 0,41—0,67 7 0,56
Деформируемые магниевые сплавы 0,49—0,60 2 0,54
Титан 0,37—0,57 3 0,48
Чугун 0,79—1,01 9 0,90
Литой алюминий и магниевые сплавы 0,71—0,91 5 0,85
100
пы, причем значение t-i/g-i значительно выше для хрупких, чем
для пластичных металлов (табл. 18). При отсутствии эксперимен-
тальных данных предел усталости при кручении может приблизи-
тельно определяться по средним значениям т_i/o_], приведенным
в таблице. Для металлов и сплавов (кроме сталей) базы для
определения предела усталости показаны на рис. 59. Для сталей
на отношение т-i/o-i обычно мало влияет значение N, выбран-
Рис. 69. Сравнение пре-
делов усталости при из-
гибе и кручении для не-
железных металлов:
1 — критерий максималь-
ного главного напряжения;
2 — критерий максималь-
ной главной деформации
(принимая ц, 0,3); 3 —
критерий энергии деформа-
ции сдвига; 4 — критерий
максимального касатель-
ного напряжения; 5 — алю-
миниевый сплав, Моррисон,
Кроссленд и Перри (107
циклов) [118]; 6 — титан
[118]; 7 — алюминиевый
сплав, Меттхейс (107 цик-
лов) [201]; 8 — алюминиевый сплав. Нишихара и Кавамото (107 циклов) [200];
9 — алюминиевый сплав, Зауер и Леммон (107 циклов) [202]; 10 — алюминие-
вый сплав, Людвик (107 циклов) [195]; 11 — магниевый сплав, Меттхейс (Ю7 циклов)
[201]; 12 — магниевый сплав, Людвнк (107 циклов) [195]; 13 — медные сплавы, Людвик
(107 циклов) [195]; 14 — алюминиевые сплавы, Алкоа (5 • 10* циклов) [135]; 15 — титан,
Вильямс (107 циклов) [135]; 16 — медные сплавы, Мур (10* циклов) [135]; 17 — литой
алюминиевый сплав, Меттхейс (10* циклов) [201]; 18 — литой магниевый сплав, Меттхейс
(10* циклов) [201]; 19 — литые алюминиевые сплавы, Людвик (107 циклов) [195]
ное для сравнения, но для алюминиевых сплавов это отношение
с увеличением N снижается. Например, для алюминиевых спла-
вов средние значения т-i/o-i составляют [135]:
N . 10Б 10е 107 IO» 5.Ю8
T-j/o.j 0,67 0,66 0,64 0,58 0,56
О других сплавах, достаточных сведений не имеется.
Сопротивление усталости при комбинированном действии из-
гиба и кручения. Так как экспериментальные значения т-i/o-i
изменяются в широких пределах, то нельзя полагаться ни на
один из критериев для определения сопротивления усталости
при сложном напряженном состоянии. Поэтому Гаф предложил
использовать два эмпирических уравнения, включающих экспе-
риментальные значения отношения [57]. В качестве одной
из предельных кривых может быть принят эллипс, отвечающий
уравнению
где (та — амплитуда нормального напряжения изгиба;
101
та — амплитуда касательного напряжения от кручения, со-
ответствующие сопротивлению усталости при сложном нагруже-
нии. Это уравнение хорошо соответствует экспериментальным
результатам при сочетании изгиба и кручения, полученным Га-
фом [56, 57, 203] для сплошных и полых образцов двенадцати
пластичных сталей.
Было, однако, найдено, что экспериментальные результаты
для чугуна не соответствуют уравнению эллипса. Отношение
т—1/cf—1 для чугуна обычно находится между значениями, опреде-
ленными критериями максимальных главных напряжения и де-
формации. Гаф нашел, что экспериментальные результаты при
сочетании изгиба и кручения для чугуна хорошо соответствуют
дуге эллипса, описываемой уравнением
Кокс [204] показал, что сопротивление разрушению материа-
ла, содержащего произвольно расположенные отверстия, долж-
но подчиняться уравнению дуги эллипса и что отношение t-i/o-i
должно лежать между 3/4 и 1, в зависимости от формы отверстий.
Свойства чугуна, таким образом, согласуются с теорией, так как
графитовые включения влияют подобно отверстиям. Такие же
результаты получены на основании критерия максимального
главного напряжения или критерия максимального касательного
напряжения, потому что максимальное напряжение имеет место
на краях отверстий, где два других главных напряжения равны
нулю. Наиболее вероятно, что в действительности разрушение
чугунов зависит от максимального главного растягивающего на-
пряжения, так как их прочность при сжатии в 5 раз больше проч-
ности на растяжение.
Данные, полученные при испытании пластичной стали, хоро-
шо согласуются с эллиптической зависимостью (21), даже если
статические напряжения изгиба или кручения накладываются на
переменные напряжения [56]. Эксперименты на образцах с ост-
рыми надрезами для семи пластичных сталей дают результаты,
которые соответствуют дуге эллипса, а не четверти эллипса.
Дальнейшие испытания образцов из тех же сталей, но с попе-
речным отверстием (диаметр отверстия составлял одну десятую
диаметра образца) дали результаты, которые также соответст-
вовали дуге эллипса [205] и хорошо согласовались с анализом
Кокса [206]. Средние значения эффективного коэффициента кон-
центрации Ка для семи сталей приведены в табл. 19.
На практике, например, в коленчатых валах переменные на-
пряжения изгиба и кручения действуют не в одной фазе. Влия-
ние различия в фазах исследовалось Нишихарой и Кавамото
102
Таблица 19
Диапазон Кя для семи пластичных сталей
(в скобках даны средние значения)
Концентратор напряжения Переменный изгиб Переменное кручение
V-образный надрез [56] Поперечное отверстие [205] 1,47—2,43(1,92) 2,19—2,42 (2,31) 1,18—1,78(1,47) 1,62—2,24(1,93)
[200] для двух сталей, чугуна и алюминиевого сплава. Сопротив-
ление усталости при комбинированном нагружении кручением и
изгибом в разных фазах не меньше, чем сопротивление устало-
сти при действии напряжений в одной фазе. Максимальное раз-
личие, которое возникает при сдвиге фаз на 90°, составляет око-
ло 10% для сталей и 30% для чугуна; для алюминиевого сплава
различия нет.
Сопротивление усталости при двухосных и трехосных растя-
гивающих напряжениях. Был сделан ряд попыток определить
условия усталостного разрушения тонких труб, в которых дей-
ствует переменное внутреннее давление и осевая нагрузка; срав-
нение результатов с критерием разрушения приведено на рис. 57.
Большинство данных было получено в условиях пульсирующего
внутреннего давления и пульсирующего осевого растяжения, так
что оба главных напряжения были растягивающими (см.
рис. 57, а). Данные не соответствуют удовлетворительно како-
му-либо критерию разрушения, что можно частично отнести за
счет анизотропии испытуемого материала; прочность в окруж-
ном направлении меньше, чем в осевом. Два результата, полу-
ченные при комбинировании внутреннего давления и осевого
сжимающего напряжения, определенно показали, что разруше-
ние зависит в первую очередь от максимального касательного
напряжения или от энергии деформации сдвига, а не от макси-
мального главного напряжения (см. рис. 57, б). Испытания тол-
стых цилиндров также показали, что сопротивление усталости
зависит в первую очередь от касательного напряжения, а трех-
осность напряженного состояния очевидно имеет незначительное
влияние [118].
Соответствие критериев разрушения экспериментальным дан-
ным о сопротивлении усталости. Для пластичных металлов наи-
более близкое соответствие экспериментальным значениям отно-
шения т-1/o-i получено для критерия энергии деформации сдвига
или критерия Мизеса (см. стр. 99 и табл. 18). Этот критерий эк-
вивалентен тому, что среднее касательное напряжение в различ-
ных плоскостях и направлениях определяет сдвиги для всех кри-
сталлов в металле. Питерсон [207] отметил, что, так как разру-
шение является местным явлением, оно вряд ли определяется
103
макроскольжением в металле, и приблизительное соответствие
между критерием и экспериментальными данными может быть
случайным. Если скольжение в одном зерне достаточное, чтобы
началось распространение усталостной трещины, то следует ожи-
дать соответствия критерию максимального касательного напря-
жения. Вероятно, скольжение должно возникнуть больше, чем
в одном кристалле, но не во всех зернах, чем объясняются зна-
чения т-1/o-i, большие 0,5, но меньшие 0,577.
На это отношение может также влиять анизотропия, т. е. раз-
личие в пределах усталости в разных направлениях, потому что
плоскости максимального касательного напряжения при круче-
нии расположены под углом 45° к таким же плоскостям при изги-
бе. Это, вероятно, снижает отношение т-i/o-i, но есть некоторое
доказательство того, что это влияние небольшое [198]. Фактором,
увеличивающим отношение т-i/a-i, является влияние нормально-
го напряжения по плоскости максимального касательного напря-
жения.
Для случая разрушения в условиях статического нагружения
это влияние не проявляется, однако, тот факт, что статическое
растягивающее напряжение снижает сопротивление усталости,
в то время как статическое сжимающее напряжение увеличивает
его, говорит о том, что нормальные напряжения по плоскости
сдвига могут влиять на сопротивления усталости.
Критерий разрушения на этой основе был впервые предложен
Стейнфильдом [208] в форме
^fl + ^cre = a, (23)
где Та — переменное касательное напряжение:
оа — переменное нормальное напряжение на одной и той же
плоскости;
k — постоянная;
о — приведенное напряжение.
Стейнфильд сравнивал этот критерий с результатами Гафа и
Полларда, Штулена и Коммингса [209]; Файндлей [210, 211] срав-
нивал его с более поздними данными. К сожалению, значение к
должно определяться экспериментально, и если k вычисляется из
данных эксперимента по величинам пределов усталости при из-
гибе и кручении, критерий дает эллиптическую дугу Гафа {урав-
нение (22)]. Это плохо согласуется с результатами испытаний
при изгибе и кручении, а также при пульсирующем внутреннем
давлении. Следует сделать вывод, что в настоящее время нет
критерия, который давал бы удовлетворительное представление
об условиях усталостного разрушения 'При сложном напряженном
состоянии. Поэтому для определения сопротивления усталости
при одновременном действии изгиба и кручения можно рекомен-
довать эмпирические зависимости Гафа.
104
Влияние варьирования амплитуды напряжения и накопления
повреждения
Испытания на усталость обычно проводятся при постоянной
амплитуде напряжений для каждого испытуемого образца; экс-
перимент легко выполняется и обеспечивает простую интерпре-
тацию данных. Однако это не соответствует действительным ус-
ловиям нагружения деталей машин, при которых амплитуда на-
пряжений может меняться в широком диапазоне часто произ-
вольным образом. Поэтому возникает вопрос определения долго-
вечности при действии напряжения переменной амплитуды по
результатам обычных усталостных испытаний.
Закон линейного накопления повреждений. Наиболее простым
путем для предварительного вычисления усталостной долговеч-
ности при варьируемых переменных напряжениях по кривой
о — N является закон линейного накопления повреждения. Эта
гипотеза впервые была предложена Палмгреном [212] и сформу-
лирована Майнером [213]. Было сделано допущение, что действие
нагрузки в течение п,\ циклов при размахе напряжения оь для ко-
торого среднее число циклов до разрушения составляет ЛГЬ вы-
зывает усталостное повреждение и разрушение произойдет,
когда
(24>
отношение rii/N\ называется цикловым отношением.
Для определения влияния изменения амплитуды напряжения
на долговечность было проведено много экспериментов [214, 215];
результаты их обычно сравнивались с законом линейного накоп-
ления повреждения.
Одноступенчатые испытания. При одноступенчатых испытани-
ях на образец в течение определенного числа циклов действует
нагрузка одного уровня, а затем, при другом уровне нагрузки,
испытание продолжается до разрушения. В другом случае раз-
мах напряжения может изменяться через определенные равные
числа циклов, такие испытания известны как испытания при на-
гружении по блокам. Эти испытания не соответствуют условиям
работы деталей, но могут быть полезными для оценки закона ли-
нейного суммирования повреждения и пределов его применения.
Результаты одноступенчатых испытаний мягкой стали, проведен-
ных Коммерсом [216], показаны на рис. 60.
Правая часть кривой представляет исходную кривую о — /V,
левая часть получена после нагружения испытуемых образцов до
данной части долговечности при напряжении выше предела уста-
лости; такое нагружение является перегрузкой. Кривые о — N
показаны для цикловых отношений 0,2; 0,4; 0,6 и 0,8 при
±25,2 кГ1мм2. Из результатов видно, что предварительное
105
нагружение снижает как предел усталости, так и остающуюся
долговечность при напряжениях выше предела усталости. Неко-
торые из результатов, полученных Коммерсом, приведены в
табл. 20. Подобные результаты были получены Беннеттом (217]
для легированной стали.
Многие исследователи проводили испытания такого типа, что-
бы определить величину перегрузки, не вызывающей снижения
Рис. 60. Влияние перегрузки на кри-
вую о — N для мягкой стали (Ком-
мерс [216]):
1 — исходная кривая усталости, цикловое
отношение: # — 40%; О — 60%; □ —80%.
предела усталости. Из испы-
тания они определяли «ли-
нию повреждения», наноси-
мую на диаграмму а — N,
которая дает число циклов,
требуемое для повреждения
материала при данном раз-
махе напряжения; результа-
ты этих экспериментов обоб-
щены в справочнике Бэтл-
ле (218]. Для большинства
материалов повреждение
возникает при низких цик-
ловых отношениях, особен-
но при высоких напряжениях
(табл. 20).
Значительное количество экспериментов проводилось в более
позднее время при одноступенчатых испытаниях для оценки зако-
на линейного суммирования повреждения; результаты некоторых
из них сведены в табл. 21 для сталей и в табл. 22 для алюминие-
вых сплавов. Накопленное цикловое отношение равняется ъ —
N
Таблица 20
Повреждение вследствие перегрузки [231], процентное понижение
предела усталости _______________________
Материал Перегрузка* в %
10 20 30
О тношение циклов в %
20 50 80 20 50 80 20 50 80
0,27% С; сталь 3 9 15 4 15 22 7 18 30
0,48% С; сталь 10 20 26 13 20 28 20 24 >45
0,62% сталь; 5 10 13 11 18 25 13 20 27
чугун 1 2 3 8 8 9 11 14 18
Отожженная мягкая сталь 1 3 5 2 7 12 — —
Холоднотянутая мягкая сталь 8 9 10 8 14 19 10 17
• Процент перегрузки представляет
пряжение превышает предел усталости.
собой процент, на который предварительное иа-
106
Таблица 2 1
Накопленное цикловое соотношение, определенное при одноступенчатых усталостных испытаниях сталей
Материал Тип нагрузки Приблизительная долговечность при постоянной амплитуде испытаний в млн. циклов Число резуль- татов Число испытаний, проведен- ных для каждого результата Накопленное цикловое отношение Vn/N Интервал испытаний Источ- ник
В-Н* Н-В
Высокое напряже- ние Низкое напряже- ние
Гладкие образцы
SAE 1020, мягкая сталь (0,2%С) Мягкая сталь Мягкая сталь Изгиб с вращением 0,32 0,22 0,17 0,14 0,14 0,2 0,3 0,50 0,50 0,50 0,50 0,32 1,0 0,9 4 4 4 4 4 23 12 1-3 1-3 1—3 1-3 1—3 1 6-8 0,75-1 . 1 0,80—0,90 0,91 0,90-1, 17 0,73 0,91 — 1,01 0,81—0,93 0,65—0,85 1,71—2,35 1,68-1,85 1,23-1,96 0,85-1,27 1,28-1,69 0,84—1,40 1,05-1,25 0,95-1,1 . [216] [219] [214]
А-7, конструкционная сталь (0,15—0.26% С) SAE 4340, никелехромомолибде- новая сталь SAE 4340, никелехромомолибде- новая сталь закаленная и от- пущенная до сфероидальной структуры SAE4130, хромомолибденовая сталь, листовая Осевая пульси- 0,12 0,05 0,035 0,01 0,039 0,098 0,06 1.0 0,45 0,25 0,2 0,056 0,159 0,5 6 2 14 2 3 3 6 2-4 5 2—10 6—10 20 20 3 1,3—2,0 1,24 1,46-1,56 1,14 1,1-1,25 0,93—1,63 \ [220] 1 [221] ) [222] £187]
Армко-железо рующая Изгиб .с вращением 0,02 1.7 2 12 1,0 0,65 0,65 [223]
Образцы с надрезом
X 413 0, хромомолибденовая сталь Изгиб с враще- нием 0,26 0,093 0,044 0,96 0,26 0,093 5 5 5 7-11 7-1 1 7—11 0,72-0,95 0,83—1,00 0,85—1,42 0,93—1 , 13 ) [2171
А-7, конструкционная сталь (0, 15—0,26% С) Пульсиру- ющее рас- тяжение 0,08 0,2 18 1-10 0,7—1,7 0,86—1,9 0,77—1,18 [220]
* Высокое напряжение, за которым следует низкое.
~ Таблица 22
0° Накопленное цикловое отношение, определенное при одноступенчатых усталостных испытаниях на алюминиевых сплавах
Материал Вид нагруже- ния Приблизительная долговечность при испытаниях с пос- тоянной амплитудой в млн. циклов Число резуль- татов Число испытаний для каж- дого ре- зультата Накопленное отношение циклов 2 N Интервал испытаний Источ- ник
Высокое напряже- ние Низкое напряже- ние В-Н* Н-В
L65 (Al-Cu)
DTD683 (Al-Zn)
75S-T (Al-Zn)
75S-T6
75S-T
76S-T61 (Al-Zn)
24S-T3, лист
75S-T6, лист
24S-T3, лист
75S-T6, лист
24S-T, лист
75S-T, лист
24S-T, плакированный лист
Гладкие образцы
0,105 0,95 4 5 1.11-1,29 1,25-1,35 [224]
0,05 0,5 13 15-39 0,5-0,9 0,8-1,1
0,05 10 15 9-2о 0,14—0,77 1,25-1,63 0,3-1,1 J [225]
0,5 10 12 15-23 0,43—0,78 1,15-1,55 0,5-1,8 J
Изгиб с 13 2-7 —> — 0,67-2,73 )»
вращением 21 1-4 — —» 0,63—8,33
от 0,05 ДО 16 9 20 [227]
от 0,2 до 26 30 1 0,56-1,0 1,0—2.27 0,47-3,44 [219] и
[228]
0,01 1 5 2 6 и 10 0,63 1,45 0,72
Осевое 0,05 1.95 2 4 и 18 1,10 мм 0,87—0,94 j [229]
переменное от 0,015 до 1,65 15 4—94 1,01-1,44 0,71—1,04 1,02
Осевое 0,030 0,46 2 4 и 24 1,04 0,74 1,03
пульси- 0,033 0,34 3 4-16 1,05
рующее 0,036 0,16 10 1—7 0,97—>22,8 1,01—2,04
0,018 0,066 10 2-4 1,09->14,8 1 , 14—1,44 [187]
Пульси- 0,10 1.0 10 10 1,37—2,36 0,75-0,85 1,01 — 1,05 [230]
рующее от 0,048 до 3,0 14 1 0,80—1,30 0,75-1,49 [213]
растяже- 1
ние
24S-T, плакированный лист
Заклепочное соединение
24S-T, плакированный лист
Образцы с надрезом
То же | 0,10 1 ‘-0 1" 1 10 1 1,67-6,5 1 1, 10—1,27 1 1,77—1,81 | [230]
Детали
То же | 0,10 I 1,0 1 27 1 5-10 I 0,81-1,34 1 0,84—1,24 1 [215]
0, 19 1 2.1 1 2 j 9 1 5,87 1 0,86 | 1,08-1,96 1 [215]
Высокое напряжение, за которым следует низкое.
и соответствует значению 1, если процесс подчиняется закону ли-
нейного накопления повреждения. Значения, приведенные в таб-
лицах, большей частью представляют среднее из нескольких ис-
пытаний; если были исследованы несколько цикловых отношений
предварительных напряжений, то показан размах этих средних
значений.
Данные дают возможность сделать некоторые выводы,
чтобы составить общее представление об условиях накопле-
ния повреждения.
Для сталей накопленное цикловое отношение обычно больше
единицы, когда сначала действует низкое напряжение, и меньше
единицы, когда сначала действует высокое напряжение. Для алю-
миниевых сплавов поведение менее закономерно.
Влияние недогрузок, тренировок и отдыха. Влияние последо-
вательности нагружения на усталостную долговечность стали
наиболее заметно при действии переменных напряжений как вы-
ше, так и ниже предела усталости. Уже упоминалось, что пере-
грузки могут вызывать снижение предела усталости. Наоборот,
недогрузки, т. е. действие циклического напряжения ниже преде-
ла усталости, могут повышать его.
В практике эксперимента обычно испытывали до разрушения
образцы, первоначально нагружением при напряжении ниже пре-
дела усталости. Вскоре было найдено, что образцы, повторно ис-
пытанные при размахе напряжения выше предела усталости,
обычно имели большие долговечности и более высокий предел ус-
талости, чем образцы предварительно не нагруженные.
Например, Коммерс [231] показал, что предварительное нагру-
жение в течение 2-108 циклов при размахе напряжения ниже пре-
дела усталости повышает предел усталости армко-железа на 23%
Позднее было установлено, что можно достичь даже большего
увеличения предела усталости, если размах напряжения увеличи-
вать на небольшую величину через интервалы в несколько мил-
лионов циклов; такой процесс известен как тренировка.
Например, Гаф [24] показал, что предел усталости мягкой ста-
ли увеличивается приблизительно на 30% при действии на обра-
зец напряжения ниже предела усталости в течение 25-107 циклов
и последующем увеличении размаха напряжения на ±0,3 кГ/мм2
за каждые 106—18-106 циклов.
Чугун, по-видимому, является наиболее чувствительным мате-
риалом к недогрузкам и тренировкам. Коммерс [231] получил уве-
личение предела усталости при тренировках на 30%; Мур, Лион
и Инглис [232] получили увеличение предела усталости при тре-
нировках на 40%.
Из более поздних исследований, однако, известно, что предел
усталости различных типов чугуна при тренировках увеличивает-
ся мало или же совсем не увеличивается [233, 234]. Причина этой
особенности неизвестна.
109
Также было найдено, что предел усталости мягких углероди-
стых сталей может возрастать, если в процессе испытания чере-
довать периоды нагружения с периодами отдыха.
Например, Боленрат и Корнелиус [238] показали, что долго-
вечность мягкой стали увеличилась больше чем в 100 раз при пе-
риодах отдыха в 23 ч и интервалах в одну седьмую от исходной
долговечности. Предел усталости увеличивается с увеличением
времени отдыха; процесс можно значительно ускорить повышени-
ем температуры в периоды отдыха. С другой стороны, периоды
отдыха не имеют значительного влияния на усталостную долго-
вечность легированных сталей и сплавов цветных металлов.
Первоначально полагали, что влияние недогрузок и трениро-
вок является результатом упрочнения, но так как Синклер [236]
показал, что значительно увеличивается сопротивление усталости
только таких металлов, прочность которых возрастает при дефор-
мационном старении, то представляется вероятным считать эф-
фект увеличения сопротивления усталости результатом деформа-
ционного старения [237].
Влияние остаточного напряжения на накопление поврежде-
ний. Из табл. 21 и 22 видно, что результаты испытаний образцов
с надрезом отклоняются более существенно от закона линейного
накопления повреждения, чем для гладких образцов. Значения
накопленного циклового отношения, значительно большие едини-
цы, были получены при испытании образцов с надрезами, особен-
но при пульсирующем- растяжении. Причина этого заключается
в том, что высокое напряжение может вызвать пластическую
деформацию в вершине надреза, в результате возникает остаточ-
ное напряжение. Если происходит пластическая деформация при
растяжении, то остаточное напряжение будет сжимающим, а это
повысит сопротивление материала дальнейшему действию растя-
гивающего напряжения. При этих обстоятельствах статическое
однократное действие высокой нагрузки может заметно повлиять
на сопротивление усталости. Однако было найдено, что увеличе-
ние сопротивления усталости оказывается большим, если высо-
кая нагрузка повторяется периодически. На рис. 61 обобщены
результаты испытаний, проведенных Хейвудом [238], иллюстри-
рующие это свойство. Испытания были проведены при пульси-
рующем растяжении на образцах с канавкой или поперечным от-
верстием, а также при знакопеременном изгибе на деталях кры-
льев самолета Метеор. Периодическая высокая нагрузка действо-
вала после каждых 2-Ю4 циклов вплоть до 5-Ю5 циклов и затем
при менее частых интервалах до разрушения.
Показанная на рис. 61 полоса разброса включает большую
часть экспериментальных результатов; было определено, что сни-
жение долговечности является результатом высокой статической
сжимающей нагрузки только для образцов с поперечным отвер-
стием.
110
Хейвуд высказал два предположения, объясняющие большую
эффективность периодического действия высокой нагрузки, чем
однократного: во-первых, остаточные напряжения могут умень-
шаться в течение испытания на усталость и, во-вторых, усталост-
ные трещины могут образовываться на ранних стадиях испыта-
ния, и последующее действие высокой нагрузки может вызвать
сжимающие остаточные напряжения в концах трещин, предот-
вращая или замедляя дальнейший их рост.
Программные испы-
тания. Результаты од-
ноступенчатых испыта-
ний показали, что, не-
смотря на влияние та-
ких факторов, как оста-
точное напряжение и
деформационное старе-
ние, закон линейного
накопления поврежде-
ния обычно дает доста-
точно близкое значение
усталостной долговеч-
ности. Такие испытания
имеют ограниченное
сходство с условиями
нагружения в эксплуа-
тации; чтобы прибли-
зить испытания к дей-
ствительным условиям
работы деталей, неко-
торые исследователи
Рис. 61. Влияние предварительной нагрузки и
периодических высоких нагрузок на долговеч-
ность алюминиевых деталей под действием
пульсирующего растяжения (Хейвуд [238]):
I — полоса разброса для предварительного нагру-
жения; П — полоса разброса для периодических
высоких Нагрузок; Nр — число циклов при предвари-
тельных перегрузках; N — число циклов без пере-
грузок
применяли метод, из-
вестный как программное испытание. Метод состоит в том. что
образец, деталь или конструкцию подвергают испытаниям с ин-
тервалами по блокам нагружения, включающим ряд различных
амплитуд напряжения, каждая из которых действует определен-
ное число циклов, пропорциональное их распределению в рабочих
условиях [657].
При таких испытаниях сначала надо определить спектр на-
грузки в рабочих условиях, т. е. их распределение, величину и ча-
стоту нагрузок, которые встречаются в процессе нормальной ра-
боты детали. Большинство измерений нагрузок в процессе рабо-
ты проводилось на самолетных и автомобильных деталях, и
в результате находили частоты, с которыми встречались нагрузки
разной величины, получая кривую плотности распределения.
Гасснер (239, 240], например, констатировал, что нагрузка на
автомобильные детали, такие как рычаги управления, шарниры
управления и пружины, а также крылья военных самолетов и
111
шасси подчиняются функции биноминального распределения, в то
же время нагрузки на крылья пассажирских и транспортных са-
молетов описываются функцией логарифма биномиального рас-
пределения. Тип программного циклического нагружения, ис-
пользованного Гасснером, показан на рис. 62. Гасснер устано-
вил, что на усталостную долговечность не влияет ни размер бло-
ка, ни увеличение числа уровней напряжения выше восьми. На
результат может значительно влиять устранение низшего уровня
напряжения, если даже он ниже предела усталости. В програм-
мных испытаниях образцов с отверстием из алюминиевого сплава
исключение низшего уровня напряжения (действовавшего 80%
от общего числа циклов) увеличило в 2—3 раза число циклов до
бд
бдтаж
1,000
0,74
0,47
0,22
0
0,22 •
0,47 •
18 А ------------
201120 Число циклов
. 71Г'‘171'1\
295Г Т295 \
S LW'
lias ’гч^СЛЛ
--J спп 7200'
~ ^48500 _Г
Ш5ч^—ГЧ8500
Рис. 62. Тип программного
циклического нагружения (ло-
гарифм биноминального распре-
деления) для долговечности
при испытаниях в условиях
службы (Гасснер [239]):
А — блок нагружения с W т =
= 10е: L — низкоскоростной при-
вод усталостной машины (1—
30 об/мин); S — высокоскоростной
привод (500—3000 об/мин)-, оа тах—
амплитуда максимального напря-
жения No — номер уровня напря-
жения

3
7
о
5
разрушения, даже если напряжение при этом уровне составляло
только 5—6% от максимального действующего.
Каждое программное испытание включает несколько упро-
щающих допущений; например, периоды отдыха опускают, поло-
жительные и отрицательные циклы нагрузки объединяют, чтобы
образовать полный цикл, а полные циклы нагрузки располагают
в некотором регулярном порядке непрерывного ряда. Фрейден-
таль [241], спроектировавший машину, создающую напряжение
различных амплитуд в произвольном порядке, показал, что по-
следовательность нагружения может влиять на результаты испы-
таний. Тем не менее, Гасснер, который провел много программ-
ных испытаний на деталях самолета и автомобиля, утверждает,
что их результаты хорошо согласуются с долговечностью в рабо-
чих условиях.
Так как программные или спектральные испытания наиболее
соответствуют рабочим условиям, интересно сравнить результа-
ты таких испытаний с линейным повреждением; значения накоп-
ленного циклового отношения, полученные из программных ис-
пытаний, приведены в табл. 23. Результаты, полученные при из-
гибе с вращением, большей частью дают накопленное цикловое
отношение меньше 1, некоторые из значений являются действи-
тельно очень низкими, так что линейный закон повреждения дает
завышенную оценку долговечности, часто с большим запасом.
112
Заказ 893
Таблица 23
Накопленное отношение циклов, определенное из программных или спектральных испытаний
Материал Вид нагружения Число полученных результатов Число испытаний для каждого результата Тип спектра Накопленное цикловое отноше- ние У Источ- ник
24S-T4 (A1-CU) Изгиб с вращением Г 14 13 падкие образи 10 10 [Ы Синусоидальный Экспонентный 0,43-1,41 ] 0,33-1,00 J [242]
75S-T (Al-Zn) То же 4 12 Различный, в произвольной п осл едовательности 0,37-1,25 [243]
24S-T, плакированный лист Пульсирующее растяжение 8 2-5 Нагрузки на самолет при не- спокойном воздухе 0,69—1,35 [244]
75S-T, плакированный лист То же 4 4 2 2-3 То же Нагрузки при маневрировании самолета 0,79—0,98 0,82—1,64
Образцы с надрезом
24S-T Изгиб с вращением 2 7—8 Произвольные* 0,29—0,34 [245]
24S-T, плакированный лист Пульсирующее растяжение 4 3 Нагрузки на самолет при не- спокойном воздухе 0,9-3,0 [244]
ДТД 363А (Al-Zn) То же 3 6 То же 1,06—2,04 [246]
со
Продолжение табл. 23
Материал Внд нагружения Число полученных результатов Число испытаний каждого результата Тип спектра Накопленное цикловое отноше- ние у — к Источ- ник
Цетали и конструкции
Клепаное соединение 24S-T, плакированный Пульсирующее растяжение 5 2—4 Нагрузки на самолет при неспокойном воздухе 0,64—2,3
Клепаное соединение 24S-T, плакированный То же 3 2 Нагрузки при маневрирова- нии самолета 1,2-2,3 [2441
5 2-4 Нагрузки на самолет при неспокойном воздухе 1,3—4,7
Клепаное соединение 75-ST, плакированный 3 2 Маневровые нагрузки 1,4—2,6
Панель крыла самоле- та 4 1 Три уровня напряжения 1,28-1,61 [247]
Автомобильные сталь- ные детали Изгиб с вращением То же 3 3 Логарифм бинома То же 0,3-0,6 0,1—0,12 [239]
» > 2 » 0,003-0,018 .
• Принимается, что каждый максимум напряжения эквивалентен синусоидальному колебанию одной и той же максимальной амплитуды
приблизительно при нулевой средней нагрузке.
Наибольшее расхождение имеет место в результатах, приведен-
ных Гасснером (239], вероятно потому что размах напряжения из-
меняется в широких пределах (см. рис. 62). Действие случайных
высоких напряжений может быть достаточным для начала воз-
никновения усталостных трещин, которые могут затем распрост-
раняться при напряжениях ниже первоначального предела уста-
лости. Результаты программных испытаний при растяжении с
асимметричным циклом отличаются от результатов испытания
при изгибе с вращением. Для гладких образцов результаты ис-
пытаний алюминиевых сплавов хорошо согласуются с линейным
законом повреждения, в то время как для образцов с надрезом и
деталей накопленное цикловое отношение в среднем значительно
выше единицы. Это объясняется положительным влиянием ос-
таточных напряжений, вызванных высокими нагрузками.
Можно сделать вывод, что линейный закон повреждения яв-
ляется полезной зависимостью для приблизительной оценки ус-
талостной долговечности, однако он не дает возможности надеж-
но определить долговечность для всех условий переменного на-
гружения. Несколько попыток было сделано, чтобы вывести не-
линейные законы [221, 248, 249], но ни один из них не удовлет-
ворял всему диапазону условий из-за сложного характера ус-
талостного процесса и влияния таких факторов, как остаточное
напряжение и деформационное старение. Для практики, где на-
дежная оценка усталостной долговечности является существен-
ной, должны проводиться программные испытания натурных де-
талей или конструкций.
Влияние частоты циклического нагружения
Большинство машин работает при частоте между 500 и 10000
циклов в минуту; в этом диапазоне частота испытания мало
влияет на сопротивление усталости большинства материалов.
Вообще, наблюдается небольшое уменьшение предела уста-
лости с понижением частоты. Имеются два фактора, которые мо-
гут способствовать этому явлению. Во-первых, долговечность мо-
жет быть связана с величиной пластической деформации в про-
цессе каждого цикла изменения нагружения, при высоких часто-
тах это время мало для того, чтобы произошла деформация,
так что результирующее повреждение может быть меньше. Этот
эффект имеет более важное значение при высокой темпера-
туре.
Во-вторых, известно, что атмосферная коррозия снижает пре-
дел усталости некоторых материалов; более значительного по-
нижения следует ожидать при низких частотах. Другим факто-
ром является повышение температуры материала с повышением
частоты из-за гистерезиса.
8* 115
Для сталей частота 200—5000 цикл/мин не влияет на предел
усталости, однако при повышенных напряжениях ее влияние ста-
новится значительным. Это иллюстрируется некоторыми резуль-
татами, опубликованными Вейсом [250] и приведенными в
табл. 24. Испытания при пульсирующем растяжении с низкими
Таблица 24
Влияние частоты испытания на сопротивление усталости сталей
и легких сплавов (Вейс [250])
Состав Отношение Состав Отношение
материала пределов материала пределов
и марка усталости и марка усталости
а. при 103 цикл/мин Алюминиевый сплав
Сталь — —-— о . при 8 • 103 цикл/мин
а_, при зьи цикл/мин
0,12%С 1,07 a_i при 350 цикл/мин
0,25%С 1,05 Al-Cu (17S-T) 1,01
0,35%С 1,05
0,60%С 1,00 Al-Cu (24S-T) 1,00
3%Ni 1,02
3%Ni; 0,8%Сг 1,03 Al-Zn (75S-T) 1,03
3%Ni; 0,8%Сг; 0,3%Мо 1,02
4%Ni; 1%Сг 1,01 Al-Mn (ASIS-T) 1,00
скоростями нагружения проводились на гидравлическом пульса-
торе Амслера усилием 10 т, а при высоких скоростях — на виб-
рофоре Амслера; база испытаний составляла 106 циклов. Резуль-
таты в конце таблицы показывают, что эффект частоты меньше
для алюминиевых сплавов, чем для сталей. Подобный результат
был получен Обергом и Траппом [166] при испытаниях алюминие-
вых и магниевых сплавов на изгиб с вращением с частотой 90 и
104 цикл/мин и Смитом [163] при испытаниях с осевым нагруже-
нием листовых образцов из алюминиевого сплава при 12 и
103 цикл/мин. При частотах выше 104 цикл/мин пределы устало-
сти вообще возрастают с ростом частоты. Испытания при очень
высоких частотах вызывают экспериментальные трудности и по-
этому результатов исследований при этих частотах опубликовано
мало. Частота 106 цикл/мин была достигнута в 1929 г. с помо-
щью пневматической резонансной системы [61]; в последние го-
ды также проводились испытания при высоких частотах [45, 60,
62]. Интерес к таким испытаниям возник в связи с тем, что высо-
кие частоты сокращают время испытаний и позволяют испы-
тывать непосредственно детали, такие как турбинные лопатки,
подвергающиеся в рабочих условиях вибрациям при очень высо-
ких частотах.
116
Лемейс и др. (63] испытывали ряд сталей при частотах до 15-
• 104 цикл/мин, используя резонансную пневматическую систему
(рис. 63). Предел усталости всех ферритных сталей заметно уве-
личивался вплоть до 105 цикл/мин, но при дальнейшем повыше-
нии частоты он резко снижался.
Авторы утверждают, что это возникает не из-за эксперимен-
Рис. 63. Влияние частоты на предел
выносливости сталей при симметрич-
ном цикле (N = 108) [63]:
1 — En ЗОА (4% N1; 1% Сг); 2 — 2’/2%
Cr-Mo-W-V; 3 — 2'/а% Cr-Mo-W-V; 4 —
12% N1, 25% Cr-W; 5 - En56A (13% Сг);
6 — En8(0,4% С; 0.25% N1); 7 — 36®/o NI.
12% Сг; 8 — ЕпЗА (0,2% С; 0,2% N1)
Рис. 64. Влияние частоты f на пре-
дел усталости цветных металлов при
симметричном цикле (W = 107):
1 — DTD30A, А1 сплав [60]; 2 — отожжен-
ная медь [61]; 3 — катаный алюминий
[61]
же способом, ведут себя по другому (рис. 63). Подобные резуль
таты были получены Дженкином (61] для меди и алюминия: ог-
раниченный предел усталости возрастает непрерывно с увеличе-
нием частоты (рис. 64), но предел усталости углеродистой стали
и армко-железа после достижения максимального значения (при-,
мерно около 6 -105 цикл/мин) понижается.
Возможно, что это результат некоторого физического процес-
са, происходящего в металле (подобный результат, возникающий
от деформационного старения, был получен для мягкой стали при
более низких частотах между 200 и 300°С). Если это так, следо-
вало ожидать аналогичного изменения свойств при статическом
растяжении, однако этого не наблюдалось. О влиянии частоты
на предел усталости в последнее время был сделан обзор Стифен-
соном [251].
Глава V
КОНЦЕНТРАЦИЯ НАПРЯЖЕНИЯ
Предполагается, что в длинной детали постоянного
или постепенно меняющегося сечения при осевом нагружении
напряжение распределяется равномерно по поперечному сече-
нию. Любое резкое изменение формы, такое как надрез, канавка
или отверстие, вызывает местное изменение в распределении
напряжения, которое зависит от изменения площади попереч-
ного сечения или очертаний. Аналогично, для других условий
нагружения предполагается, что вдали от места приложения
нагрузки напряжения будут распределяться в соответствии с
элементарной теорией сопротивления материалов, если детали
имеют постоянное или постепенно изменяющееся сечение.
Концентрация напряжения оценивается коэффициентом кон-
центрации напряжения а, который определяется как отношение
максимального местного напряжения в зоне концентрации к
номинальному напряжению в том же месте, вычисленному по
элементарной теории. При оценке влияния концентрации напря-
жения номинальное напряжение обычно вычисляется по сече-
нию нетто, если только не делается оговорки. Иногда более
удобно пользоваться номинальным напряжением, определенным
по полному сечению. Максимальное местное напряжение в
месте изменения формы можно определить теоретически, мето-
дом фотоупругости или непосредственным измерением деформа-
ции, при этом предполагается, что материал изотропный и под-
чиняется закону Гука. Сопротивление усталости значительно
снижается за счет концентрации напряжения, однако это пони-
жение часто меньше, чем это следует из коэффициента кон-
центрации а, подсчитанного в предположении упругого состояния
материала, и поэтому вводится понятие эффективного коэффи-
циента концентрации Ко , который определяется как отношение
предела усталости образца без концентрации к пределу уста-
лости образца с концентрацией напряжений. Зависимость
между Ко и а выражается коэффициентом чувствительности к
надрезу
9=-^-. (25)
118
Значение q обычно составляет от 0 до 1. Когда Ко = а,
q = 1 и материал полностью чувствителен к надрезу. Если
надрез не влияет на предел усталости, Ко = 1, q = 0 и материал
не чувствителен к надрезу. Однако установлено, что значение q
зависит не только от материала, но также от напряженного
состояния, размера образца или детали и долговечности, и q
нельзя рассматривать как постоянную материала. Влияние
надреза на предел усталости мягкой стали и алюминиевого
сплава показано на рис. 65.
Форма надреза и распределе-
ние напряжения по минимально-
му сечению, определенное мето-
дом фотоупругости, показаны на
ба
Рис. 66. Распределение напряжений
по минимальному сечению кругового
надреза испытуемого образца [14]:
1 — осевое напряжение; 2 — кольцевое
напряжение; 3 — радиальное напряжение
Рис. 65. Кривые а — N для гладких
и надрезанных образцов из мягкой
стали и алюминиевого сплава, испы-
танных при растяжении-сжатии [14]:
1 — 0,17% С, сталь, гладкие; 2 — А|
сплав 26SWP, гладкие; 3 — 0.17% С сталь
с надрезом; 4 — А1 сплав 26SWP. с над-
резом
рис. 66. Максимальное напряжение имеет место в вершине над-
реза и а = 3,5. Из рис. 65 видно, что для мягкой стали
в то время как для алюминиевого сплава
К„ = —— = 2,8.
6,75
Для образца, показанного на рис. 66, коэффициент чувстви-
тельности к надрезу для мягкой стали
и для алюминиевого сплава
119
Существуют две задачи расчета, которые должны быть ре-
шены в связи с концентрацией напряжений. Первая состоит в
получении конструкции с наименьшей концентрацией и вторая —
в определении предела усталости детали Для решения первой
должен быть определен коэффициент а, а для второ й— К°.
Определение коэффициентов концентрации напряжения
Теоретическое определение коэффициентов концентрации
представляет трудности; решения были получены только для не-
скольких простых геометрических форм. Они включают решения
двумерных задач, таких как неограниченная пластинка, имею-
щая круглое или эллиптическое отверстие или надрез, и осесим-
метричных трехмерных задач, таких как глубокий гиперболиче-
ский надрез в сплошном валу.
Теоретическое решение для распределения напряжения
около небольшого круглого отверстия в большой пластинке при
растяжении было найдено Инглисом [252]. Если растяжение
действует'на пластинку под прямым углом по отношению к
главной оси эллиптического отверстия, то максимальное напря-
жение действует по концам отверстия большой оси и коэффи-
циент концентрации
1 । 2а
а = 1 + —
О
(26)
где 2а и 2Ь соответственно длины большой и малой осей.
Это выражение можно записать так:

(27)
где R — минимальный радиус кривизны эллипса.
Это уравнение также приблизительно верно для мелких кру-
говых выточек в пластинке или в валу при действии растяже-
ния или изгиба; в этом случае а — глубина выточки, a R— ра-
диус кривизны основания выточки. Для вала с мелкой круговой
выточкой при действии кручения коэффициент концентрации

(28)
Кокс {204] показал теоретически, что уравнение для нормаль-
ного напряжения дает хорошее приближение при определении
коэффициента концентрации у выточек различных форм при
условии, что глубина выточки мала по сравнению с шириной
120
пластинки. Он нашел, что уравнение (28) недостаточно точно,
и предложил другое уравнение
“кр=1+^|/ (29)
где коэффициент К уменьшается от 1 до ’/г по мере уширения
выточки.
Для полукруглой выточки (например, профиль основания
шлиц в валу) коэффициент концентрации
“«р = 1+41/т- <3°)
Можно отметить, что значения а, полученные из всех приве-
денных выше уравнений, увеличиваются с уменьшением радиуса
выточки. Это характерно для всех геометрических форм вы-
точек.
Значения коэффициентов концентрации для надрезов раз-
личных форм были получены теоретически Нейбером [72]. Он
разработал решение для мелкого эллиптического надреза и для
глубокого гиперболического надреза в бесконечной пластине.
Для промежуточных форм надрезов значение а определялось с
помощью квадратичной зависимости, удовлетворяющей гранич-
ным условиям. По этой зависимости можно оценить а для
большинства канавок и надрезов с достаточной точностью [253].
Однако многие формы надрезов не поддаются теоретическо-
му анализу, поэтому требуются другие методы исследования
напряжения.
Непосредственные измерения деформации могут проводиться
либо малобазными механико-оптическими тензометрами, либо
датчиками сопротивления. Трудность этих методов состоит в
изготовлении датчиков достаточно малой базы, позволяющих
точно определять коэффициент концентрации и обеспечивающих
достаточную чувствительность. Поэтому они более подходят
для измерений на больших деталях. Непосредственно можно
измерить коэффициент концентрации с помощью хрупкого лака,
которым покрывают поверхность образца или детали [254].
При нагружении, когда достигается определенная деформация,
лак в месте'концентрации напряжения трескается; по этой дефор-
мации можно оценить максимальные напряжения. Местные де-
формации можно также измерить с помощью рентгеновских лу-
чей, но этот метод относительно мало чувствителен, и можно по-
лучить ошибочные результаты при наличии остаточных напря-
жений в поверхностных слоях образца.
Наиболее эффективным экспериментальным методом являет-
ся поляризационно оптический метод (фотоупругость); принцип
метода достаточно хорошо известен. Фотоупругие модели обычно
121
двухмерные, но при использовании специальных методов можно
получить распределение напряжений в трехмерных моде-
лях. Можно использовать, например, метод «замораживания»
напряжений в модели при нагружении с помощью термической
обработки, после которой модель разрезается на тонкие пла-
стинки и каждая пластинка исследуется как двухмерная модель.
При соответствующих предосторожностях, исключающих иска-
жение полос на краях моделей вследствие влияния механиче-
ской обработки, можно получить точные результаты для моде-
лей сложных форм. Вопросы анализа напряженного состояния
подробно рассматриваются в «Справочнике по эксперименталь-
ному исследованию напряжений» [2], имеется также ряд книг по
фотоупругости [255—257]. Питерсон [253] сопоставлял результаты
теоретического и экспериментального анализа напряжения при
составлении им расчетных коэффициентов концентрации. Он
рассмотрел концентрацию напряжений в образцах с канавками,
буртиками и отверстиями и дал дополнительные сведения по
деталям машин, таким как зубчатые колеса и спиральные пру-
жины. Коэффициенты концентрации даны также Хейвудом
[256] и Королевским авиационным обществом [81]. Некоторые
данные для штифтовых соединений, буртов и отверстий приве-
дены также в гл. IX (см. рис. 127, 138 и 141).
Факторы, влияющие на чувствительность к надрезам
Много экспериментов было проведено для определения
снижения предела усталости, вызванного надрезом [258, 259].
Данные этих экспериментов трудно сопоставить из-за различ-
ных условий испытаний. Если считать, что материалы совершен-
но упруги, то предел усталости должен зависеть от значений
максимальных напряжений и Ко должен быть равен а. В дей-
ствительности К а часто меньше, чем а, что вызывается рядом
факторов, способствующих их расхождению.
В процессе циклического напряжения иногда происходит
пластическая деформация и в результате максимальный размах
напряжения получается более низким, чем это определяется
анализом упругого распределения напряжений.
Более важным фактором является роль размера сечения и
влияние градиента напряжения. Установлено, что предел уста-
лости металла возрастает по мере того, как объем материала,
на который действует максимальный размах напряжения,
уменьшается, и так как область высоконапряженная в зоне
концентрации напряжения весьма локализована, это может
способствовать повышению предела усталости в зоне концентра-
ции напряжения. Наличие двухосных или трехосных напряжен-
ных состояний в надрезе и остаточные напряжения, возникаю-
122
щие в процессе изготовления, также могут влиять на сопротив-
ление усталости при концентрации напряжения.
Влияние выбора критерия разрушения. Разница между Ка
а может также возникнуть, если разрушение не описывается
критерием максимального главного напряжения. Однако для
большинства надрезов максимальное напряжение действует на
поверхности, где одно из главных напряжений равняется нулю,
и если два других главных напряжения имеют один и тот же
знак, критерий максимального касательного напряжения дает
те же результаты, что и критерий максимального главного на-
пряжения. Разница между этими коэффициентами получается,
если усталостное разрушение определяется энергией максималь-
ной деформации сдвига. Если коэффициент концентрации напря-
жения а' выражен через приведенные напряжения, основанные
на этом критерии, то при равенстве нулю одного из главных на-
пряжений
а' = а/(1 — с-Ьс3); (31)
О2
где с = —— .
сттах
Значения а' приведены Питерсоном [253]. Хотя указанный
критерий для усталости не является надежным, но разница ме-
жду а и а', данная приведенным выше уравнением, всегда
меньше 15%.
Пластическая деформация. Некоторые материалы имеют
способность деформироваться пластически при каждом цикле,
даже при размахах напряжения ниже предела усталости, по-
этому они менее чувствительны к надрезам, чем материалы, не
обладающие такой способностью.
Была сделана попытка заранее количественно вычислять это
влияние измерением переменной деформации в процессе уста-
лостных испытаний [14]. В табл. 25 приведены значения Ла,
определенные на этой основе для ряда образцов с поперечным
отверстием, для которых а = 2,3.
Значения, приведенные в таблице, показали, что для долго-
вечности 107 циклов значительный эффект от пластической
деформации ожидается только для стали с 0,17% С и аустенит-
ной стали. Следует отметить, что приведенные в табл. 25
значения К а применимы для условий осевого нагружения; при
изгибе пластическая деформация влияет на предел усталости
как гладкого, так и надрезанного образцов, и поэтому меньше
влияет на Ко.
Значения 7<0, полученные экспериментальным путем из срав-
нения пределов усталости при осевом нагружении гладких и
надрезанных образцов для материалов, приведенных в табл. 25,
большей частью ниже, чем вычисленные значения. Эту разницу
123
Таблица 25
Оценка влияния пластической деформации на Ка
для образцов с поперечным отверстием, испытанных
при нормальном напряжении, а = 2,3
Материал Тер мообр аботка %>в кГ/мм* Значение Ка при
10» 10° 10’
Аустенитная сталь (18%Сг; 12%Ni; 1 %Nb) Нормализованная 60,5 1,3 1,7 1,7
Сталь (0,17% С) Сталь (0,5% С) Закаленная 47,0 1,5 1,7 1,0
и отпущенная 141,0 2,1 2,3 2,3-
Никелехромомолибденовая сталь То же 126,0 2,3 2,3 2,3
Чистая медь Отожженная 25,4 1,5 1,9 2,2
Сплав А56 (А1 — 5 % Mg) После прокатки 28,2 2,3 2,3 2,2
Сплав 26S (А1-Си) Полностью термообработанный 54,3 2,2 2,3 2,3
2,0
7,8
1,6
7,4
1,2
Я'пл
2,2
Разрушение:
х — 107иикло6
• — 10* „
о — ю6 »
+ — 106и107>*
’’°1,0 7,2 7,4 1,6 1,8 2,0 Кб
Рис. 67. Сравнение коэффициента
концентрации аПл (распределение
напряжений с учетом пластических
деформаций) и эффективного ко-
эффициента концентрации Ко [14]
можно отнести за счет влияния небольшого размера испытан-
ных образцов, но соответствие оказывается достаточно хоро-
шим, чтобы показать, что способность материала к пластиче-
ческой деформации при цикличе-
ском напряжении определяет по-
ниженную чувствительность к на-
дрезам. Это можно иллюстри-
ровать. введением коэффициента
•концентрации напряжений сспл, оп-
ределяемого с учетом пластиче-
ского деформирования, представ-
ляющего собой отношение наи-
большего напряжения в области
надреза, вычисленного на осно-
вании динамической кривой де-
формирования к соответствующе-
му номинальному напряжению.
Из рис. 67 видно, что имеется до-
вольно близкое соответствие ме-
жду апл и К0.
Величина пластической де-
формации, которая возникает в
процессе циклического изменения
напряжения, связана непосредственно с демпфирующей способ-
ностью, но так как демпфирование заметно зависит от размаха
напряжения, то зависимость между демпфированием и чувстви-
тельностью к надрезу может быть установлена только тогда,
когда демпфирование измеряется при том же размахе напряже-
124
ний, действующих в процессе испытаний на усталость. Были сде-
ланы многочисленные попытки связать чувствительность к над-
резу с другими механическими свойствами, однако они оказа-
лись безуспешными.
Влияние размера. Вероятно, наиболее важным фактором, вли-
яющим на Ко и, следовательно, на чувствительность к надрезу,
является размер детали [260].
Филипс и Хейвуд [261] испытывали при осевом нагружении
гладкие образцы и образцы с поперечным отверстием различ-
ных размеров. Образцы с отверстием были геометрически
подобны; диаметр отверстия составлял одну шестую диаметра
образца. Результаты для мягкой стали (рис. 68) показали, что
и Й 7 к до 20 зо to 50 (Гw
Рис. 69. Влияние диаметра d сечения
образцов с поперечным отверстием на
эффективный коэффициент концентра-
ции при осевом нагружении [261]:
/ — сталь (2,5% NI, Сг); 2 — мягкая
сталь; 3 — мягкая сталь из другой
партии
Рис. 68. Влияние диаметра
d на предел усталости об-
разцов из мягкой стали при
осевом нагружении [261]:
1 — гладкие образцы; 2 — об-
разцы с поперечным отвер-
стием
предел усталости гладких образцов не зависит от размера, но
предел усталости образцов с отверстием с увеличением размера
понижается. Подобный результат был получен при испытании
образцов из никелехромистой стали; на рис. 69 показана зави-
симость К <г от диаметра образца для каждого материала.
Легированная сталь весьма чувствительна к надрезу для диа-
метров выше 25 мм, в то время как для мягкой стали Ко значи-
тельно ниже а при максимальном диаметре 61 мм.
На рис. 70 показаны результаты испытаний плоских образ-
цов с центральным отверстием [262]. Для очень малых отвер-
стий а ~ 3, но по мере того как размер отверстия увеличивает-
ся, а уменьшается и стремится к 2, если диаметр отверстия
приближается к ширине стержня. Однако предел усталости по
сечению нетто снижается вплоть до значения диаметра отвер-
стия, равного одной восьмой ширины стержня, а при дальней-
шем увеличении диаметра снова возрастает.
Если предел усталости гладких ненадрезанных образцов не
зависит от размера при осевом нагружении, то при испыта-
ниях на изгиб влияние размера становится заметным (рис. 71).
125
Небольшое изменение предела усталости наблюдается для диа-
метров 25—50 мм* но в среднем пределы усталости для сталей на
3, 10 и 15% повышаются с уменьшением диаметра от 25,4 мм
до 12,7, 6,35 и 3,1 мм соответственно. Подобные результаты бы-
ли получены при переменном кручении.
Данные для алюминиевых и магниевых сплавов менее зако-
номерны, но в общем подобны данным для сталей. Следует
отметить, что результаты, пред-
ставленные для каждого материа-
ла на рис. 71, были получены на
образцах, вырезанных из поверх-
ности прутков одного диаметра.
Влияние размера также прояв-
ляется, если сравнить прутки раз-
личных размеров, в зависимости
от размера слитка и от величины
обжатия от слитка до прутка.
Рис. 70. Влияние размера отверстия
на предел усталости плоских просвер-
ленных образцов из стали (0,36% С)
[262]
Рис. 71. Влияние диаметра d гладких
образцов на предел усталости при
изгибе с вращением:
1 — Ni-Сг сталь [116]; 2 — Сг-Mo сталь
АЕХ4130 [264]; 3 — сталь SAE1O45 (0,45%
С) [266]; 4 — сталь SAE1035 после про-
катки (0,34е/® С) [264]; 5 — сталь SAE1035
отожженная (0,34% С) [264]; 6 — глобу-
лярный чугун [267]; 7 — AI сплав 75S-T6
(Ю7 циклов) [135]; 8 — сталь SAE1020 по-
сле прокатки (0,22% С) [264]; 9 — алю-
миниевый сплав IG26 [268]; 10 — магние-
вый сплав AZM [268]; 11 — литой магние-
вый сплав A9v [268]; 12 — алюминиевый
сплав 17S — Т(5 • 10е циклов) [17]
В действительности различие между пределом усталости боль-
ших деталей машин и небольших образцов может быть больше,
чем ожидается по результатам рис. 71; это иллюстрируется
табл. 26.
Из таблицы видно, что влияние размера при изгибе с вра-
щением значительно больше, чем при кручении, но при кручении
126
Таблица 26
Влияние размера на сопротивление усталости больших
гладких стальных листов
Тип и материал образца Диаметр образцов в мм Вид нагружения Долго- вечность Предел усталости в кГ/ммг Источ- ник
Оси вагонов, сталь 0,4—0,5% С. Обра- зец 057,15 мм из той же стали Образцы из натурных j 152,5—177,5 1 38,0 7,62 Изгиб с вращением То же 85x10е 10е ю7 Около 12,5* 19,6 22,8 [270]
Никельхромомолибде- новая сталь То же 229 11,9 » 107 26,7 39,3 [271]
Сименс-мартеновская сталь (0,22% С) Сталь электрической плавки (0,22% С) Стальной вал (0,23% С) 124,5 9,9 124,5 9,9 248 143 76,2 » » » » Переменное кручение То же 2Х107 107 19,95 21,7 23,4 27,5 15,7** 15,7** 15,7** [663] [272]
Н икелехромомол ибде- новые стали SAE 86В45Н и 4150, ва- лы со шлифованной поверхностью HRC 52 76,2 Повторное кручение 2x10е 0 до 78,5 [273]
Сталь HRC 50 19,1 То же 2хЮБ 0 до 86,5 | [273]
* Наблюдался значительный разброс-
** Экстраполированы по результатам для
валов с различными переходными радиусами.
коленчатых валов Лер и Раф [274] наблюдали значительное
влияние размера на предел усталости. Ходжер и Нейферт пред-
полагали, что ряд факторов можно отнести к заметно влияю-
щим на результаты этих испытаний. Среди них можно отметить
остаточные напряжения и эффекты ориентированности, возни-
кающие в результате предшествующих обработок (валы были
механически обработаны, но перед испытанием не проходили
термообработки); местные изменения в размере зерна; шерохо-
ватость поверхности; повышение температуры в процессе
испытаний.
Некоторые данные о влиянии размера на предел усталости
при изгибе с вращением геометрически подобных надрезанных
образцов из стали показаны на рис. 72. Данные подобны резуль-
татам для гладких образцов, испытанных при изгибе, причем
наблюдается определенное влияние размера для диаметра мень-
ше 12,7 мм, но незначительное — для диаметров выше 12,7 мм.
Филипс и Феннер [257] установили заметное влияние размера
127
на листе сплава 14SWG как для гладких образцов, так и для
образцов с отверстием при осевом нагружении (табл. 27).
Таблица 27
Сопротивление усталости листов из алюминиевого сплава и мягкой стали
с отверстиями и без них (Филлипс и Феннер [275]).
Испытания при переменном растяжении, минимальное напряжение 31,4 кГ1ли&
Образцы Алюминиевый сплав ДТД 646В | Мягкая сталь
Ширина листа в лсм
18,75 | 114,3 | 228,6 | 18,75 | 228,6
Размах напряжения при разрушении на базе 10’ циклов
Гладкие 21 11,75 9,9 26,7 22,6
С отверстием* 144 36 9 3 14,9 11,75 9,9 8,95 7,85 9,4 7,06 8,95 7,06 18,8 20,7 11,8 12,1 11,0
* Цифрами указано отношение ширины образца к диаметру отверстия.
Наиболее вероятным объяснением снижения предела уста-
лости при увеличении размера является влияние остаточных на-
пряжений, возникающих в пластинках при выравнивании их
Кривая Сталь Надрез D rfmln ^min Источник
1 SAEX 4130 Полукруглая канавка 2 1,16 0,08 1 [264]
5 SAE 1035 То же 2 1.16 0,08 }
7 SAE 1020 > ж 2 1.16 0,08 J
3 0.45% С Бурт 1,43 2 0,25 ч
6 То же 2,04 2 0,0625
2 Никелемолиб- деновая Поперечное отверстие 2 — 0,125 I [265]
4 То же То же 2 — 0,25 J
Примечание: dmin — минимальный диаметр образца с канавкой или буртом или
диаметр образца с поперечным отверстием: D — максимальный диаметр образца с ка-
навкой или буртом; г — радиус канавки, отверстия или закругления у бурта.
Рис. 72. Влияние размера стальных образцов с надрезами на предел устало-
сти при изгибе с вращением
128
после термообработки или от редко распределенных дефектов.
Эти результаты иллюстрируют неточность определения пределов
усталости больших деталей по результатам испытаний неболь-
ших образцов. Другой интересной особенностью, выявленной в
результате исследований, является влияние размера отверстия
на предел усталости. При очень малом отверстии, для которого
коэффициент а приблизительно равен 3 вряд ли на столько же
уменьшается предел усталости и действительно некоторые об-
разцы разрушались по галтели на конце рабочей длины, а не по
отверстию.
Коэффициент а в галтели вычисленный составлял 1,35, а оп-
ределенный методом фотоупругости—1,2.
Теории подобия. Экспериментальные наблюдения показали,
что предел усталости не зависит от размера для гладких образ-
цов, испытанных при осевом нагружении, но возрастает с умень-
шением размера гладких образцов, испытанных при изгибе или
кручении, и для надрезанных образцов при всех видах напряжен-
ного состояния.
Объясняется это тем, что только в гладких образцах, испы-
танных при осевом нагружении, напряжение распределяется
равномерно по опасному сечению. Поэтому оказывается, что
влияние размера является следствием ограниченности зон
максимальной напряженности в материале; сопротивление
усталости возрастает по мере того, как объем материала в зоне
максимальной напряженности уменьшается, или другими сло-
вами, сопротивление усталости возрастает с ростом градиента
напряжения.
Чтобы объяснить эти явления были выдвинуты две гипоте-
зы — концепция роли дефектов и концепция элементарного
блока [276].
Концепция дефектов состоит в том, что все материалы со-
держат внутренние нарушения сплошности, за счет чего возни-
кает концентрация напряжений и что их сопротивление
усталости, включая влияние размера, можно объяснить на этой
основе.
Во-первых, если дефекты редко распределены, сопро-
тивление усталости будет зависеть от вероятности наличия
дефекта в области максимального напряжения. При равномер-
ном распределении напряжений вероятность наличия дефекта
будет высокой, в то время как в вершине острого надреза веро-
ятность будет низкой. Это дает в результате широкий разброс
долговечностей различно надрезанных образцов. Предполага-
лось, что некоторые формы пористости или интерметаллических
включений могут действовать в некоторых материалах как ред-
кие распределенные дефекты [276].
Во-вторых, влияние внутренних дефектов будет зависеть от
их размера по отношению к области высокой напряженности.
9 Заказ 893 129
Это можно проиллюстрировать, рассматривая влияние конструк-
тивного надреза. Если надрез в материале, содержащем много
внутренних дефектов, большой по сравнению с дефектами, То
ряд дефектов будет находиться целиком вне области высокого
напряжения в вершине надреза и предполагается, что Ка дол-
жен быть почти равен а. Если же размер надреза сравним с
размером дефектов, то среднее напряжение поперек любого
дефекта будет заметно меньше, чем максимальное напряже-
ние, и предполагается, что значение Ка будет много меньше,
чем а. Другими словами, если материал насыщен внутренними
концентраторами напряжений, то дополнение еще одного
концентратора приблизительно такого же размера не окажет
большого влияния. В чугуне графитовые включения могут рас-
сматриваться как присущие ему дефекты, и его сопротивление
усталости согласуется с понятием о роли дефекта. Во-первых,
сопротивление усталости чугуна почти полностью нечувствитель-
но к небольшим внешним надрезам и, во-вторых, при комбини-
рованном изгибе с кручением оно соответствует сопротивлению
усталости материала, содержащего дефекты [277]. Концепция
дефектов не может быть использована для пластичных метал-
лов. Кокс [204] показал, что если усталостное разрушение
является результатом концентрации напряжений при наличии
дефектов, то отношение предела усталости при кручении к пре-
делу усталости при изгибе не может быть меньше 0,75. Значе-
ния больше 0,75 получаются для чугуна, а также для пластич-
ных сталей, содержащих искусственные дефекты типа по-
перечных круглых отверстий, но для гладких образцов пла-
стичных металлов это значение обычно меньше 0,6 и всегда
меньше 0,75.
Теория элементарного блока состоит в том, что усталостное
разрушение определяется не максимальным, а средним напря-
жением в пределах элементарного блока определенного разме-
ра. Это означает, что более высокому напряжению может
сопротивляться материал при более высоком градиенте напря-
жений, что согласуется с наблюдаемыми данными. Эта теория
была впервые выдвинута Нейбером [72], взамен классической
теории упругости, которая была явно неприменима к суще-
ствующим материалам, при наличии острых надрезов. Он
приводит в пример стержень с мелким надрезом, для которого
при кручении теория упругости дает а = 1 + V а/К, и отмечает,
что если радиусы кривизны составляют только 1/10 000 глубины
надреза, то а, вероятно, не будет составлять ^значения 101. Не-
пригодность классической теории упругости в этом случае явля-
ется результатом допущения, что материалы являются однород-
ными, поэтому Нейбер вносит изменения в теоретические реше-
ния, считая, что материалы составляют многочисленные неболь-
шие, но конечные частицы (блоки). Он показал, что в этих усло-
130
виях коэффициент а для острых надрезов можно рассчитывать
по уравнениям теории упругости и предложил следующую эмпи-
рическую зависимость:
= , + (32)
которую можно переписать так:
^1 = .= —
a-i v 14- Yair
(33)
В этих формулах А — постоянная материала, необязательно
связанная с микроструктурой. Эта постоянная равна половине
ширины элементарной частицы (блока) и может быть определе-
на экспериментально. Уравнение может быть использовано для
того, чтобы описать результаты испытаний надрезанных об-
разцов.
Не установлено никакой количественной зависимости между
значениями Л, определенными экспериментально, и микрострук-
Рис. 73.
между
стью к
К«-1
Зависимость
чувствителыю-
надрезу q =
И ЧИСЛОМ П]
а — 1
зерен в области макси-
мального напряжения (по
оси абсцисс отложено
число зерен в пределах
области снижения на 5%
максимального напряже-
ния) [278]:
отверстия: о — углеродистая сталь; ф — легированная сталь; буртики;
А — углеродистая сталь; ▲ — легированная сталь
турой испытанных материалов. Возможно, это объясняется тем,
что на А влияют другие факторы, такие как пластическая де-
формация, наклеп и остаточное напряжение. Тем не менее, Пи-
терсон [275] показал, что на эффективность влияния размера
сказывается величина зерна. На рис. 73 показана зависимость,
найденная им между чувствительностью к надрезу, размером
надреза и величиной зерна. Влияние размера зерна было дока-
зано также Кэрри и Доланом [279], испытывавшими гладкие и
надрезанные электрополированные латунные образцы с различ-
ной величиной зерен. Они нашли, что разница между К а и а
может быть приблизительно оценена, если полагать, что разру-
шение определяется средним напряжением, действующим попе-
рек одного зерна.
9* 131
Наклеп и остаточные напряжения. Такие процессы, как шли-
фование, обработка резанием или полирование, являются при-
чиной наклепа тонкого поверхностного слоя материала и воз-
никновения остаточных напряжений в этом слое. Так как устало-
стные разрушения почти всегда распространяются от поверхно-
сти, наклеп может заметно увеличивать сопротивление усталости,
если поверхностные остаточные напряжения сжимающие
(см. гл. VI).
Чувствительность к надрезу тоже находится под влиянием
указанных факторов, так как степень наклепа и величина оста-
точного напряжения, видимо, выше на дне надреза, чем в других
местах. Влияние указанных факторов может также быть выше
на малых образцах и предположительно этим можно объяснить
влияние размера. Однако эксперименты на образцах, с которых
было снято остаточное напряжение или электрополированных
после обработки, показали, что это не так, хотя эффект размера
значительно уменьшился после указанных операций (262, 264].
Нераспространяющиеся трещины. Иногда обнаруживается,
что усталостные трещины, развившиеся в вершине очень острых
надрезов, достигая определенного размера, дальше не распро-
страняются. Их существование согласуется с теорией элементар-
ного блока Нейбера, так как концентрация напряжения в конце
трещины очень высока, но локализована в очень малом объеме.
Раз трещина распространяется от зоны высокого напряжения
вблизи надреза, то возможно, что, несмотря на наличие трещи-
ны, среднее напряжение перед ней в пределах нужного объема
может быть меньше первоначального в вершине надреза.
Нераспространяющиеся усталостные трещины возникают
тогда, когда переменное напряжение, необходимое для образо-
вания трещины, меньше напряжения, необходимого для ее рас-
пространения, которое и определяет предел усталости при
надрезе. Это явление оказывается, таким образом, еще одним
фактором, который должен быть рассмотрен при объяснении
чувствительности к надрезу. Исследование значения нераспро-
страняющихся трещин было проведено Фростом в Националь-
ной технической лаборатории [280, 281, 677].
Первые эксперименты связывались со скоростью роста тре-
щин и было четко установлено, что они достигают максималь-
ной длины на ранней стадии испытания и далее не развиваются.
Были проведены испытания плоских образцов с очень острыми
надрезами, в процессе которых можно было наблюдать развитие
трещины. Длина максимального распространения трещины за-
висела от характера надреза и размаха напряжения; наблюда-
лись трещины длиной до 0,5 мм.
Условия, определяющие возникновение и распространение
усталостных трещин, характеризуются результатами, получен-
ными при испытании надрезанных образцов из мягкой стали
132
(рис. 74). Все образцы имели надрезы глубиной 0,12 мм, но раз-
личные радиусы в вершине надреза (от 2,3 мм до минимально
возможного), чтобы получить диапазон значений а. Напряже-
ние, при котором возникла трещина, находилось в хорошем
соответствии с теоретическим значением, полученным делением
предела усталости гладкого образца (±26,4 кГ1мм2) на а.
Напряжение для распространения трещины, ’С другой стороны, не
зависело от а и радиуса в верши-
не и составляло постоянное зна-
чение 9 кГ/мм2. Таким образом,
когда коэффициент а превышал
критическое значение =
= 26,4/9 = 2,9, трещины образовы-
вались в вершинах надрезов, но
не распространялись.
Фрост показал, что перемен-
ное напряжение, необходимое
для развития трещины, зависит
от ее длины, и при условии, что
трещина мала по сравнению с
размером образца, предложил
уравнение
а3/ = k, (34)
где а — номинальное переменное
напряжение;
I — суммарная глубина над-
реза и трещины;
k — постоянная материала.
Глубина нераспространяю-
щейся трещины в вершине надре-
за обычно мала по сравнению с
глубиной надреза, так что напря-
жение, требуемое для распространения трещины, можно опреде-
лить приблизительно, подставляя в качестве I глубину надреза
в уравнении (34).
Следует отметить, что для надреза данной глубины это на-
пряжение равно минимальному пределу усталости материала;
его зависимость от глубины надреза для материалов, испытан-
ных Фростом, вычисленная по уравнению (34), показана на
рис. 75. Предел усталости будет выше, чем эти значения при
условии, что а < акрит. Зависимость между акрит и глубиной
надреза показана на рис. 76; этот график может быть исполь-
зован для определения возможности распространения трещины
в данных условиях. Можно видеть, что акрит увеличивается с
глубиной надреза и поэтому для геометрически подобных над-
резанных образцов есть критический размер, ниже которого
133
напряжения от коэффициента кон-
центрации а образцов с надрезом
из мягкой стали при изгибе с вра-
щением [280]:
1 — область, где трещины не образо-
вались; // — область образования не-
распространяющихся трещин по дну
надреза; L — теоретическое напря-
жение (±26,3/а) для образования тре-
щин по дну надреза; 2 — полное раз-
рушение; о — предел усталости по
напряжению возникновения трещины
по дну надреза; • — предел устало-
сти по полному разрушению
будут иметь место нераспространяющиеся трещины, а выше
которого они не существуют. Нераспространяющиеся трещины
более вероятны в небольших надрезанных образцах, чем в
больших деталях, находящихся в рабочих условиях.
Для значений среднего растягивающего напряжения, при
котором трещина остается открытой в течение нагрузочного
цикла, размах напряжения в вершине трещины удваивается, и
Фрост нашел, что для мягкой стали в этих условиях применимо
Рис. 76. Зависимость между акр
и глубиной надреза d из соотно-
шения икр = d/c [280]:
1 — хромоникелевая сталь; 2 — алю-
миниевый сплав; 3 — мягкая сталь
Рис. 75. Зависимость между мини-
мальным пределом усталости и
глубиной надреза t [280]:
/ — хромоникелевая сталь; 2 — мяг-
кая сталь; 3 — алюминиевый сплав
Следует отметить, что хотя усталостные трещины могут счи-
таться нераспространяющимися при лабораторных испытаниях,
наличие усталостной трещины в деталях машин в рабочих ус-
ловиях почти всегда является опасным. В рабочих условиях
редко сохраняется постоянство амплитуд нагрузок и наличие
перегрузок может оказаться достаточным для распространения
существующей усталостной трещины и даже может вызвать
разрушение [282].
Определение эффективного коэффициента концентрации
напряжений
При наличии концентрации напряжения данные испытания
на усталость трудно интерпретировать из-за многих факторов,
которые влияют на разрушение, особенно из-за влияния разме-
ра образцов. Вместо рассмотрения табличных данных будут
рассматриваться в основном эмпирические зависимости, выве-
денные по экспериментальным данным для определения преде-
лов усталости. Значительное количество данных по испытаниям
надрезанных образцов приводится Гровером, Гордоном и Джек-
соном (135] и Куном и Хардрасом (283].
134
45
30
15
Наиболее широко использовалась эмпирическая зависимость
(32), предложенная Нейбером.
В этом уравнении влия-
ние размера учитывается с
помощью радиуса R, а раз- 7w2
личия в материале — с по-
мощью постоянной А. Были
предложены другие подоб-
ные зависимости [284, 285],
но они не имели значитель-
ного преимущества перед за-
висимостью Нейбера.
Сталь. Полученные для
сталей экспериментальные
данные удовлетворяют зави-
симости Нейбера, причем
для разных сталей должны
выбираться разные значения
постоянной материала. На
рис. 77 показана зависи-
мость между пределами ус-
талости гладких и надрезан-
ных образцов для сталей
различного состава, нанесенная в зависимости от предела проч-
ности при растяжении. Все результаты были получены Помпом
и Хемпелем [286] при осевом нагружении гладких и надрезанных
О 60 до 120 бвр кГ/мм1
Рис. 77. Зависимость между пределом
выносливости гладких и надрезанных
образцов из кованой стали и временным
сопротивлением на разрыв [286].
Усталостные испытания при осевом нагруже-
нии [286]. Размеры образцов с V-образным
надрезом (60°): Omax-8 мм' dmin“ 7 мм’
радиус надреза 0,1 мм; а — 4,4; 1 — гладкие
образцы; 2 — образцы с надрезом

мм
0,4
0,2
образцов одного и того же
размера и с надрезом одина-
ковой формы. Результаты для
гладких и надрезанных образ-
цов ложатся на кривые, кото-
рые расходятся по мере роста
предела прочности при растя-
жении; это свидетельствует о
том, что чувствительность к
надрезу связана с пределом
прочности при растяжении и
возрастает с его увеличением.
Кербер и Хемпель [287] полу-
чили подобные результаты при
испытаниях стальных образцов
с отверстиями и надрезами при
осевом растяжении, изгибе и кручении; подобные результаты на-
блюдались другими исследователями, хотя имеются некоторые
данные о том, что чувствительность к надрезу может падать при
очень высокой прочности на растяжение [99]. Это может быть по-
тому, что сопротивление усталости гладких образцов из высоко-
135
О 130 б Ср кГ/мм*
Рис. 78. Приблизительные значе-
ния постоянной материала А для
сталей в уравнении (32) [283]
прочных сталей понижается при наличии внутренних концентра-
торов напряжения, особенно включений. Кун и Хардрас [283} ана-
лизировали экспериментальные результаты для различных ста-
лей (исключая аустенитные нержавеющие стали) и определили
приблизительную зависимость между А в уравнении Нейбера
[уравнение (32)] и пределом прочности на растяжение (рис. 78).
Анализ включает результаты, полученные при испытании образ-
цов с поперечно просверленными отверстиями, буртиками и кру-
говыми канавками. (Для образцов с канавками уравнение Ней-
бера было видоизменено с учетом угла раствора профиля. Закон-
ность этой модификации сомнительна [284], но ее влияние на ре-
зультат не оказалось заметным.) Рассмотренные данные включа-
ют результаты, полученные для больших валов диаметром до
165 мм, предел усталости для них определялся так же точно, как
для малых образцов. Дорей и Смидлей [288}, испытывая валы
диаметром выше 25 мм, вывели эмпирическую зависимость, ко-
торая дает близкое соответствие с экспериментальными резуль-
татами. Однако эта зависимость не применима к малым и к очень
большим валам, кроме того, она не учитывает отношения мини-
мального диаметра вала к максимальному. Ейгерман [664] пока-
зал, что лучшее приближение экспериментальных данных можно
получить, относя постоянную Нейбера к пределу текучести, вме-
сто предела прочности при растяжении.
Значения А для четырех значений предела прочности на рас-
тяжение, полученные по кривой, данной Куном и Хардрасом,
использовались, чтобы определить зависимость между коэффи-
циентом чувствительности q и радиусом надреза; это показано
на рис. 79. Метод был предложен Питерсоном [285]; результи-
рующие кривые подобно кривым, выведенным им по экспери-
ментальным результатам. Из рис. 79 ясно, что для сталей высо-
кой прочности на растяжение рекомендуется при расчете брать
коэффициент концентрации а, если надрез не очень острый.
Подобный метод рекомендовался также для образцов из низко-
прочных сталей, и если надрез не острый, разброс в результатах,
согласно Хейвуду [284], составлял ±20% (без некоторых край-
них значений). Иногда приводимые результаты показывали
значения Ла, превышающие а. Это объясняется остаточными
растягивающими напряжениями в вершине надреза, возникаю-
щими в результате шлифования надреза, или несоосностью
нагружения. Такие результаты можно поэтому отнести к экспе-
риментальной ошибке, но как остаточные растягивающие на-
пряжения, так и несоосность нагружения часто имеют место на
практике.
Результаты, проанализированные Куном и Хардрасом,
большей частью были получены на относительно пологих над-
резах, для которых нельзя ожидать нераспространяющейся
усталостной трещины, поэтому предложенная ими эмпириче-
136
ская зависимость не может применяться к острым надрезам, в
которых возникают нераспространяющиеся трещины. При не-
распространяющихся трещинах значение q может быть значи-
тельно ниже, чем значения, показанные на рис. 79. Возможность
образования нераспространяющихся трещин для некоторых
материалов можно приблизительно оценить по рис. 76.
По имеющимся данным аустенитные нержавеющие стали
менее чувствительны к надрезу, чем другие металлы. Исследо-
вания показали, что предел усталости образцов из этих сталей
Рис. 79. Эмпирическая зави-
симость между коэффици-
ентом чувствительности к
надрезу q и радиусом над-
реза R для сталей с различ-
ным временным сопротивле-
нием [283]:
Кривая °вр в кГ[мм* А в мм
/ 172,7 0,00076
2 125,6 0,0152
3 78,5 0,076
4 47,0 0.218
5 — 0,508
6 — 2,54
с надрезом выше, чем без надреза. Двумя возможными причи-
нами этого является характерное для данного материала силь-
ное упрочнение при наклепе, а также его лучшая способность
деформироваться пластически без усталостного разрушения.
Результаты, приведенные в табл. 28 [289], показали, что чув-
ствительность к надрезу возрастает, если материал подвергался
упрочнению. Значение q даже после наклепа составляет только
Таблица 28
Влияние холодной обработки на чувствительность к надрезу нержавеющей
стали (20%Сг, 10% Ni). Испытания при изгибе с вращением при 10 600 цикл/мин.
Диаметр по дну надреза 6,75 мм, глубина надреза 0,675 мм, угол надреза 60°,
радиус по дну надреза 0,259 мм', а = 2,6
X арактеристика образца Предел прочности на растяжение в кГ/мм* Предел усталости в кГ/мм2 К<т Ч
Без надреза | С надрезом
После отпуска 58 24,5 39,5 0,8 0
После холодной протяжки 92,5 49,0 35,0 1,4 0,25
137
Таблица 29
Влияние кругового V-образного надреза на сопротивление усталости
литой стали и чугуна
Материал Одр в кГ/мм* Предел усталости в кГ/мм.1 (по Нейберу) Характеристика надреза Источник
Гладкий об- разец Образец с надрезом Угол в град Радиус по дну надреза в мм Минимальный диаметр в мм Глубина в мм
Литая сталь 57,6 23,2 18,2 1,28 2,2 60 0,38 5,6 0,89
(0,4% С) 66,2 26,4 19,6 1,34 2,2 60 0,38 1 5,6 0,89
Литая 78,2 36,0 23,4 1,54 2,2 60 0,38 5,6 0,89 [130]
легированная 88,6 44,1 24,5 1,80 2,2 60 0,38 5,6 0,89
сталь 102,5 42,9 28,4 1,51 2,2 60 0,38 5,6 0,89
118,0 54,4 33,8 1,61 2,2 60 0,38, 1 5,6 0,89
Литая 102,0 30,6 20,4 1,50 3,1 55 0,218 7,62 0,95
легированная 118,0 34,6 22,8 1,52 3,1 55 0,218 7,62 0,95
сталь 129,0 36,2 23,6 1,53 3,1 55 0,218 7,62 0,95
133,5 37,0 25,1 1,47 3,1 55 0,218 1 7,62 0,95
Графитизиро- 78,5 25,2 14,15 1,78 3,1 55 0,21в| 7,62 0,95
ванная литая
сталь
36,2 17,3 11,0 1,57 3,1 55 0,218 7,62 0,95
34,5 12,55 12,55 1,00 3,1 55 0,218 7,62 0,95
Серый чугун 40,75 18,5 17,3 1,09 3,1 55 0,218 7,62 0,95
с пластинчатым 37,7 15,7 15,7 1,00 3,1 55 0,218 7,62 0,95
графитом 39,2 16,5 16,5 1,00 3,1 55 0,218 7,62 0,95
32,7 14,1 11,8 1,20 3,1 45 0,254 8,42 1,8
47,6 18,5 16,5 1,09 3,1 45 0,254 8,42 1,8 1290]

62,7 29,8 17,2 1,73 3,1 45 0,254 7,65 1,35
67,5 29,0 16,5 1,76 3,1 45 0,254 7,65 1,35
Литой чугун 71,75 29,8 20,4 1,46 3,1 45 0,254 7,65 1,35
с глобулярным 61,00 29,8 15,7 1,90 3,5 45 0,254 10,6 3,6
графитом 62,5 27,5 14,9 1,84 3,5 45 0,254 10,6 3,6
63,5 29,0 16,5 1,76 3,5 45 3,254 10,6 3,6
67,0 26,6 12,55 2,13 3,5 45 0,254 10,6 3,6
35,4 18,85 16,5 1,14 3,1 45 0,254 7,65 1,35
Чугун 48,3 22,8 13,35 1,70 3,1 45 0,254 7,65 1,35
57,5 23,6 13,35 1,77 3,1 45 0,254 7,65 1,35
с глобулярным 61,0 25,2 13,35 1,88 3,1 45 0,254 7,65 1,35
графитом после 33,0 17,3 11,8 1,47 3,5 45 0.254 7.65 3,6
термообработки 36,2 18,1 14,1 1,28 3,5 45 0,254 10,6 3,6
40,5 20,4 12,6 1,63 3,5 45 0,254 10,6 3,6
138
0,25; это значение соответствует постоянной Нейбера А, при-
близительно равной 0,1 (см. рис. 79), и поэтому предполагается,
что материал относительно нечувствителен к надрезам больших
размеров. Следует отметить, что имеющиеся данные были полу-
чены для простых аустенитных сталей; высокопрочные аусте-
нитные стали такими свойствами не обладают.
Литая сталь и чугун. Материал отливок из стали и чугуна
обычно имеет более низкое сопротивление усталости, чем ме-
таллы такого же состава, обработанные давлением, но они ме-
нее чувствительны к надрезу. Это свойство можно объяснить
наличием внутренних концентраторов напряжения в литых ме-
таллах. Они понижают предел усталости, но надрез меньше
влияет на сопротивление усталости материала, уже содержаще-
го источники концентрации напряжения. Однако чувствитель-
ность к надрезу возрастает с размером надреза при данном раз-
мере дефектов, и если надрез значительно больше, чем внутрен-
ние дефекты, понижение сопротивления усталости будет прибли-
жаться к значению, соответствующему упругому распределению
напряжений. Результаты испытаний небольших образцов пред-
ставлены в табл. 29.
Чувствительность к надрезу образцов из кованой стали,
испытанных Расселом и Уелкером [291], сопоставима с чувстви-
тельностью высокопрочного чугуна и литой стали.
Алюминиевые сплавы. Для алюминиевых сплавов Кун сделал
попытку определить постоянную Нейбера в уравнении (32) по
экспериментальным данным [259, 292]. Он пришел к выводу, что
постоянная Нейбера была одной и той же для 24S-T (алюми-
ниево-медный сплав) и для 75S-T (алюминиево-цинково-маг-
ниевый сплав) и что значение А = 0,5 мм в достаточной мере
совпадает с экспериментальными результатами для обоих ма-
териалов. Для листов большинство вычисленных значений Ла
имело отклонения в пределах ±10% от экспериментальных
значений и почти все вычисленные большие значения Ка были
больше экспериментально установленных. С другой стороны,
испытания при изгибе с вращением показали больший разброс
результатов и многие вычисленные значения Ко не превышали
экспериментальных. Кун объяснял это различием в обработке
поверхности; большинство образцов без надрезов для испыта-
ний на изгиб полировали вручную, что повышало предел уста-
лости и коэффициент Ло.
Зависимость между q и R ддя А — 0,5 мм дается на рис. 79;
она показывает, что высокопрочные алюминиевые сплавы обла-
дают меньшей чувствительностью к надрезу, чем мягкая сталь.
Этот результат противоречит имеющемуся опыту и связан,
по-видимому, с тем, что для построения рис. 79 использовались
главным образом результаты испытаний листовых алюминиевых
сплавов. Применение этой кривой целесообразно для определе-
139
ния Ко для листов. Имея ® виду разброс в результатах при из-
гибе, целесообразно, как для сталей, отдавать предпочтение ра-
счету по коэффициенту концентрации а для поковок и штампо-
вок, за исключением очень малых надрезов (табл. 30).
Таблица 30
Влияние круговых V-образных надрезов на сопротивление усталости
алюминиевых сплавов (диаметр по дну^надреза 8,4 мм, глубина 1,9 мм,угол 60°)
Материал Ограниченный предел усталости в кПмм* (5 X 10е циклов) Радиус по дну надреза в мм
25S-T6 11,9 8,46 7,05 5,65 1,41 1,7 2,1 1 1,38 1,99 16—20 Без надреза 2,7 0,79 0,005
75S-T6 17,6 16,15 П,9 10,8 8,7 6,28 1,09 1,47 1,61 2,0 2,8 1 1,095 1,38 1,59 1,99 16—20 Без надреза 12,7 2,7 1,58 0,79 0,005
Для сплава 75S-T Ко приблизительно равно а для всех над-
резов, исключая очень острые надрезы, при которых, вероятно,
возникают нераспространяющиеся трещины. Результаты испы-
таний литых алюминиевых сплавов приведены в табл. 31 [144].
Коэффициент а для испытанных образцов составлял более 9,
что, вероятно, объясняется наличием нераспространяющихся
трещин; результаты, полученные Фришем [146] для образцов с
мелкими надрезами, также показали низкую чувствительность
к надрезу для литых алюминиевых сплавов.
Таблица 13
Влияние острого кругового V-образного надреза на сопротивление
усталости кованого и литого алюминиевых сплавов [143, 144]
(диаметр по дну надреза 8,45 мм, глубина 1,9 мм, угол 60°, радиус
по дну менее 0,025 мм)
Материал Число испытан- ных сплавов Ограниченный предел усталости при изгибе в кГ/мм1 (5X10* циклов)
Гладкий образец Образец с над- резом
Кованые сплавы 4 10,5—19,65 4,25—10,2
Сплавы отлитые в песок Непрерывная отливка в форму 28 4,25—9,1 2,82—7,06
сплавов 17 5,65—11,9 3,47—7,8
140
Другие металлы. Магниевые сплавы в состоянии поставки,
исследованные Бухманом (268], имели довольно низкую чувстви-
тельность к надрезам, но другие результаты показали изменение
сопротивления усталости приблизительно в соответствии с а
[166, 293, 294]; литые магниевые сплавы менее чувствительны к
надрезам [146, 293, 294]. Сопротивление усталости чистой меди
значительно снижается при наличии надреза; исследования по-
казали, что медь более чувствительна к надрезам, чем мягкая
сталь [14, 135, 295]. Для большинства материалов чувствитель-
ность к надрезам увеличивается с увеличением предела прочно-
сти на растяжение; для ряда материалов чувствительность к
надрезу приблизительно равна чувствительности к надрезу ста-
ли с таким же пределом прочности на растяжение. Это относит-
ся к медным [150] никелевым [295] титановым сплавам и к
титану [296—298].
Чувствительность к надрезам при малых долговечностях. Ста-
тическая прочность на растяжение надрезанных образцов
(по минимальному сечению) часто оказывается выше, чем
прочность при растяжении гладких образцов, из-за трехосного
напряженного состояния в надрезе и малых объемов материала,
на который действует максимальное напряжение в надрезанном
образце. Для усталостного разрушения кривые а — lg N для
надрезанных и гладких образцов сближаются, по мере того, как
число циклов до разрушения понижается, и могут пересечься
при долговечностях между 1 и 1000 циклов. Таким образом, на-
блюдается постепенное понижение чувствительности к надрезам
с понижением N, что можно частично объяснить усилением
влияния пластической деформации с ростом размаха напряже-
ния и частично увеличением доли числа циклов, приходящейся
на распространение трещины в образцах с надрезом при высо-
ких размахах напряжения.
На рис. 80 показана зависимость отношения ограниченного
предела усталости при изгибе к пределу прочности при растя-
жении от числа циклов N для надрезанных и гладких образцов
из стали и трех сплавов цветных металлов.
Результаты, полученные для сталей, подобны результатам,
приведенным Вейсманом и Капланом [161] для образцов с над-
резом, значения а для которых лежат между 2 и 2,5. Кривые
для сплавов цветных металлов располагаются ниже, чем для
стали, но если принять как для гладких, так и для надрезанных
образцов предельную кривую в виде прямой линии от точки,
соответствующей разрушению при 104 или 105 циклов до стати-
ческой прочности на растяжение для цикла, то это дает зани-
женную оценку ограниченного предела усталости.
Ограниченные пределы усталости при малых долговечностях
обычно ниже при осевом нагружении, чем при изгибе [161]. Не-
которые результаты для высокопрочных сталей показаны на
141
рис. 81, а для листовых образцов из стали и цветных металлов
и сплавов — на рис. 82 и 83. Испытания листовых образцов
(рис. 82) проводились при знакопеременном напряжении, по-
этому для предотвращения выпучивания применялись направ-
Рис. 80. Зависимость отношения огра-
ниченного предела усталости при из-
гибе с вращением к прочности при
растяжении от числа циклов для над-
резанных (сплошные линии) и глад-
ких (штриховые) образцов (радиус
надреза 7? = 0,25 мм; глубина t =
= 0,64 мм; dmin = 7,62 мм; d = 2,8):
1 — алюминиевый сплав 14S-T, Сдр —
53,4 кГ/мм? [1661: 2 — хромоникельмолнб-
деновая сталь SAE4340, аОд= 111,5 кГ1мм*-,
3 — магниевый сплав AZ80, а др —
— 37,7 кПмм* (166]; 4 — магниевый сплав
ZK60, а ьр - 33,0 кПмм* (166]
Рис. 81. Зависимость отношения огра-
ниченного предела усталости при осе-
вом нагружении к прочности при рас-
тяжении от числа циклов для гладких
и надрезанных образцов из высоко-
прочной стали (сгвр = 181 -т-
-4-204 кГ1мм* [117].
Гладкий образец диаметром 5.1 л.и; над-
резанный образец: глубина надреза * —
= 0,93 мм (60е); минимальный диаметр
rfmin -4’5 мм’ Рад,,Ус надреза для
а = 3 R — 0,23 мм. для а — 5 R —
— 0,07 мм:
/ — гладкие образцы; I/ — надрезанные
образцы, а — 3; /// — надрезанные об-
разцы, а — 5.
ляющие плиты; результаты, показанные на рис. 83, проводились
при пульсирующем растяжении.
Влияние среднего напряжения цикла на сопротивление уста-
лости образцов с надрезом. Сопротивление усталости деталей с
надрезами при действии напряжений с асимметричным циклом
можно представить диаграммой оа—а™, подобной диаграмме,
используемой для гладких образцов (см. рис. 48). На рис. 84 по
данным Смита [189] показано влияние средних растягивающего
и сжимающего напряжений цикла на предел усталости при осе-
вом нагружении. Большинство результатов получено при испы-
тании стальных образцов с надрезами, черной поверхностью
после литья и образцов, подвергнутых коррозионной усталости.
Их сопротивление подобно сопротивлению образцов без над-
142
Рис. 82. Зависимость отношения ограниченного предела усталости при осевом
нагружении к пределу прочности при растяжении от числа циклов для глад-
ких и надрезанных листовых образцов при осевом нагружении [164]:
глубина надреза 9,5 мм; минимальная ширина 38 мм; для а=2 радиус R- 8,1 мм; для
а *=• 4 радиус /?= 1,45 мм; толщина алюминиевых образцов 2,3 мм; толщина стальных
образцов 1,9 мм: 1 — образцы без надреза; //—образцы с надрезом, а — 2; /// — об-
разцы с надрезом; а=4; / — алюминиевый сплав 2024-ТЗ; овр « 50,2 кПмм2; 2 — сталь
SAE4130; сдр — 125,6 кПмм2; 3 — алюминиевый сплав 7075-Т6, сдр — 58,1 кПмм2
Рис. 83. Зависимость отношения режима 2оа пульсирующего напряжения на
пределе усталости к прочности при растяжении от числа циклов для гладких /
и надрезанных (II— а = 2 и III — а = 4) листовых образцов при осевом
нагружении [299]. Глубина надреза:
Глубина надреза 9,5 мм, минимальная ширина 38 мм; для а — 2 Я - 8,1 мм; для
а •= 4 R =• 1,45 мм; толщина алюминиевых образцов 3,17 мм; толщина образцов из
стали 347 1,63 jmjm; толщина образцов из стали 403 1,27 мм: 1 — алюминиевый сплав
61S-T6, авр- 33 кГ1мм2; 2 — нержавеющая сталь 347, 62,8 кГ(мм2; 3 — нержавею-
щая сталь 403, а 136,6 кГ1мм2
резов; под действием пульсирующего растяжения линия Гуд-
мана, проведенная через предел усталости при симметричном
цикле надрезанных образцов (ордината) и через предел проч-
ности на растяжение (абсцисс), дает оценку предела усталости
при нагружении асимметричным циклом для большинства ре-
зультатов, в то время как среднее сжимающее напряжение
увеличивает предельную амплитуду усталостного разрушения.
Влияние статического кручения на сопротивление усталости при
кручении показано на рис. 85. Статическое кручение снижает
сопротивление усталости и большинство результатов ложится
Рис. 84 Безразмерная диаграмма Я — М для надрезанных образцов из плас-
тичных металлов [189].
I. Образцы с надрезами (отверстия, канавки, буртики и ДР ):
/ — сталь (0,58% С), болт; 2 — сталь (0,47% С) болт; 3 — сталь (0,06% С) болт; 4 —
пружинная сталь; 5 — ковкий чугун, отпущенный; 6 — ковкий чугун, неотпущенный;
7 — сталь ST5011, отпущенная; 3 — сталь ST5011, отожженная; 9 — сталь (Cr-Ni); 10 —
сталь (0,07% С); 11 — сталь SAE3140, термообработанная; 12 — сталь (0,12% С);
II. Образцы, подвергнутые коррозионной усталости:
13 — сталь (17 — 1 Сг, Ni); 14 — сталь (18—8 Сг, Ni); 15 — дуралюмин; 16 — сталь;
17 — сталь отожженная; 18 — сталь отожженная
близко к линии Гудмана, соединяющей предел усталости при
симметричном цикле надрезанных образцов с пределом проч-
ности при статическом кручении.
Применение при расчете линии Гудмана, проведенной от
предела усталости при симметричном цикле, деленного на а, к
точке, соответствующей пределу прочности на растяжение (или
кручение), подтверждается экспериментальными результатами
для большинства материалов. Однако применение этой линии
может привести к ненадежному определению предела усталости
при асимметричном цикле нагружения образцов с надрезом из
сплавов с высоким отношением предела текучести к пределу
прочности при растяжении. Для этих материалов усталостные
разрушения могут происходить при напряжениях в вершине
надреза ниже предела текучести; в этих случаях как среднее
144
напряжение цикла, так и переменное напряжение, которым ма-
териал может сопротивляться, будут снижаться при наличии
надреза.
Ганн {300] описал метод, по которому можно построить
диаграмму цо — вт для образцов с надрезами из этих материа-
лов с помощью кривой напряжение — деформация, и показал,
что это дает более надежные результаты, чем линия Гудмана.
Упрощенный метод, описанный Ганном, для графического
построения диаграммы сга — Ош Для надрезанных образцов, по-
Рис. 86. Упрощенный метод по-
строения диаграммы оа — ат для
надрезанных образцов [300]:
/ — гладкий образец; 2 — образец с
надрезом
казан на рис. 86. Во-первых,
строится диаграмма цо — от
для гладких образцов, причем
в данном примере принимается,
Рис. 85. Влияние статического круче-
ния на предел усталости при круче-
нии надрезанных образцов из плас-
тичных металлов [189]:
1 — термообработанная сталь SAE3140
(поперечное отверстие); 2 — Tobin-брон-
за (поперечное отверстие); 3 — две пру-
жинные стали (испытание спиральных
пружин); 4 — девять пружинных сталей
(испытание спиральных пружин); 5 —
хромоникелевая сталь, круговой надрез;
6 — хромоникелевая сталь, коррозия; 7 —
ковкий чугун (неотпущенный), поверх-
ность после литья; 8 — ковкий чугун
(отпущенный), поверхность после лнтья.
что предел усталости гладких
образцов составляет 15,7 кГ/мм2, а предел прочности при растя-
жении (5вР = 47 кГ/мм2. Предел текучести от предполагается рав-
ным 31 кГ/мм2. На диаграмме проводят штриховые линии, огра-
ничивающие области, в которых не превышается от. Первую
часть диаграммы оа — От для надрезанных образцов (линия АВ)
проводят по кривой для гладких образцов, уменьшая как ампли-
туду напряжения, так и среднее напряжение цикла на коэффи-
циент концентрации а образцов; здесь он принимается равным 3.
Точка возникновения пластических деформаций В получается пе-
ресечением кривой оа — от и штриховой прямой, соответствую-
щей значению предела текучести у/а. Затем предполагается, что
из-за текучести среднее напряжение в надрезе не увеличивается
с дальнейшим ростом статической нагрузки, так что вычисленная
диаграмма наносится как линия АВС.
Штриховая кривая получается расчетом напряжений по кри-
вой деформирования и очевидно, что упрощенный метод по-
строения кривой АВС достаточно точен для практических целей.
Ю Заказ 893 1 45
На рис. 87 и 88 построения Ганна сравниваются с некото-
рыми экспериментальными результатами, приведенными Грове-
ром, Бишоном и Джексоном £301] для листовых надрезанных
образцов из алюминиевых сплавов 24S-T3 и 75S-T6. Пределы
текучести, использованные для построения, приведены авторами
и соответствуют, видимо, 0,2% остаточной деформации. Как
видно, для обоих материалов построение хорошо согласуется с
экспериментальными результатами, особенно для низких сред-
них напряжений цикла. Построение дает оценку в запас надеж-
б0
Рис. 87. Сравнение диаграммы ста —
Gm, построенной по методу Ганна, с
экспериментальными результатами
для осевого нагружения листовых об-
разцов из алюминиевого сплава
24S-T3 [301], от = 37,8 кГ1мм2\ овр =
= 51,2 кГ1мм\ усталостные результа-
ты для базы разрушения 107 циклов,
толщина листа 2,3 мм\
1 — диаграмма R — М для гладких об-
разцов; 2 — линия Гудмана; 3 — по-
строение Ганна для а “ 2; 4 — построе-
ние Ганна для а = 4; 5 — отверстие
37,1 мм, ширина листа ПО мм, а = 2;
6 — надрезы, R = 7,8 мм, t ” 9,5 мм,
ширина листа В » 57,2 мм; 7 — надрезы,
R = 1,45 мм, а — 4
Рис. 88. Сравнение диаграммы ов —
От, построенной по методу Ганна, с
экспериментальными результатами
для осевого нагружения листовых об-
разцов из алюминиевого сплава
75S-T6 [301], от = 54 кПмм2, овР =
= 57,8 кГ!мм2.
Усталостные результаты для базы раз-
рушения 10т циклов. Толщина листа
2,3 мм. Детали надреза такие же, как на
рис. 87: 1 — диаграмма оа — от для
гладких образцов; 2 — линия Гудмана;
3 — построение Ганна для а = 2; 4 —
построение Ганна для а = 4
ности для всех результатов; это частично объясняется тем, что
предполагается полная эффективность концентрации напряжений
и не предусматривается учет влияния размера и других факто-
ров, которые могут понижать полную чувствительность к надрезу.
Большее соответствие с экспериментальными результатами по-
лучается при построении диаграммы на основе предела устало-
сти при симметричном цикле для надрезанных образцов; такое
построение показано на рис. 87 для а = 2.
Однако эта методика не рекомендуется, если требуются рас-
четные данные для натурных деталей. Следует отметить, что
линия Гудмана дает преувеличенное сопротивление усталости
для многих результатов на рис. 87 и 88.
Из построения Ганна очевидно, что более высоким пределом
усталости при пульсирующем нагружении будет обладать ма-
146
териал с низким отношением предела текучести к пределу
прочности при растяжении. Это подтверждается сравнением
результатов для двух сплавов. Отношения предела текучести к
пределу прочности при растяжении составляют 0,74 для сплава
24S-T3 и 0,92 для сплава 75S-T6; несмотря на более высокий
предел прочности при растяжении и предел усталости гладких
образцов последнего сплава, первый имел более высокое сопро-
тивление усталости надрезанных образцов при высоких средних
напряжениях цикла.
Некоторое затруднение может возникнуть при определении
эффективного коэффициента концентрации Ко при асиммет-
ричном цикле.
Руководство по испытаниям на усталость [39] дает следующие
два варианта определения:
1) отношение между амплитудой напряжения для гладких
полированных образцов и амплитудой напряжения образцов с
надрезом при одном и том же номинальном значении среднего
напряжения цикла и одном и том же значении 7V;
2) отношение между максимальным напряжением цикла для
полированных гладких образцов и максимальным напряжением
цикла для образцов с надрезом при одних и тех же значениях R
(отношение минимального напряжения цикла к максимальному
напряжению) и N.
Первое определение основывается на предположении, что
наличие надреза влияет только на амплитуду напряжения и не
влияет на среднее напряжение. Значения Ки, определенные этим
путём могут превышать а (см., например, рис. 88). Второе опре-
деление основывается на предположении, что надрез влияет как
на среднее, так и на амплитуду напряжений. Значения К<у, вы-
численные этим путем, ниже значений по первому определению
и обычно не превышают а.
Распространение усталостной трещины
Не всегда можно обеспечить такой уровень переменных ’на-
пряжений, действующих на детали так, чтобы усталостные тре-
щины никогда не появлялись. Поэтому необходимо периоди-
чески проводить контрольный осмотр работающих деталей, что-
бы усталостные трещины, развиваясь, не вызывали полного раз-
рушения. В этих случаях необходимо знать скорость распростра-
нения усталостных трещин. Однако скорость распространения
трещины зависит от материала, наличия концентрации напряже-
ния и условий нагружения, поэтому ответить на этот вопрос труд-
но. На основе малого числа исследований можно лишь характе-
ризовать влияние упомянутых факторов.
Рассмотрим, на какой стадии работы под переменным на-
пряжением в детали появляется усталостная трещина.
10* 147
Последние металлографические исследования показали, что
микроскопические усталостные трещины могут наблюдаться на
очень ранней стадии действия переменного напряжения. Однако
это не относится к практическому вопросу обнаружения уста-
лостных трещин в рабочих условиях и более существенной яв-
ляется оценка различия между микротрещинами и макротрещи-
нами [302].
Эта оценка является произвольной и для практических целей
считается, что макротрещина должна быть такой, чтобы ее мож-
но было увидеть либо невооруженным глазом, либо с увеличи-
тельным стеклом с помощью методов обнаружения трещин
магнитными способами или проникающими красками. Это при-
близительно соответствует усталостным трещинам длиной более
0,025 мм.
Демер [303] определил стадию появления усталостных мак-
ротрещин для ряда материалов, испытывая гладкие и надрезан-
ные образцы на изгиб с вращением при постоянной амплитуде.
Некоторые его результаты показаны на рис. 89 и 90.
На рисунках NOm — число циклов, требуемое для получения
усталостной трещины, a NP — общее число циклов до полного
разрушения. Эти результаты иллюстрируют влияние ряда фак-
торов.
1. Доля общего числа циклов, занимаемая распространением
v Nп ~~ AJот
усталостной трещины, равная —р —, увеличивается с ро-
стом размаха напряжения. Это согласуется с результатами ис-
пытаний, показавшими увеличение числа трещин в образце при
повышении размаха напряжения.
2. Доля общего числа циклов, приходящаяся на распростра-
нение усталостной трещины при одной и той же общей долго-
вечности, возрастает с ростом пластичности материала, т. е.
усталостные трещины имеют тенденцию распространяться
быстрее в хрупких материалах. Исключительное поведение чу-
гуна в этом отношении (рис. 89) можно отнести за счет
наличия графитовых включений, действующих как внутрен-
ние дефекты.
3. Доля общего числа циклов, приходящаяся на распростра-
нение усталостной трещины при одной и той же долговечности,
возрастает с ростом концентрации напряжения (рис. 90). Это
характерно для случая, когда усталостная трещина в части
надреза распространяется от области высокого местного напря-
жения в область низкого напряжения, и если надрез очень
острый, трещина может прекратить свое распространение.
Такое поведение приводит до некоторой степени к парадоксаль-
ному результату: если усталостная трещина обнаруженная в
рабочих условиях начинается от плавного надреза, а не от
острого, то она, вероятно, более опасна.
148
Имеются некоторые доказательства того, что для числа
циклов, необходимого для распространения трещины до разру-
шения, наблюдается меньший разброс, чем для числа циклов,
необходимого для возникновения трещины. Этим можно объяс-
нить меньший разброс долговечности при высоких размахах
Рис. 89. Рост трещины для гладких
образцов из разных материалов в за-
висимости от числа циклов до разру-
шения [303]:
1 — магниевый сплав 1-1; 2 — алюминие-
вый сплав 2024-T4; 3 — мягкая сталь
5ЛЕ1020; 4 — серый чугун
Рис. 90. Сравнение роста трещины в
двух стадиях на алюминиевом сплаве
2024-Т4 на образцах разных форм
[303]
напряжения, чем при низких, и меньший разброс для надрезан-
ных образцов, чем для гладких, так как стадия распространения
трещины представляет большую часть долговечности при высо-
ких напряжениях и в надрезанных образцах.
Рис. 91. Поверхность разрушения болтового соединения из
алюминиевого сплава L65 под действием программного на-
гружения [304]
На основании рассмотрения поверхностей разрушения образ-
цов или деталей, подвергающихся испытаниям с перерывами
или программным испытаниям, можно установить, что усталост-
ные трещины распространяются сравнительно регулярным
149
образом. Это иллюстрируется рис. 91 [304], где показана поверх-
ность разрушения болтового соединения из алюминиевого спла-
ва L65. На соединение действует осевое напряжение по програм-
ме; каждый блок программы состоял из такой последователь-
ности:
9,8 ±2,74 кГ[мм* 8940 циклов,
9,8 ± 4,58 кГ/мм2 1790 циклов,
9,8 ± 6,44 кГ/мм" 350 циклов,
9,8 ± 8,19 кГ/мм2 80 циклов,
9,8± 10,1 кГ!мм* 20 циклов.
Образец разрушился после 98 блоков этой программы; каж-
дое кольцо на поверхности разрушения соответствует продвиже-
нию трещины в течение одного блока программы. Отдельные
трещины начались от четырех точек А, В, С и D (рис. 91) и, ве-
роятно, от некоторых других точек между С и D. Часть разруше-
ния проходит через поперечное болтовое отверстие и все трещи-
ны распространяются от областей, сильно поврежденных тре-
нием.
Был проведен ряд измерений скорости распространения уста-
лостных трещин в листовых образцах и выведен ряд зависимо-
стей, описывающих эти результаты [678]. Фрост и Дагдейль [305],
испытывая на пульсирующее растяжение листы с небольшой
центральной прорезью шириной 25 мм и толщиной 2,5 мм, наш-
ли, что рост трещины может быть непрерывным, особенно при
низких размахах напряжения, причем скорость распространения
трещин длиной до ’/в ширины листа может быть представлена
следующей зависимостью для всех испытанных материалов:
dl _ /о3
dN ~~ S ’
(35)
где I — половина общей длины трещины, включая начальную
длину надреза;
а — номинальное переменное напряжение по поперечному
сечению;
/V — число циклов;
S — постоянная материала, которая может зависеть от сред-
него напряжения цикла.
Было найдено, что S составляет 299,3 кГ-м для отпущенной
мягкой стали при значениях среднего напряжения цикла 3,1 —
15,7 кГ/мм2.
Относительные скорости роста трещины (по отношению к ста-
ли) для испытанных материалов представлены в табл. 32. Видно,
что зависимости между чувствительностью к распространению
трещины и статическими механическими свойствами нет.
150
Таблица 32
Относительная скорость роста усталостной трещины [306]
Материал Предел текучести при деформации 0,1% в кГ/мм* авр в кГ/мм? Удлинение в % на 50,8 мм Относительная скорость роста Примечание
Для единичного пере- менного напряжения Для рабочего напря- жения, составляю- щего постоянную часть предела текучести
Аустенитная сталь Мягкая сталь (отож- женная) 25,9 23,6 67,5 32,2 56,5 38,5 0,7 1,0 0,9 1,0
Холоднокатаная мяг- кая сталь 66,6 70,6 4 1,5 34 Некоторая зависимость от среднего напряжения. Быстрое циклическое разрушение происходит при небольших трещи- нах
Холоднокатаная медь Отожженная медь Холоднокатаный чис- тый алюминий 22,8 2,66 8,63 31,4 22,0 11,45 11 62 14,5 4,3 4,3 12,5 3,9 0,006 0,6
BSL 71, алюминиево- медный сплав (4% Си) 42,3 48,7 9,5 30 180 Некоторая зависимость от среднего напряжения
Туфнол — 9,6 0 55 3,5 Очень приблизительно. Хрупкое разрушение про- исходит при трещинах небольшой длины
Цинк 5,35 12,6 65,5 150 1,8 Некоторая зависимость от среднего напряжения. Быстрое циклическое разрушение происходит при трещинах небольшой длины
DTD 687а, алюминие- во-цинковый сплав плакированный 50,3 55 13 163 1580 Некоторая зависимость от среднего напряжения. В начальный период ро- ста трещины при низких напряжениях относитель- ная скорость роста сос- тавляет 90 и 870
151
По мере распространения трещина достигает величины, при
которой относительно малая скорость ее распространения, опи-
санная уравнением (35), сменяется нарастающей скоростью рас-
пространения, быстро приводящей к разрушению. Факторы, оп-
ределяющие начало быстрого распространения трещины, еще
не установлены.
Имеются опубликованные данные по статическим испытани-
ям, показывающие, что это начало резкого увеличения скорости
роста трещины зависит в основном от номинального напряже-
ния по неразрушенной площади листа, а Фрост и Дагдейль [305]
показали, что при испытаниях на усталость оно зависит в основ-
ном от максимального значения номинального напряжения по
неразрушенной площади атах и в некоторой степени от значения
среднего напряжения цикла от. Они показали, что для мягкой
Рис. 92. Влияние усталостных трещин
на статическую прочность при растя-
жении листовых образцов с надреза-
ми из алюминиевого сплава [307].
Прочность при растяжении определялась
по полной площади (овр.т~ временное
сопротивление на разрыв треснувшего об-
разца, овр — временное сопротивление
на разрыв ненадрезанного образца, F т—
площадь сечення треснувшего образца;
FH — начальная площадь сечення. Кон-
центрация от полукруглого надреза ра-
диусом 9,5 мм; минимальная ширина об-
разца 37,0 мм, нлн центрального отвер-
стия радиусом 12,7 мм, ширина листа
889 мм: L — алюминиево-медный сплав
2024-ТЗ (с надрезом); 2 — алюминиево-
цинкомагииевый сплав 7075-Т6 (с надре-
зом); 3 — 2024-ТЗ (с отверстием); 4 —
7075-Т6 (с отверстием)
стали быстрый рост трещины начинается, когда агаах становится
приблизительно равной авр, но для алюминиево-медного сплава
скорость распространения трещины возрастает при отах«
~ 0,5 Одр.
Влияние усталостных трещин на остаточную статическую
прочность листов, применяемых в самолетных конструкциях,
изучалось довольно подробно [678]. Снижение статической проч-
ности при растяжении листов из алюминиевого сплава является
результатом наличия усталостных трещин (рис. 92). Кривые для
больших образцов с центральным отверстием располагаются
значительно ниже кривых для относительно небольших образцов
с краевыми надрезами. Результаты также показали, что наличие
трещин меньше влияет на снижение прочности пластичных ме-
таллов, чем твердых. Например, трещина длиной 10—20% диа-
152
метра сечения в гладких цилиндрических образцах из мягкой
стали не вызывает снижения прочности на растяжение при ком-
натной температуре; при температуре —196° С прочность на рас-
тяжение снижается на 75% [308].
В сталях наличие усталостной трещины может существенно
уменьшить сопротивление хрупкому разрушению.
Мак-Грегор [128] показал, что усталостные трещины в мягкой
стали могут повышать критическую температуру хрупкости на
50° С. Кайе и Холхаузер [309] испытывали образцы из легирован-
ной стали на ударное растяжение после циклического напряже-
ния; испытания показали, что даже небольшая усталостная тре-
щина уменьшает прочность на удар.
Глава VI
ВЛИЯНИЕ ОБРАБОТКИ ПОВЕРХНОСТИ
НА СОПРОТИВЛЕНИЕ УСТАЛОСТИ
Усталостные трещины почти всегда возникают на
наружной поверхности, поэтому качество обработки по-
верхности значительно влияет на сопротивление усталости. Это
связано с тем, что поверхности деталей испытывают наибольшие
напряжения, особенно при наличии концентраторов; кроме того,
поверхность металла ослабляется механической обработкой и хи-
мическим воздействием среды. Поэтому можно достичь значи-
тельного повышения сопротивления усталости деталей машин
применением соответствующей обработки поверхности {120, 310,
311, 679].
По существу имеются три пути, по которым обработка поверх-
ности может влиять на сопротивление усталости: во-первых, вли-
янием на механические свойства материала вблизи поверхности,
например, при поверхностном наклепе или покрытии; во-вторых,
при наведении или снятии остаточных напряжений в поверхност-
ных слоях и в-третьих, при введении или удалении повреждений
на поверхности, которые действуют как источник концентрации
напряжений.
Остаточные напряжения
Существуют два различных вида остаточных или внутренних
напряжений в металлах: микро- и макронапряжения. Микрона-
пряжения возникают из-за разницы в упругих и термических
свойствах различных структурных составляющих металлов и
из-за анизотропных свойств зерен. Металлургические факторы,
которые определяются составом и термообработкой металла, п
их влияние на сопротивление усталости рассматриваются
в гл. III. Макронапряжения распределяются равномерно в пре-
делах значительно больших площадок и возникают от пластиче-
ской деформации, вызываемой механическими или термическими
напряжениями. Влияние поверхностной обработки на сопротив-
ление усталости определяется в большей степени влиянием этих
остаточных напряжений.
Механизм образования остаточных напряжений при действии
внешних нагрузок можно легко проиллюстрировать, если рас-
154
смотреть балку прямоугольного сечения под действием чистого
изгиба (рис. 93) [312]. Если действующий изгибающий момент до-
статочен, чтобы вызвать течение во внешних волокнах балки,
распределение напряжения будет иметь форму BAOCD, где ОАВ
и OCD представляют собой кривые напряжение — деформация
при растяжении и сжатии материала. Когда изгибающий момент
снимается, деформация в обратном направлении происходит в ус-
ловиях упругой разгрузки; это представлено линией FOE.
Возникающие в результате остаточные напряжения (которые
должны удовлетворять условию равенства нулю суммарной осе-
вой нагрузки и суммарного момента) представляют разницу
Сжатие Растяжение
В С
Сжатие Растяжение
б)
^Направление
изгиба
а)
Рис. 93. Образование остаточных напряжений в бал-
ке прямоугольного сечения вследствие пластического
изгиба [312]

между BAOCD и EOF (рис. 93,6). Следует отметить, что пере-
грузка материала при растяжении дает в результате остаточные
напряжения сжатия на поверхности.
Остаточное напряжение влияет на сопротивление усталости
так же, как статическое напряжение, вызванное внешними на-
грузками, потому что общее напряжение равно алгебраической
сумме остаточного напряжения и напряжения от внешней нагруз-
ки. Сжимающие остаточные напряжения на поверхности благо-
приятны, а растягивающие — вредны, так как статическое сжи-
мающее напряжение повышает сопротивление усталости, а рас-
тягивающее— понижает его. При кручении остаточные напря-
жения меньше влияют на сопротивление усталости. Однако оце-
нить влияние остаточных напряжений на сопротивление усталос-
ти трудно, так как они изменяются по величине в процессе дли-
тельного нагружения, и, кроме того, в зависимости от способа
получения остаточных напряжений их влияние будет зависеть
от металла.
Остаточные напряжения можно измерить механическими ме-
тодами или с помощью рентгеновских лучей, но оба метода свя-
заны с техническими трудностями. При механическом методе с
образца последовательно снимают слои материала и измеряют
деформацию.
155
Исходные остаточные напряжения в образце вычисляют по
этим измерениям {313—316]. Особенно трудно определить распре-
деление остаточных напряжений, если градиент напряжения вы-
сокий, как это часто бывает вблизи поверхности. Преимущество
метода рентгеновских лучей в том, что он может быть использо-
ван для определения напряжения в небольшой области, напри-
мер в вершине надреза, и не требует разрушения образца. Опре-
деляется напряжение только в поверхностном слое, которое в ос-
новном влияет на сопротивление усталости. Однако полученные
результаты измерения трудно интерпретировать, особенно, если
в дальнейшем происходит пластическая деформация.
Если в дальнейшем пластическая деформация происходит в
процессе циклического нагружения, то величина остаточных на-
пряжений может постепенно понижаться. Бюлер и Буххольц [317]
показали, что это может происходить, даже если действующее
максимальное напряжение значительно ниже начального напря-
жения текучести. Эти же авторы указывают, что остаточные на-
пряжения развиваются в процессе усталостных испытаний при
изгибе с вращением в стальных образцах вначале ненапряжен-
ных. Сжимающие остаточные напряжения на поверхности, коле-
бавшиеся приблизительно от 9,4 до 25 кГ1мм2 в продольном на-
правлении и от 3,9 до 12,5 кГ/мм2 в тангенциальном, появлялись
после испытания при напряжении, близком к пределу усталости.
Такие эффекты были обнаружены не только для мягкой стали,
но и для углеродистых сталей, для которых предел усталости
ниже начального предела текучести.
Розенталь и Сайнис [318] провели серии испытаний на изгиб
надрезанных образцов из алюминиево-магниевого сплава как в
условиях полной термообработки, так и после отпуска. Остаточ-
ное сжимающее напряжение наводилось в вершине надреза при
предварительном нагружении образца растяжением, а ос-
таточное растягивающее напряжение — при предварительном
сжатии.
Для термообработанного материала предел усталости увели-
чился примерно на 30%, когда остаточное напряжение в надрезе
было сжимающим, и снизился примерно на 30%, когда остаточ-
ное напряжение было растягивающим. Почти весь этот эффект
можно отнести за счет остаточных напряжений, потому что вели-
чина наклепа от предварительного нагружения была незначи-
тельной и, кроме того, эффект наклепа не зависит от направления
предварительной нагрузки. Для отпущенного материала предва-
рительное нагружение незначительно влияет на предел усталос-
ти, так как в процессе усталостных испытаний остаточные напря-
жения постепенно исчезали.
Подобные эксперименты проводились Дагдейлем [319]; полу-
ченные результаты приведены в табл. 33. Испытывались об-
разцы с круговыми надрезами (а~1,5) и образцы с V-образным
156
достаточно острым надре-
зом, чтобы получить не-
распространяющиеся тре-
щины. Предварительные
нагрузки были достаточ-
но высоки, чтобы обеспе-
чить наведение наиболь-
ших возможных остаточ-
ных напряжений в верши-
не надреза. Результаты
показали, что положи-
тельное влияние предва-
рительного растяжения и
отрицательное — предва-
рительного сжатия, значи-
тельно больше сказыва-
ются на высокопрочной
никелевой стали и алюми-
ниевом сплаве, чем на уг-
леродистых сталях. Эф-
фект более заметен в об-
разцах с V-образным над-
резом и можно считать,
что пределы усталости ни-
келевой стали и алюми-
ниевого сплава снизились
до очень малых значений
из-за наличия остаточно-
го растягивающего напря-
жения в вершине надреза.
Сжимающие остаточ-
ные напряжения могут
вызываться на поверхно-
сти детали, если ее быст-
ро охладить после сильно-
го нагрева. Беккер и Фил-
липс [320} применили за-
калку с температуры от-
пуска на образцах из пру-
жинной стали и получили
увеличение предела уста-
лости. Больший эффект
можно получить для де-
талей из алюминиевых
сплавов, имеющих кон-
центрацию напряжений
(312, 321].
V-образный надрез** Изменение предела усталости эихвжэ ЭОНЧ1ГЭХ -Hdestfadu tfNCNlO 7'77 /\
oHHBMtbxoed ЭОНЧ1ГЭХ -HdBHtfddu in SB s s +±±±
Предел усталости (10’ циклов) в кГ/мм* эихвжэ ЭОНЧ1ГЭХ -HdBBVadu 9,4 10,2 i 6,27i <1,171
эинажыэвй ЭОНЧ1ГЭХ -Hdeatfadu co 10 m co r- «?S2co — — Щ —<
HHioged -90 Э1ГЭОЦ 11,0+1 11,0+1 34,6 1 7,05
1 Круглый надрез* Изменение предела усталости эихвжэ эон-игэх -Hdeetfadu "З-МПО 1 1^7
эннажихэвб аонч1гах -ndBHVadu ТГ xf СЛ 0 +++"
Предел усталости (10’ циклов) в кГ/мм* эихвжэ эоншгэх -HdeBtfadu 18,1 19,6 20,4 7,85|
aHHawKxocd ЭОНЧ1ГЭХ -HdBHtfadu 19,65 22,0 69,0 20,4
HHXOQBd -90 BITJOU 18,85 21,2 58,0 15,7
tWWljU н
Минимальный диаметр 10,16 мм, максимальный диаметр 20,32 мм, радиус надреза 2,54 мм, а
Минимальный диаметр 13,95 мм, максимальный диаметр 21,6 мм, радиус надреза » 0,025 мм.
157
Сопротивление усталости образцов с надрезом увеличи-
валось на 80%.
Результаты Розенталя и Сайниса [318], полученные при испы-
тании термообработанных алюминиевых сплавов, и Меттсона и
Робертса [322] — при испытании пружинной стали, показали чет-
ко выраженный эффект остаточного напряжения, однако есть
доказательство, что для более мягких металлов увеличение со-
противления усталости преимущественно является результатом
наклепа, а не остаточного напряжения. Например, Хорджер [266]
показал, что предел усталости больших валов из углеродистой
стали (0,45% С) может увеличиться на 40% после обкатки и
приблизительно соответствует увеличению предела усталости
при повышении поверхностной твердости валов. Испытания на
усталость титановых сплавов, подвергнутых разнообразной по-
верхностной обработке, также показывают соответствие между
пределом усталости и микротвердостью поверхностных слоев
[323]. Поэтому можно сделать вывод, что остаточное напряжение
и наклеп могут значительно увеличивать сопротивление усталос-
ти и что влияние остаточных напряжений преобладает для ме-
таллов высокой прочности, а влияние наклепа — для металлов
с низкой прочностью.
Шероховатость поверхности
Шероховатость поверхности может также заметно влиять на
сопротивление усталости [324] (табл. 34). Пределы усталости
для образцов с различной обработкой поверхности приводятся
в процентах от прочности полированных или тщательно полиро-
ванных образцов [120]. Предел усталости увеличивается по мере
того, как улучшается качество поверхности, и вообще выше, ког-
да направление обработки параллельно направлению действия
напряжения. Из таблицы ясно, что влияние шероховатости по-
верхности наиболее выражено для высокопрочных сталей. Это
также видно на рис. 94, где показаны результаты испытаний на
усталость полированных и грубообработанных образцов из ста-
лей с овр = 31 4- ПО кГ)мм2 [329].
Однако трудно определить, в какой степени данный эффект
зависит от концентрации напряжения у поверхностных неровно-
стей, так как при поверхностной обработке возникают наклеп и
остаточные напряжения. Это, вероятно, объясняет более низкий
предел усталости электрополированных образцов по сравнению
с механически полированными образцами, несмотря на более
гладкую поверхность первых. При испытаниях на изгиб с враще-
нием образцов из четырех низколегированных сталей Хемпель
[330] нашел, что соотношение пределов усталости электрополиро-
ванных и механически полированных образцов составляет 0,92:
при подобных испытаниях образцов из восьми легированных ста-
лей было получено среднее отношение 0,83 [331]. Однако оба ис-
158
Таблица 34
Влияние поверхностных неровностей на сопротивление усталости
Материал авр в кГ/мм* Вид нагру- жения Предел усталости в % от максимального значения и в кГ/мм* Источ
Хорошо полирован- ны П Полиро- ванный Шлифованный Гладко обто- ченный Грубо обто- ченный I Очень грубо I ' обточенный |
Сталь (0,02% С) Сталь (0,45% С) Сталь (О,49о/о С) Сталь (0,6% С) Сталь 4SU (3% Ni) Хромомо- либдено- вая сталь Сталь DTD 331 (Ni—Сг— Mo—W) Хромони- келевая сталь Никеле- хромомо- либдено- вая сталь Латунь отожжен- ная Алюми- ниево- магние- вый сплав после старения 29,9 67,5 73,7 84,7— 92,5 97,5 125,5— 141 185 216 Изгиб с враще- нием То же » (10’) » (10’) Осевое нагруже- ние (60-80 X Х10в) То же 100 (±22 супер- финиш) 100 (±36,2 грубая отделка) 100 (±45,6 суперфиниш) 100 (±59,6 суперфиниш) 100 (±81,5 наждак 000, продольное полирование) 100 (±81,5 наждак 000, продольное полирование) 100 (±102 наждак 000, продольное полирование) 100 ±18,2 (наждак 00) 100 (наждак 000) 94 (наждак 00) 100 (наждак 0) 100 (наждак 0) 100 (±53,5) 94 (наждак 00) 94 (наждак 00) 100 (±18,85) 100 (±17,3) 88 92 96 93 99 92 90 84 84 97 74 93 93 88 90 82 72 65 86 72 81 [120] [3251 [120] [326] [326] [337]
159
Продолжение табл. 34
Материал gbp в к. Г/мм* Вид нагру- жения Предел усталости в % от максимального значения и в к. Г 1мм* Источник
X орошо полиро- ванный Полиро- ванный Шлифованный Гладко обто- ченный Грубо обто- ченный Очень грубо обточенный
Алюми- ниево- магние- вый сплав отожжен- ный — Осевое нагруже- ние (60-80 X ХЮ«) — 100 (±14,6) — 100 77 68
Магние- вый сплав отожжен- ный — То же — 100 (±12) — — 100
DTD 683 (Al-Zn- Mg) 55—58,2 Изгиб с враще- нием (Ю’) 100 (±18,5, продольное полирование) 94 (круговое полиро- вание) 88 88 [328]
Таблица 35
Максимальная глубина неровностей (в лсж) для различных способов
обработки [327J
Поверхность Стали Сплавы цветных металлов
Полированная Чистая шлифованная Грубо шлифованная Чисто обточенная Грубо обточенная Очень грубо обточенная <0,001 0,002 0,005—0,010 0,010—0,020 0,025—0,050 >0,050 <0,001 0,005—0,010 0,020—0,030 >0,050
следователя нашли, что если снять остаточные напряжения у
механически полированных образцов, то их предел усталости
будет соответствовать пределу усталости электрополированных
образцов. Таким образом, шероховатость поверхности образ-
цов из этих сталей, очевидно, мало влияла на их пределы уста-
лости.
Зибель и Гейер [327] исследовали влияние шероховатости по-
верхности для ряда сталей и сплавов цветных металлов. Была
измерена шероховатость каждого образца и предел усталости
каждого из них сравнивался с пределом усталости образца,
160
Ro, которое зависит от материа-
Рис. 94. Зависимость, установленная
Гудремоном и Майлендером между
пределом усталости и временным со-
противлением на разрыв для различ-
ных сталей [324]:
/ — отожженные: 2 — закаленные н от-
пущенные: 3 — кислая сталь: / — поли-
рованные образцы; II — грубо обточен-
ные образцы.
имеющего максимальную глубину неровности R. Они установи-
ли, что если максимальная глубина неровности меньше опреде-
ленного критического значения
ла, изменений в пределе ус-
талости не наблюдается, а
если она больше этого зна-
чения, то предел усталости
линейно уменьшается с уве-
личением lg R. Отпущенные
стали более чувствительны к
шероховатости поверхности,
чем отожженные; все экспе-
риментальные результаты
для разных напряжений как
при изгибе с вращением, так
и при осевом нагружении,
лежат в пределах полос
рассеяния, показанных на
рис. 95. Большое влияние
шероховатости было обна-
ружено при испытаниях с
пульсирующим циклом
(рис. 96). Результаты для
сплавов цветных металлов
приведены в табл. 34.
Максимальные глубины
неровностей R, полученные
для разных способов обработки, представлены в табл. 35. Из ре-
зультатов Зибеля и Гейера можно сделать вывод, что предел
усталости шлифованных образцов сравним с пределом усталости
Рис. 96. Влияние шероховатости по-
верхности на предел усталости при
пульсирующем растяжении сталей
[327]:
2 — отпущенная
цикле сталей [327]:
предела усталости для
Рис. 95. Влияние шероховатости по-
верхности на предел усталости при
симметричном
т — отношение _________
данной шероховатости к пределу устало- / — отожженная сталь;
сти гладкой поверхности, Ц — макси- сталь
мальная глубина неровностей: / — ото-
жженная сталь; 2 — отпущенная сталь
11 Заказ 893

161
механически обработанных образцов при одной и той же шерохо-
ватости поверхности.
Грубое шлифование, однако, может снизить предел усталости
[332], что можно считать результатом влияния остаточных рас-
тягивающих напряжений, наведенных в поверхности сильным
местным нагревом.
Влияние специальных поверхностных обработок
на сопротивление усталости
Поверхность металлов может обрабатываться различными
способами. Во-первых, существует механическая обработка,
включающая резание, шлифование и полирование, а также спе-
g циальные виды обработки, на-
пример, обдувка дробью и об-
катка поверхности роликами,
благоприятно влияющие на
сопротивление усталости. Во-
вторых, существует термиче-
ская обработка, например пла-
менная или индукционная по-
верхностная закалка, и в-треть-
их, поверхностная химико-тер-
мическая обработка, включаю-
щая цементацию, а также по-
крытия. Прежде чем подробно
Рис. 97. Влияние обезуглероживания ИЗЛОЖИТЬ влияние поверхност-
на сопротивление усталости сталей НЫХ обработок, рассмотрим СО-
1326, 333]: противление усталости дета-
1 — полированные образцы; 2 — образ- лей КОТОРЫМ Не ДаеТСЯ НИКЗ-
цы после ковки „ г „
кои дополнительной поверхно-
стной обработки после формирования. Все металлы в этих слу-
чаях показали пониженное сопротивление усталости из-за де-
фектов поверхности, но их влияние особенно существенно в ста-
лях, вследствие обезуглероживания поверхности, которое проис-
ходит в процессе горячей обработки или ковки в окисляющей ат-
мосфере.
Обезуглероживание. Заметное снижение сопротивления уста-
лости в результате обезуглероживания поверхности иллюстриру-
ется на рис. 97 [326, 333]. Испытывались образцы, не обработан-
ные после ковки, и полированные образцы, с которых был снят
обезуглероженный слой. При низкой исходной прочности разли-
чие в пределах усталости небольшое, но влияние обезуглерожи-
вания возрастает с ростом предела прочности на растяжение.
При авр = 94 кГ/мм2 предел усталости образцов после ковки
составляет половину предела усталости полированных образцов,
162
а для сталей очень высокой прочности это отношение ниже одной
пятой. В действительности, предел усталости стали с высоким
пределом прочности на растяжение в состоянии после ковки не-
значительно выше, чем для мягкой стали.
Результаты исследований влияния обезуглероживания на
пружинную сталь, проведенные Ваткинсоном [334], приведены в
табл. 36, из которой видно, что предел усталости снизился как в
результате потери углерода, так и в результате окисления по гра-
ницам зерен. Обработка, восстанавливающая углерод, дает не-
большое улучшение предела усталости, если поверхность была
окисленной. Обдувка дробью значительно повышает предел уста-
Таблица 36
Предел усталости в кГ/мм2 пружинной стали, испытанной на кручение
при различной поверхностной обработке [334]
Предел усталости при пульсирующем цикле на базе 10е циклов,
диаметр гладкого образца 18,75 мм
Обработка Сталь
А (0.47% С. 1,32% Мп) В (Еп42) (0.77% С. 0,63% Мп) D(Еп44) (0,95% С. 0,65% Мп) Е (Еп4 5) (0,60% С, 0,92% Мп. 1.87% Si)
Полирование 82,5* 79,5 I 79,2 80,75
Полирование и обдувка дробью 99,6 94,0 94,5 98,0
Окисление при 830—850° С 46,5 60,5 63,2 51,8
То же и вторичное науглероживание — 66,0 •— 58,6
То же и обдувка дробью То же и вторичное науглероживание 93,5 91,3 89,5 86,6
и обдувка дробью — 91,2 91,0
Обезуглероживание в сухом водороде Обезуглероживание в сухом водороде 41,7 55,8 52,6 67,1
и вторичное науглероживание . . . Вторичное обезуглероживание в сухом — 72,5 72,2
водороде и обдувка дробью .... Обезуглероживание в сухом водороде, вторичное науглероживание и об- 65,5 85,5 77 82,5
дувка дробью — 94,0 91,6
Окисление при 980° или 1040° С . . 34,5 35,3 34,2 53,0
То же и вторичное науглероживание — 42,0 — 57,7
То же и обдувка дробью То же и вторичное науглероживание 59,0 48,5 70,8 74,5
и обдувка дробью — 84,8 90,3
* Усредненное значение.
163
лости, а цементация с последующим хонингованием повышает
прочность поверхности до такой степени, что усталостное раз-
рушение переносится под поверхностные слои.
Обдувка дробью. Основными результатами этой обработки
является наклеп поверхностного слоя материала и наведение в
нем остаточного сжимающего напряжения. Хотя поверхность,
получаемая после обдувки дробью, много грубее, чем после ме-
ханической обработки, получающаяся при этом концентрация
напряжений невелика, потому что глубина впадин составляет
только небольшую часть их радиуса.
Обдувка дробью применяется почти исключительно для сталь-
ных деталей: влияние ее на сопротивление усталости описано в
литературе [335—337]. Обдувка дробью мало влияла на предел
усталости гладких полированных образцов. Лав [120] показал,
что улучшение обычно составляет менее 20%, а в некоторых слу-
чаях образцы после обдувки дробью имели более низкий предел
усталости, чем полированные. Значительное увеличение предела
усталости можно получить при обдувке дробью кованых или гру-
бо обработанных образцов. Данные об улучшении, которое мож-
но получить на окисленной и обезуглероженной поверхностях,
приведены в табл. 36. Процесс наиболее широко используется
для обработки пружин как спиральных, так и пластинчатых, так
как пружины часто имеют обезуглероженную поверхность и дро-
беструйная обработка может увеличивать долговечность более
эффективно и значительно более экономично, чем механическая
обработка или шлифование. Этот метод используется также для
обработки поверхностей, имеющих следы инструмента, царапины
или другие источники концентрации напряжения и для шлифо-
ванных поверхностей, при наличии в поверхностном слое оста-
точных растягивающих напряжений. Лав [120] показал, что со-
противление усталости при дробеструйной обработке может
увеличиваться на 5—100%.
Дробеструйная обработка повышает также сопротивление
усталостной коррозии и коррозии трения (см. гл. VII).
Оптимальные условия дробеструйной обработки можно луч-
ше всего определять для каждого материала и детали проведе-
нием усталостных испытаний в рабочих условиях. Регулируемыми
факторами являются тип и размер дроби, скорость, сообща-
емая ей, и длительность обдувки. Недостаток применения чугун-
»ной дроби заключается в том, что она вследствие хрупкости рас-
калывается в процессе обработки, снижая ее качество. Стальная
дробь из высокопрочной проволоки имеет большую долговеч-
ность, что обеспечивает постоянство режима обработки. Дробь
диаметром 0,64—0,76 мм была признана удовлетворительной для
обработки разнообразных по форме и величине деталей, но раз-
мер дроби, по-видимому, не является оптимальным [335, 336].
Дробь значительно меньших размеров оказалась эффектив-
164
ной для обработки деталей небольших сечений, таких как легкие
пружины, и деталей с резкими изменениями сечения, хотя есть
данные, что дробеструйная обработка эффективна, даже если
дробь не проникает в вершину надреза [338]. Лессель и Бродрик
[339] показали, что для легированной стали овр = 91 и
180,5 кГ)мм2 возникающее при обдувке максимальное остаточ-
ное напряжение не зависит от диаметра дроби при изменении его
от 0,076 до 0,64 мм, а глубина остаточного сжатого слоя с увели-
чением размера дроби возрастает.
Джонис {336] установил, что при дробеструйной обработке
давление сжатого воздуха обычно составляет 47—63 кГ/мм2, а
скорость дроби диаметром 0,76 мм равна 55 м!сек\ при таком
режиме сопротивление усталости сталей с овр == 135 ->
4- 157 кГ)мм2 повышалось. Чтобы получить хороший результат,
обдувку дробью следует продолжать до тех пор, пока вся поверх-
ность детали не будет полностью обработана. Длительная обра-
ботка, а также слишком высокое давление могут дать перенак-
леп, вызывающий поверхностные трещины и последующее пони-
жение предела усталости. Некоторый контроль интенсивности
дробеструйной обработки можно осуществить, применяя пластин-
ки Олмена, представляющие собой тонкие стальные пластинки,
наклепываемые дробью только с одной стороны; полученная в
результате наклепа кривизна пластинки показывает величину
остаточной напряженности [337, 340].
Олмен [341] показал, что максимальное сжимающее остаточ-
ное напряжение, вызываемое нормальной дробеструйной обра-
боткой, равняется приблизительно половине предела текучести
материала, но оно может быть больше, если обрабатывается по-
верхность, на которую в это время действует растягивающее на-
пряжение; этот процесс известен как обдувка под напряжением.
Сжимающее остаточное напряжение, равное пределу текучести
От, можно получить при действии растягивающего напряжения,
равного приблизительно ат/2; Олмен считает это оптимальным
условием. Максимальное увеличение предела усталости при этом
может быть получено только тогда, когда на деталь при работе
действует растягивающее напряжение; в противном случае ос-
таточное напряжение будет снижено последующей пластической
деформацией. Влияние дробеструйной обработки под напряже-
нием на сопротивление усталости легких листовых рессор пока-
зано на рис. 98. В этих экспериментах некоторые образцы были
обдуты под напряжением при сжатии, чтобы вызвать вредные
растягивающие напряжения на поверхности. График результи-
рующего остаточного напряжения показан в правой части диа-
граммы; из результатов видно заметное влияние остаточных на-
пряжений на сопротивление усталости.
В некоторых случаях может быть необходимым или жела-
тельным применить дальнейшую поверхностную обработку после
165
обдувки дробью. Например, чтобы удалить очень острые высту-
пы на валу, возникшие в результате дробеструйной обработки,
достаточно хонингования, которое незначительно снижает сопро-
тивление усталости [335]. Было показано, что предел усталости
может быть увеличен на 20% полированием после обдувки
дробью, причем оптимальная глубина полирования составляет
около 0,13 мм [342]. Есть предположение, что повышение проч-
ности было получено в связи с тем, что максимум остаточного
напряжения находился под поверхностью, но эта точка зрения
не полностью разделяется и возможно, что этот эффект обуслов-
Ч) 1)
Рис. 98. Кривые для различных обдутых дробью листовых
рессор в зависимости от степени наклепа [322]:
а — кривые усталости при изгибе в одной плоскости: б — рас-
пределение остаточных напряжений по толщине рессоры (х —
расстояние от поверхности)
ливается также результатом полирования. Термообработка при
температуре выше 250° С может снять остаточные напряжения
и снизить сопротивление усталости.
Дробеструйную обработку можно также применять для улуч-
шения предела усталости деталей из цветных металлов и спла-
вов. Фаунд [343] исследовал влияние обдувки дробью на сопро-
тивление усталости литого магниевого сплава; он показал, что
обычная обработка повреждала поверхность, но при свободном
падении дроби с высоты 7,3 и 14,6 м предел усталости значитель-
но повышался. Влияние обдувки дробью также было исследова-
но для титановых {344] и алюминиевых сплавов [337].
Поверхностная обкатка. Обкатка поверхности металла может
значительно улучшить его сопротивление усталости. Этот про-
цесс может быть более эффективным, чем обдувка дробью, пото-
му что при надлежащем давлении возможно достичь большей
степени упрочнения и более высоких остаточных напряжений
сжатия у поверхности. При поверхностной обкатке материал
166
может упрочниться на большую глубину, причем шероховатость
поверхности не увеличивается.
Применение поверхностной обкатки Хорджером [314] показа-
ло, что глубина упрочненного поверхностного слоя возрастает
с увеличением давления ролика и может достигать 25 мм. При
обкатке гладких валов он получил увеличение предела усталос-
ти на 20—80% Метод особенно эффективен для деталей, имею-
щих концентрацию напряжения. Иллюстрацией этого является
более высокий предел усталости образцов с резьбой, образован-
ной обкаткой, чем нарезанной и шлифованной. Предел усталос-
ти таких деталей, как коленчатые валы, можно повысить холод-
ной обкаткой буртиков стальными шариками. Для кованых и
литых стальных коленчатых валов Лав [345] получил увеличение
предела усталости на 60% при знакопеременном изгибе и на 80%
при пульсирующем изгибе. Испытания чугунных образцов с V-об-
разным надрезом, проведенные Гильбертом и Пальмером [346],
показали, что улучшение, получаемое от обкатки, зависит от спо-
собности материала деформироваться без поверхностного разру-
шения (табл. 37). Предел усталости детали, имеющей отверстие,
увеличивается при обжиме краев отверстия стальным шаром на
20—60% [120].
Таблица 37
Влияние поверхностной обкатки на сопротивление усталости чугуна
при изгибе с вращением [346]
Размеры надреза: минимальный диаметр 10,58 мм, глубина 3,59 мм,
радиус 0,25 мм, угол 45 град
Материал Наиболь- шее давление обкатки в кГ Предел усталости надрезанных образ- цов в кГ/мм* Повыше- ние предела усталости в % Уменьше- ние диаметра надреза В Л(Л<
без об- катки обкатан- ных
Графитный чугун с перлит- ными пластинками . . . 35,9 11,55 И,1 20 0
То же, с ферритными плас- тинками 50,0 6,29 13,35 111 0,228
То же, с перлитными зерна- ми 184,0 19,65 47,75 143 0,356
То же, с ферритными зерна- ми ... . . 148* 12,55 36,8 193 0,534
• Использовалось максимальное давление.
Поверхностная обкатка может применяться одинаково успеш-
но и к деталям из цветных металлов. Увеличение предела уста-
лости на 50% было получено при поверхностной обкатке образ-
ца диаметром 76,2 мм из магниевого сплава; этот процесс был
167
использован для улучшения сопротивления усталости воздушных
винтов из магниевого сплава [347].
Предварительное деформирование. Благоприятное влияние
растягивающего статического деформирования на предел уста-
лости стержня с надрезом было впервые показано Форрестом
[321]. Он предварительно нагрузил образцы с надрезом из алюми-
ниевого сплава BS6L1 напряжением, составляющем 3Д их проч-
ности на растяжение, и это удвоило предел усталости при 108 цик-
лах. Подобные эксперименты уже описывались Розенталем и
Сайнисом [318] и Дагдейлем [319], показавшими, что повышение
предела усталости зависит в первую очередь от остаточного на-
пряжения, так как большой эффект получался при высоких
средних напряжениях и для материалов с высоким отношением
ат!авр. Предварительная деформация деталей и конструкций
почти не используется в практике (исключая заневоливание пру-
жин), однако эта обработка является простым способом повы-
шения сопротивления усталости. Например, было показано, что
предварительное нагружение собранного крыла самолета может
заметно повысить его долговечность. Как и при поверхностной
обкатке, оптимальную предварительную нагрузку для данной
детали можно определить только экспериментально. Ограничен-
ные опубликованные данные показывают, что предварительное
напряжение может составлять свыше 90% от предела прочности
на растяжение, т. е. может быть значительно выше предела те-
кучести в областях концентраций напряжений [348]. Однако сле-
'дует помнить, что остаточные сжимающие напряжения всегда
уравновешиваются остаточными растягивающими напряжения-
ми в других местах, и следует соблюдать осторожность, чтобы
они не снизили предел усталости.
Правка. Холодная правка обычно вредна из-за возникно-
вения растягивающих остаточных напряжений, которые наво-
дятся в областях, где материал перенапрягается при сжатии.
Лав [120] приводит данные о снижении предела усталости при
холодной правке на 20—50%, однако он также указывает, что
предел усталости не снижается, если для операции правки ис-
пользуется наклеп молотком.
Упрочнение пламенной и индукционной закалкой. Для сталей
пламенная или индукционная закалка часто используется для
обеспечения сопротивления поверхностному износу. Остаточные
напряжения растяжения на поверхности, наведенные при нагре-
ве, снимаются при увеличении объема детали, связанном с фазо-
выми превращениями [349]. Результирующее остаточное сжимаю-
щее напряжение на поверхности вместе с упрочнением поверх-
ностного слоя может значительно увеличить предел усталости,
особенно для деталей, имеющих концентрацию напряжений
(табл. 38). При закалке необходимо обеспечить, чтобы усталост-
ные разрушения не происходили на границе закаленных облас-
168
Таблица 38
Влияние пламенной и индукционной закалок на сопротивление
усталости стали
Сталь Условия испытания Предел устало- сти необработан- ной стали в кГ/мм1 Изменение предела усталости вследствие пламенной закалки в % Изменение пре- дела усталости вследствие ин- дукционной за- калки в % Источник
Углеродистая Без надр Изгиб с вращением Кручение еза 40,0 22,0 4-60 до 4-881 4-18 = [120]
Еп12 (0,35-0,45% С) Еп16(Мп, Мо) Еп24 (1,5% Ni, Сг, Мо) Изгиб с вращением То же » » 33,0 40,8 47,1 — 4-19 4-54 4-40 | [350]
SAE 1045 (0,45о/о С) С надрез1 Изгиб с вращением Образец 0 12,7 мм с острым буртом 1MU 12,55 4-80 (обработан только бурт) 4-190 (обработана вся деталь) — [1201
Никелемолибдено- вая (2,5% Ni; 0,5% Мо) Изгиб с вращением Образец с умерен- ным буртом 24,5 4-40 — [120]
Хромоникелемолиб- деновая Кручение Образец 0 60 мм Образец 0 60 мм с поперечным отвер- стием 16 20,9 4-6 —19 — [120}
Оси с напрессованными колесами
SAE 1045 (0,45% С) Изгиб с вращением Образец 0 50,8 мм 9,1 >4-246 [120J
Углеродистая Образец 0 177,8 мм 8,6 >4-83 — [1201
(0,52% С) Образец 0 241,3лсм 7,7 4-46 до 4-64 —
тей, где вероятны очень высокие остаточные растягивающие на-
пряжения. Этим можно объяснить низкие' пределы усталости,
иногда наблюдаемые для поверхностно закаленных деталей.
Повышение твердости поверхности стали путем цементации,
азотирования и цианирования. Повышение твердости поверхнос-
ти используется главным образом для повышения сопротивления
169
износу поверхностей стальных деталей, а также для повышения
сопротивления усталости, особенно при коррозии и коррозии тре-
ния. При цементации упрочнение получается в результате насы-
щения поверхности металла углеродом и последующей закалки.
При азотировании металл нагревается в атмосфере аммиака и
упрочнение достигается поглощением азота без закалки. При на-
греве в расплавленном цианиде как углерод, так и азот погло-
щаются, после чего для получения твердой поверхности обычно
следует закалка [351].
Предел усталости повышается при любом из этих процессов
как вследствие высокого предела усталости поверхностного твер-
дого слоя, так и вследствие сжимающего остаточного напряже-
ния, возникающего в этом слое при термохимических обработках.
Комбинированного влияния этих факторов обычно достаточно,
чтобы сопротивление усталости поверхностного слоя стало боль-
ше, чем сердцевины. Усталостные разрушения в деталях, под-
вергнутых термохимической обработке, начинаются в области,
граничащей между слоем и сердцевиной. В этих условиях повы-
шение предела усталости, создаваемое поверхностной обработ-
кой, зависит от напряженного состояния и глубины слоя по от-
ношению к размеру детали. При осевом нагружении и при
-отсутствии концентрации напряжений, напряжение под поверх-
ностью приблизительно такое же, как на поверхности, и, следо-
вательно, упрочняющий слой меньше влияет на сопротивление
усталости. Цри изгибе или кручении небольших образцов наблю-
дается заметное повышение пределов усталости, но наиболее
-сильно повышается предел усталости образцов с надрезом, по-
тому что на прочность сердцевины концентрация напряжения
у поверхности не влияет. (Это, конечно, не относится к тому слу-
чаю, когда концентрация напряжения, распространяющаяся
глубже упрочненного поверхностного слоя, образуется после соз-
дания слоя.)
Некоторые типичные данные, показывающие влияние цемен-
тации и азотирования, представлены в табл. 39 и 40. По влия-
нию цианирования также есть некоторые данные в литературе:
•Ли [352] получил увеличение предела усталости до 97% для мяг-
кой стали; по данным Хенкинса предел усталости различных ста-
лей увеличивается на 5—74% при условии предварительного
-обезуглероживания [326, 333].
Обработка поверхностного слоя для каждого конкретного
случая выбирается в зависимости от марки стали, глубины слоя,
величины допускаемого коробления и температуры, при которой
работает деталь. При цементации получается более толстый
-слой, чем при азотировании; глубина науглероженного слоя со-
ставляет обычно 0,76—2,5 мм, а азотирование, например, при
485° С в течение 72 ч дает слой глубиной от 0,30—0,51 мм [351].
Есть данные, которые показывают, что предел усталости возрас-
170
Таблица 39
Влияние науглероживания на сопротивление усталости стали [120]
Сталь
Вид
нагру-
жения
Детали
образца
Предел
усталости
необработан-
ного образца
в кг/мм*
Изменение пре-
дела усталости
образцов вслед-
ствие обработки
в %
глад-
кий
с над-
резом
глад-
кий
с надре-
зом
Углеродистая
(0,16% С)
Хромистая (1,0% Сг)
Хромомарганцевая
(1,4% Сг; 1,0% Мп)
X ромомарганцево мо-
либденовая (1,2% Сг;
1,0% Мп; 0,25% Мо)
То же
Никелехромомолибде-
новая (2,0% Ni;
2% Сг; 0,2% Мо)
47,1
94,2
105,0
125,5
Изгиб
с враще-
нием
0 6,6 мм,
радиус
надреза
0,5 мм
25,9
40,8
55,0
44,0
45,5
59,7
22,0
19,9
25,0
20,0
+88
+ 105
+75
+68
13,95 +72
16,0 +32
+82
+95
+120
+ 120
+230
+219
2,0% Сг; 2,0% Ni;
0,25% Мо
125,5
Изгиб
с враще-
нием
Кручение
0 14 мм,
с попе-
речным
отвер-
стием
Углеродистая сталь
Никелевая сталь
(3,5% Ni)
То же (5,0% Ni)
97,5
113,0
Изгиб
с враще-
нием
0 7,95 мм
61,2
25
32,7
45,5
53,5
49,5 +13* —38**
+29***
11,9 +26* —17**
____________+124***
+83
+85
+62
* Шлифовка после цементации.
* * Отверстие просверлено после цементации.
'•* Отверстие просверлено перед цементацией.
тает с глубиной покрытия, но Фриш [196] относит это в основном
за счет влияния размера небольшого образца — разрушение
происходит между упрочненным слоем и сердцевиной, где напря-
жение заметно ниже максимального; если глубина покрытия со-
ставляет значительную часть радиуса образца. На больших дета-
лях от такого упрочнения был получен незначительный эффект, и
по Фришу эффект различных обработок следует сравнивать по
напряжению в месте разрушения. В соответствии с этим для хро-
момолибденовой стали Фриш установил, что тонкий азотирован-
ный слой (1,0 мм, полученный за 10 ч при 485° С) дает почти
такое же сопротивление усталости, как толстый слой (3,56—
5,1 мм, полученный за 72 ч при 485°С), и для деталей была ре-
комендована первая обработка. При цементации наблюдается
Таблица 40
Влияние азотирования на сопротивление усталости стали
Сталь Предел прочно- сти авр в кГ/ммг Вид нагрузки Предел усталости необработан- ных образцов в кГ/мм* Изменение предела уста- лости образ- цов вследствие обработки в % Источник
глад- ких с над- резом глад- ких с над- резом
Хромомолибденованадие- вая Хромоалюминиевая (1,7% Сг, 1,3% А1) Хромомолибденовая Хромомолибденованадие- вая 141,5 97,4 106,5 133,0 141,0 Осевое Осевое Изгиб с вра- щением То же » » 62,8 35,9 50,0 60,0 74,6 65,3 16,5 19,65 27,8 29,4 —5 +2 +20 +36 +20 +24 * + 142 +300 + 189 + 170 [120]
Хромомолибденовая 97,5 Плоский изгиб Кручение 51,9 31,3 22,8 16,5 +23 +20 +90 +88 [196]
Хромомолибденованадие- вая 141,5 Плоский изгиб Кручение 68,0 39,7 30,3 22,4 4-ю 4-14 +50 +60 [311]
Хромоникелевая (18,7% Сг, 9,3% Ni) Хромистая (12,3% Сг) 62,8 91,0 Изгиб с вра- щением 23,6 43,0 7,85 +30 +15 +750 [120]
большее коробление, чем при азотировании, так что обычно пос-
ле цементации требуется шлифование. Кроме того, в процессе
закалки могут образоваться трещины.
Поверхностные покрытия стали. Покрытия из цветных метал-
лов наносятся электролитическим или другим способом и приме-
няются для повышения сопротивления износу, коррозии или
усталостной коррозии, а также для восстановления изношенных
деталей машин. Их влияние на сопротивление усталости рас-
сматривалось Хеймондом и Вильямсом {353]. Электропокрытие
мягкими металлами, такими как кадмий, свинец, олово и цинк,
мало влияет на сопротивление усталости, но покрытия тверды-
ми металлами (никелем или хромом) могут существенно снизить
его. Некоторые типичные данные представлены в табл. 41—43.
Понижение сопротивления усталости в результате хромирования
зависит в некоторой степени от условий покрытия, однако дан-
ных для выбора оптимальных условий нет. На предел усталости
обычно мало влияет толщина хромирования (табл. 43). Однако
172
Таблица 41
Влияние хромового покрытия на сопротивление усталости стали
Сталь свр в кГ/мм2 Покрытие Вид нагружения 1 Предел усталости непокрытых об- разцов в к,Пммг Предел устало- сти покрытых об- разцов в кГ/мм2 Изменение преде- ла усталости пос- ле покрытия в % Источник
Тип Толщина в льи
Углеродистая (0:3% С) SAE Х4130, нормализо- ванная (0,3% С, 1% Сг) $АЕ 4130, закаленная и отпущенная SAE 6130, закаленная и отпущенная (0,3% С, 1% Сг, 0,2% V) 63 — 0,127 0,0025— 0,225 0,0025— 0,432 0,025— 0,225 Изгиб с вращением 24,3 31,4 66,1 58,2 25,3 28,3 40,9 39,3 СЧ СЧ 05 сч । — со со + 1 1 1 [354] [355]
SAE 4130 130,2 Стандарт- ное То же CR 110 (свойство раствора) 0,025 0,25 I 0,025 / 0,025 57,2 42,5 44,7 52,8 51,8 —26 —23 —8 —9 [353]
Еп25(2,3—2,8% Ni; 0,5— 0,8% Сг; 0,4—0,7% Мо) 125,5 Стандарт- ное 0,0025 0,0075 0,0127 0,025 0,150 0,300 59,0 43,0 42,4 42,4 37,7 33,9 33,9 -25 -28 —28 —36 —42 —42 [353]
94,5 0,025 0,150 0,30 43,7 32,4 33,9 33,2 —26 —22 —23
SAE 4140 — CR 110 (свойство раствора) 0,0015 0,003 0,0075 0,25 76,5 50,8 50,8 52,6 51,5 -33 —33 —31 —32 [353]
S11 (3% NiCr) $82 (4% NiCr), цементо- ванная DTD 306 (3% СгМо), азо- тированная 99 111,5 95,7 — 0,038 0,25 0,127 0,051 1 Изгиб 55,7 68,2 72,6 27,8 27,8 30,2 60,5 —50 —50 —17 [ЗЮ]
173
Таблица 42
Влияние никелевого покрытия на сопротивление усталости стали
Сталь в кГ/мм* Покрытие Вид нагружения Предел устало- сти до покрытия в кГ/мм* Предел устало- сти после покры- тия в кГ/мм* Изменение пре- дела усталости после покрытия в % Источник
Тип Тол- щина в мм Внутрен- нее напряже- ние в кГ1ммг
Углеродис- тая: 0,09% С 0,14% С — — 0,0127 0,0889 Высокое Низкое Изгиб с вра- ще- нием 23,9 16,0 22,3 —33 —7 [356]
25,2 24,4 14,15 —3 —44
Армко-желе- 30 S11 (3% Ni, Сг) 31,4 100,0 — 0,102 0,038 0,38 — Изгиб 20,7 22,6 +9 [ЗЮ]
55,2 34,2 23,5 —38 —57
SAE 4330 (Ni, Сг, Мо) — Мягкое (Watts) Твердое Мягкое (Watts) 0,0102 0,0102 0,076 0,025 — — 55,2 37,8 37,8 30,9 30,9 —32 -32 —44 —44 [357]
BS5005/401 (3% Ni) 68 Watts 0,025 0,125 0,125 29,0 — 40,0 30,9 23,1 29,4 —20 —40 —24 [353]
Bright А. 0,025 0,125 0,125 — — — 43,3 28,9 41,0 4-12 —24 4-7
S65 (3% Ni; 1% Сг) 114 Watts 0,025 0,125 0,025 0,025 0,125 18,85 18,85 Небольшое сжимаю- щее Небольшое сжимаю- щее —5,19 — 34 46,4 29,8 36,1 51,9 41,7 —14 —44 —28 4-3 —21
— — Обдувка дробью перед по- крытием Обдувка дробью после покрытия — — Изгиб с вра- ще- нием 33 13,35* 28,8* 38,5 —60* —13* — 17** [358]
• Дробеструйная обработка перед покрытием.
** Дробеструйная обработка после покрытия.
174
Вильямс и Хеймонд [359] обнаружили заметное влияние толщи-
ны покрытия в зависимости от термообработки (рис. 99). При
Таблица 43
Влияние цинкового покрытия на сопротивление усталости стали
при изгибе с вращением [120]
Сталь °вр в кГ/мм* Предел усталости до покрытия в кГ/мм* Изменение в % пре- дела усталости вследствие Исследователь
электро- полирова- ния гальваниза- ции в рас- плавленной соли
0,2% С 31,4 19,0 +2 —4
0,45% С, отпущенная 55,5 25,3 —25 Швай-
0,45% С, закаленная 85,0 56,3 —42
0,45% С ... 72,2 32,7 +5 — 14 гер
0,72% С, отпущенная 64,5 24,5 0 —13 и
0,72% С, закаленная 124 87,5 —40 Франс
0,72% С 118 66,0 +11 —42
0,5% С, нормализованная 67,5 Соп-
(0 7 мм) 0,5% С, после протягивания 25,8 —2 — 10 вис
102 н
(0 7 мм) 38,5 0 + 1 Гаф
Проволочная (0 2,54 мм) 119—133 44—50,2 —21 до —28 Уотт
153,5— 45,5—51,75 —15 до —20
176,0
никелевом покрытии предел усталости значительно понижается
с увеличением толщины слоя (табл. 42). Было установлено, что
снижение предела усталости в результате хромирования и нике-
лирования непосредственно связано с растягивающими остаточ-
ными напряжениями в нанесенном слое. Барклай и Девис [356]
и Олмен [358] показали, что предел усталости образцов, покры-
тых никелем, может повышаться, если остаточное растягивающее
напряжение понизится при изменении процесса покрытия
(табл. 42). Предел усталости деталей можно заметно изменить
последующей термообработкой (рис. 99). Термообработка при
200—300° С снижает предел усталости, а при температуре выше
400° С — повышает. Было показано, что это связано с влиянием
остаточных напряжений в слое; термообработка при 200—300° С
увеличивает остаточное растягивающее напряжение, в то время
как при температурах выше 440° С образуются сжимающие ос-
таточные напряжения. Подобные результаты были получены
Лодженом [355] для хромомолибденовой стали SAEX4130. Тер-
мообработка после хромирования при температуре не меньше
400—450° С может рекомендоваться в том случае, когда допус-
кается размягчение нанесенного слоя и обработка не влияет
на механические свойства стали [359]. В отличие от хрома низ-
котемпературное никелевое покрытие, примененное к средне- и
высокопрочной стали, мало влияет на предел усталости.
Предел усталости хромиро-
Рис. 99. Влияние температуры t
термообработки на предел устало-
сти хромированных сталей при
разной толщине покрытия (сталь
Еп25, DPH400) [359]:
/ _ образец после механической обра-
ботки, без покрытия; 2 — электропо-
лнрованный образец, без покрытия;
3 — 0,025 мм Сг; 4 — 0,15 мм Сг; 5 —
0,3 мм Сг
ванной или никелированной
стали может увеличиваться
азотированием, дробеструйной
обработкой или поверхностной
обкаткой. Влияние дробеструй-
ной обработки на никелирован-
ные образцы исследовалось
Олменом (табл. 42). Обработ-
ка дробью перед покрытием
значительно увеличивает пре-
дел усталости, но большее уве-
личение было получено при об-
работке дробью после покры-
тия. Более поздние исследова-
ния подтвердили, что обработ-
ка дробью высокопрочной ста-
ли после покрытия повышает
ее предел усталости. Тонкое
шлифование обдутой и необду-
той поверхностей, проводимое
либо до, либо после покрытия,
не имеет значительного влия-
ния на сопротивление устало-
сти [353].
Было установлено, что по-
нижение предела усталости в результате гальванизации можно
частично объяснить влиянием водорода, проникающего в про-
цессе покрытия в сталь, однако влияние это невелико [360]. Пре-
делы усталости образцов, с которых были удалены никель или
хром, равны или почти равны пределу усталости до гальваниза-
ции [120].
Сопротивление усталости сталей, покрытых никелем или хро-
мом, можно объяснить в общих чертах следующим образом.
Когда основной металл менее прочен, чем покрытие, предел уста-
лости зависит почти полностью от свойств основного металла и
покрытие влияет незначительно (см. результаты для сталей с
0,3% С в табл. 41 и для армко-железа в табл. 42). Для высоко-
прочных сталей предел усталости зависит преимущественно от
прочности покрытия. Это очевидно из связи между пределом
усталости и остаточным напряжением нанесенного слоя, а также
из того, что для данной термической обработки предел усталости
176
хромированной стали почти не зависит от ее прочности (353]. Это
поведение можно объяснить тем, что усталостная трещина обра-
зуется в нанесенном слое; концентрация напряжения в конце
трещины может быть достаточной, чтобы обеспечить ее распро-
странение в слой металла под покрытием. С другой стороны, со-
противление основного металла распространению трещины мо-
жет иногда влиять на сопротивление усталости; например, азо-
тирование и наклеп перед нанесением покрытия повышают пре-
дел усталости.
В табл. 43 показано, что покрытие цинком, в отличие от нике-
лирования и хромирования обычно незначительно повышает пре-
дел усталости, в то же время горячее цинкование вредно.
Лав (120] по различным источникам сделал вывод, что покры-
тие свинцом, кадмием и распыленным алюминием мало влияет
на сопротивление усталости; омеднение снижает предел усталос-
ти при изгибе на 12% и заметно снижает прочность при повтор-
ной нагрузке спиральных пружин. Другие опыты, однако, пока-
зали, что гальванизация кадмием может понизить предел уста-
лости очень прочных сталей (671]. Чтобы уменьшение сопротив-
ления усталости было минимальным, перед гальванизацией
рекомендуется применять обработку, вызывающую остаточные
сжимающие напряжения в поверхностных слоях. Для предотвра-
щения охрупчивания термообработку следует применять после
гальванизации. Напыление металлом может заметно снизить
сопротивление усталости (вероятно в результате грубой обработ-
ки, применяемой перед напылением). В последнее время, одна-
ко, было показано, что удовлетворительное сцепление можно по-
лучить при напылении тонкого слоя молибдена на поверхность,
обдутую дробью, при этом предел усталости различных сталей
снижается не более чем на 10% {361]. Фосфатизация повышает
сопротивление коррозии трения, но значительно уменьшает пре-
дел усталости [120, 310].
Поверхностные покрытия цветных металлов и сплавов. Дан-
ных по влиянию поверхностных покрытий на предел усталости
цветных сплавов значительно меньше, чем для стали. Влияние
никелирования или хромирования на алюминиевый сплав не-
устойчиво; в некоторых случаях было найдено небольшое сни-
жение предела усталости [310], в то время как в других случаях
предел усталости снижался значительно [353]. Покрытие чистым
алюминием алюминиевых сплавов заметно понижает предел
усталости лабораторных образцов (см. табл. 7), но мало влияет
на предел усталости соединений деталей. Оксидные пленки
обычно мало влияют на усталость алюминиевых сплавов [362],
хотя предел усталости алюминиево-медного сплава снизился на
50% [363]. Значительное понижение предела усталости в резуль-
тате анодной обработки было обнаружено также для магниевого
сплава (см. табл. 51).
12 Заказ 893 ’
Глава VII
КОРРОЗИОННАЯ УСТАЛОСТЬ
И КОРРОЗИЯ ТРЕНИЯ
Коррозионная усталость
Коррозия поверхности металла может вызывать общее
увеличение шероховатости поверхности и образование каверн
или трещин в отдельных точках, что может значительно умень-
шить сопротивление усталости, если на металл впоследствии
действуют переменные напряжения. Значительно больше со-
противление усталости уменьшается в результате одновремен-
ного действия коррозии и переменных напряжений. Для характе-
ристики совместного влияния этих факторов используется поня-
тие коррозионной усталости.
Обзор по коррозионной усталости был составлен Гафом в
1932 г. [364], Гильбертом [365], Гоулдом [366] и Ивенсом [367].
Процесс образования трещин коррозионной усталости отличает-
ся от процесса образования трещин под действием статического
напряжения в условиях коррозионной среды.
Коррозионное растрескивание под напряжением проявляется
только в определенных металлах, в основном после неправиль-
ной термообработки [367], в то время как коррозионной усталости
подвержено большинство металлов. Коррозионные усталостные
разрушения отличаются от обычных усталостных разрушений.
Во-первых, поверхность излома часто изменяет окраску при
коррозионном разрушении, хотя это не является характеристи-
кой существенной значимости. Степень наблюдаемой поверхно-
стной коррозии зависит от материала и коррозионной среды и
обычно выше при разрушениях в рабочих условиях, чем в лабо-
раторных из-за относительной кратковременности большинства
лабораторных испытаний. Поверхность обычных сталей незначи-
тельно ржавеет при испытании в пресной воде и больше в соле-
ной, но нержавеющие стали и азотированные стали часто не
имели явных признаков ржавчины, даже если предел усталости
значительно снижался при действии соленых брызг.
Другой отличительной чертой коррозионной усталости являет-
ся внешний вид усталостных трещин. Обычно возникает значитель-
но больше трещин, чем при обычном усталостном разрушении;
это является следствием электрохимического поражения, интен-
сивость которого понижается по мере уменьшения трещины.
178
Рис. 100. Типичные трещины коррозионной усталости (/)
Рис. 101. Разрушение от коррозионной усталости гребного вала в резуль-
тате проникания морской воды через резиновый патрубок между двумя
обшивками [368]
12*
Таким образом, скорость распространения данной трещины по-
нижается, что способствует образованию других трещин. Фото-
графии типичных разрушений
в рабочих условиях показаны
на рис. 100 и 101. На рис. 100
показан образец, вырезанный
из омываемой водой стенки, бо-
ковой перегородки водотруб-
ного парового котла, наружная
поверхность которого омывает-
ся продуктами сгорания. От-
дельные трещины расширяются
у поверхности от коррозии, ко-
торая действует после их воз-
никновения. Ширина трещины
уменьшается по мере удаления
от поверхности, и трещина ста-
новится подобной обычной ус-
талостной трещине, являясь
межкристаллической.
Фотография макрошлифа
коррозионной усталостной тре-
щины, свидетельствующая об
этом, представлена на рис. 102.
Коррозионные усталостные
трещины легко отличить от
трещин коррозии под напряже-
нием, * которым свойственно
множество разветвлений; обыч-
но они являются межкристал-
лическими. В валах при дейст-
вии касательных напряжений
направление коррозионных ус-
талостных трещин составляет
45° с осью по плоскостям, пер-
пендикулярным к направлению
максимальных главных напря-
жений, это вызывает перекре-
Рис. 102. Коррозионная каверна и щивающиеся следы разруше-
усталостная трещина в охлаждаемом ния /рис Ю1). g этом 0тН0Ше-
водои шатуне [364] нии характер разрушения от-
личается от усталостных раз-
рушений от кручения на воздухе, когда трещины обычно распро-
страняются в направлении максимального напряжения среза.
Однако трещины, перпендикулярные к главным напряжениям,
появляются и на воздухе при наличии концентрации напряжений,
и сходство их с трещинами, возникающими при коррозионной
180
усталости, можно объяснить влиянием местного повышения на-
пряжения от коррозионных каверн.
Сравнения результатов усталостных испытаний, проводимых
в коррозионной среде, с проводимыми на воздухе, показали, что
вредное влияние коррозии увеличивается с продолжительностью
Рис. 103. Испытания на усталость (штриховые линии) и коррозионную
усталость (сплошные линии) авиационных материалов [369]:
а — при изгибе: б — при растяжеиии-сжатии; / — хромоникелевая сталь 17/1;
2 — углеродистая сталь (0,5% С); 3 — хромистая сталь (15% Сг): 4 — хромо-
никелевая сталь 18/8: 5 — дуралюмнн; б — магниевый сплав (2>/а А1)
испытания. Кривые о — ;V, полученные при коррозионных испы-
таниях, имеют значительно меньшую тенденцию приобретать
асимптотический характер даже в относительно слабой корро-
зионной жидкости, подобной пресной воде, и вряд ли какие-ни-
будь металлы имеют в этих условиях определенный предел уста-
лости. В сильно коррозионной среде непрерывное понижение
кривой о—W может быть очень заметным. Это иллюстрируется
рис. 103, где показаны результаты испытаний различных мате-
риалов при разбрызгивании соленой воды. В связи с этим необ-
ходимо проводить ограниченные пределы усталости для данной
долговечности и не применять термина «коррозионный предел
усталости». Установлено, что коррозионный предел усталости
зависит от частоты циклического напряжения, и соответствую-
181
щие данные должны также приводиться. Данные на рис. 103 от-
носятся как для испытаний на осевое растяжение, так и на из-
гиб; испытания проводились при частоте около 2200 цикл!мин.
Влияние предварительной коррозии на сопротивление уста-
лости. Влияние предварительной коррозии 'При отсутствии напря-
жения на последующее усталостное сопротивление на воздухе
было исследовано подробно Мак-Адамом. Он испытывал многие
стали и некоторые алюминиевые сплавы, при этом образцы под-
Рис. 104. Зависимость между авр
и понижением предела усталости
(в процентах) вследствие предва-
рительной коррозии без напряже-
ния сталей и алюминиевых спла-
вов [295]:
1 — алюминиевый сплав. 100 дней*.
2 — алюминиевый сплав. 50 дней; 3 —
алюминиевый сплав, 10 дней: 4 —
сталь. 200 дней: 5 —сталь. 50 дней;
6 — сталь, 25 дней; 7 — сталь,
10 дней; 8 — сталь, 7 дней; 9 — сталь.
4 дня; 10 — сталь, 2 дня; 11 — сталь,
1 день
вергались действию коррозии в
чистой воде в течение различного
времени, затем высушивались,
смазывались и подвергались ис-
пытаниям. Предварительная кор-
розия понижает сопротивление
усталости; этот эффект возра-
стает со временем пребывания в
воде, но кривая сг — N для данно-
го времени пребывания в воде
подобна по форме кривой, полу-
ченной в воздухе, т. е. кривые для
сталй имеют горизонтальный
участок. Мак-Адам и Клейн [295]
показали, что вредное влияние
предварительной коррозии возра-
стает с увеличением предела
прочности на растяжение (рис.
104). Эти авторы отнесли умень-
шение сопротивления усталости
в основном за счет влияния кон-
центрации напряжения около об-
разующихся коррозионных ка-
верн, потому что уменьшение пло-
щади сечения от коррозии было незначительным. Они также по-
казали, что кривые, подобные по форме кривым на рис. 104, могут
быть получены из испытаний на образцах с надрезами, сделан-
ными механически.
В последней работе Мак-Адама сделана попытка связать со-
противление усталости с формой, размером и распределением
коррозионных каверн [370}.
Сопротивление металлов коррозионной усталости. Сопротив-
ление металлов коррозионной усталости определяется при испы-
таниях образцов, помещенных в коррозионную среду на обычных
усталостных машинах. Использовался ряд различных способов
воздействия коррозионной жидкости на образец: полное погру-
жение, полив струей или распыленной Жидкостью, а также нане-
сение жидкости с помощью ленты или тампона. На ограничен-
ный предел коррозионной усталости значительно влияет способ
182
воздействия коррозионной жидкости, потому что скорость корро-
зии зависит от поступления кислорода; например, разбрызгива-
ние жидкости значительно больше повреждает, чем полное по-
гружение. Поэтому, очевидно, невозможно получить единствен-
ное значение величины коррозионного ограниченного предела
усталости металла и обычно трудно сделать количественное со-
поставление результатов различных исследователей. Однако не-
которые исследователи определили сопротивление коррозионной
усталости ряда металлов для данных условий испытаний; по
Рис. 105. Влияние термообработки и химического состава на ограниченный
предел коррозионной усталости углеродистых, низколегированных и хромистых
сталей [371, 364]. Ограниченный предел усталости при изгибе с вращением
(20- 10б циклов, 1450 цикл/мин).
Испытывались углеродистые, низколегированные и хромистые стали: 1 — испытания в
воздухе, все стали термообработанные и отожженные; 2 — испытания в пресной воде,
хромистые стали термообработанные и отожженные; 3 — испытания в пресной воде,
углеродистые и низколегированные стали, термообработанные и отожженные
результатам их исследований можно сделать некоторые обобще-
ния о влиянии химического состава и термообработки на сопро-
тивление усталости.
Наиболее существенный вывод — сопротивление коррозион-
ной усталости зависит, в основном, от сопротивления коррозии.
Это очевидно из большинства экспериментов, проведенных Мак-
Адамом, результаты которых были пересмотрены Гафом [364].
Мак-Адам проводил испытания различных сталей и сплавов цвет-
ных металлов на изгиб с вращением как на воздухе, так и в
струе пресной воды, направленной на образец. Результаты ис-
пытаний сталей обобщены на рис. 105. Испытания в воздухе
дают обычные результаты, причем предел усталости приблизи-
тельно пропорционален пределу прочности при растяжении. Од-
нако для испытаний в воде ограниченный предел усталости угле-
родистых и низколегированных сталей почти не зависит от пре-
дела прочности на растяжение. Все углеродистые стали,
содержащие 0,03—1,09% С, как отожженные, так закаленные и
отпущенные, имели ограниченные пределы коррозионной уста-
лости от 9,4 до 17,3 кГ1мм2. Для низколегированных сталей с
пределом прочности на растяжение от 63 до 220 кГ)мм2 предел
183
усталости составлял от 8,6 до 21,2 кГ/мм.2. Для углеродистых и
низколегированных сталей ограниченный предел коррозионной
усталости был обычно выше после отжига, чем после закалки
и отпуска. Коррозионно-стойкие стали, содержащие 5% хрома
или больше, имели значительно большее сопротивление корро-
зионной усталости, и, как показано на рис. 105, их ограниченный
предел усталости при коррозии приблизительно пропорционален
пределу прочности на растяжение.
Некоторые другие данные по коррозионной усталости пред-
ставлены в табл. 44. Ограниченный предел усталости углероди-
стых сталей составляет всего около 3 кГ1мм2 при 108 циклах в
соленой воде; ограниченный предел усталости коррозионно-устой-'
чивых сталей значительно понижается. Уэскотт испытывал образ-
цы полностью погруженные в соляной раствор, поэтому питание
кислородом было ограничено и предел усталости снижался не-
значительно. В отличие от результатов Мак-Адама при испыта-
ниях в пресной воде, результаты Уэскотта показали, что низко-
легированные стали значительно более стойки, чем углероди-
стые. Влияние пара на ограниченный предел усталости сталей
приведено в табл. 45 [376]. Для выявления влияния предвари-
тельной коррозии образцы нагревали в течение недели в атмос-
фере влажного пара и воздуха и затем испытывали на воздухе
или в паре. Результаты этих испытаний показали, что влияние
предварительной коррозии незначительно по сравнению с по-
вреждением, вызываемым сочетанием коррозии и переменных
напряжений.
Высокое сопротивление коррозионной усталости показали
азотированные стали (табл. 45). Жидкое олово и жидкая сода
мало влияют на ограниченные пределы усталости мягкой и не-
ржавеющей сталей при 300° С [377].
Данные по коррозионной усталости цветных сплавов приве-
дены в табл. 46. Мак-Адам [378] показал, что медь и медные
сплавы обладают высоким сопротивлением коррозионной устало-
сти даже в холодноупрочненном состоянии, когда сплавы вос-
приимчивы к коррозии под напряжением. Результаты для медно-
никелевых сплавов показали, что повреждающий эффект корро-
зии повышается по мере понижения содержания меди. Гаф и
Сопвис [379] также показали высокую сопротивляемость медных
сплавов при испытаниях ряда бронз в соленых брызгах. Корро-
зионный предел усталости 27,3 кГ1мм2 при 5- 107 циклах, полу-
ченью ими для бериллиевой бронзы, был выше, чем для нержа-
веющих сталей, испытанных в подобных условиях. В более позд-
них испытаниях Сопвис [380] обнаружил, что сопротивление кор-
розионной усталости сталей и бронз после термообработки не
улучшается. Ограниченный предел усталости технически чистого
титана в 3%-ном растворе соли повышается по сравнению с воз-
духом [384]. Более поздние результаты, содержащиеся в табл. 48,
184
Таблица 44
Данные по коррозионной усталости сталей
Сталь Термо- обработка в кГ/мм* Вид нагру- жения Частота напря- жения в мин Среда База испытаний Предел устало- сти в воздухе в кГ1мм* Предел устало- сти в коррозион- ной среде в кГ/мм* юшение пре- а усталости оррозионной де к пределу алости на духе Источник
О Дел в к ере. уст воз
Х^омоникслевольфрамовая (18/8/1 Сг, Нормали- зация Отпуск — Изгиб с враще- нием — Речная вода, капельная подача 10* 26,7 27,6 (3,25) 17,4 0, 12 0,63 [372]
Углеродистая (0,21% С) Отпуск 50,0 Изгиб с враще- нием, кручение 1300 1500 Морская вода 10' 22,4 14,15 2,98 3,93 0,13 0,28 [373]
Хромистая (12,5% Сг) 18/8 нержавеющая Хромистая (18,5% Сг) Углеродистая (0,48% С), покрытие кад- мием Отпуск 102,0 132,0 88,5 113,0 Кручение 360 Свежая вода 25-10' 25,7 19,3 24,5 20,2 12,55 8,31 19,3 5, 17 0,49 0,44 0,79 0,26 [374]
SAE1035 (0,32-0,38% С) SAE1050 (0,48-0,55% С) SAE 1050, легированная, после протя- гивания SAE4130 (0,8—1,1% Сг, 0, IS- О. 25% Мо), после протягивания SAE 9260 (0,55—0,65% С, 1,8-2% Si) Хромистая (5% Сг) после протягивания Кованое железо со Данные по коррозионной усталости AJ сл Закалка в воде Закалка в воде Нормали- зация Закалка в масло 1я сталей п] 61,2 66,0 91,0 89,5 100,5 91,0 33,0 ри иали1 Изгиб с враще- нием ни антифрш 1750 кционны (1) 6,8%-ный соляный раствор (2) 6,8%-ный соляный раствор с H,S Образцы полностью погружены х покрытий при 10’ 1 введены 28,2 22,2 42,3 48,2 50,6 51,8 21,4 в табл. (1) 17,3 (2) 7,4 (1) 13,95 (2) 7,7 (1) 17,7 (2) 9,73 (1) 18,8 (2) 9.9 (1) 17,4 (2) 10,35 (1) 37,0 (2) 18,5 (1) 13,05, (2) 11,451 48. 0,61 0,26 ; о,бз 0,35 0,42 0,23 0,38 0,20 0,35 0,20 0,71 0,21 0,64 1 0,54 [375]
Таблица 45
Влияние пара на сопротивление усталости сталей (изгиб с вращением
при 2200 цикл/мин, ограниченные пределы усталости определены
на базе 50 10й циклов)____________________________________________
Сталь 5 а to Ограниченный предел усталости в кГ/мм?
На воздухе В струе пара на воздухе В паре при давлении и температуре
Э о001 twa/j* о 4,2 кГ/смг 149° С 15,4 кГ/сж* 371° С
Никелевая (3,5% Ni) 73,8 32,2 16,5 40,8 25,2 24,4
То же 83,2 40,8 16,5 — 37,7 37,0
Никелевая, хромированная (3,5% Ni) — — 29,1 — 32,2 —
Хромистая (12,5% Сг) 70,75 42,5 22,8 37,7 38,6 37,7
Хромоалюминиевая(0,36% С, 1,5% Сг, 1,2% А1) 86,5 51,8 — 44,8 35,4
То же, азотированная — 63,7 51,1 — 48,7 40,8
показали, что ограниченный предел усталости алюминиевых и
магниевых сплавов может значительно снижаться при коррозии.
Влияние типа, концентрации и температуры коррозионной
среды. Большинство приведенных данных по испытаниям на кор-
розионную усталость относится к пресной или соленой воде, но
испытания проводились в целом ряде других сред. Влияние кор-
розионного раствора на сопротивление усталости тесно связано
с его влиянием на коррозию без напряжения. Вредное воздейст-
вие увеличивается с ростом концентрации раствора, но при этом
достигается предел этого влияния, потому что растворимость воз-
духа понижается с ростом концентрации раствора, а кислород
обычно является необходимым в процессе коррозионной устало-
сти [368]. Было сделано несколько попыток сравнить непосредст-
венно влияние различных коррозионных сред. Мак-Адам осуще-
ствил испытания в четырех различных водах и нашел, что жест-
кая и мягкая пресная вода влияют почти одинаково, но речная
вода, содержащая некоторые соли, обычно более вредна (см.
табл. 46).
Многие детали и конструкции работают на открытом воздухе
и поэтому подвергаются продолжительной атмосферной корро-
зии. Была сделана попытка определить влияние атмосферной
коррозии на ограниченный предел усталости алюминиевых спла-
вов при проведении усталостных испытаний с перерывами, так
что на образцы оказывали влияние атмосферные условия в тече-
ние нескольких месяцев в процессе испытаний [385]. При сравне-
нии с результатами, полученными в помещении, было обнаруже-
но, что атмосферное влияние понизило среднюю долговечность
186
Данные по коррозионной усталости цветных металлов и сплавов
Материал Состояние материала в кГ/мм1 Вид нагруже- ния Час- тота в цикл мин
Алюминий Алюминий Алюминий Дуралюмин Дуралюмин Электролитическая медь Отожженный Полутвердый Твердый Отожженный Т ермообработанный Горячекатаная, отожженная 8,8 11,15 14,3 23,4 48,6 21,83 Изгиб с враще- 1450
Электролитическая медь Холоднообработан- ная, отпущенная Холоднообработан- ный, отожжен- ный Отпущенный Холоднокатаный, отожженный Холоднокатаный, отпущенный 32,7
Сплав (78% С, 21% Ni) То же Сплав (48% Си, 48% Ni), холод- ная обработка Монель (67% Ni, 30% Си) Монель (67% Ni, 30% Си) 33,2 43,7 60,0 57,4 89,2 нием
Таблица 46
Коррозион- ная среда База испыта- ния в циклах Предел устало- сти в воздухе в кГ/мм* Предел усталости при кор- розии в кГ/мм* Отношение предела усталости при кор- розии к пределу усталости на воздухе Источник
4,24 (2) 1,73 0,41
5,03 .— —
(2) 2,55 0,50
7,4 (1) 4,2 0,57
(2) 3,46 0,47
12,2 (1) 5,66 0,46
(2) 5,18 0,42
(1) свежая 12,6 (1) 7,07 0,56
(2) 5,97 0,47
вода; (2) реч- 7,06 (I) - —
ная вода (2) 7,4 1,04
с содержа- 2-10’ 11,9 (1) 12,2 1,03 [378]
нием соли (2) 12,2 1,03
около 1/3 12,6 (1) 13,3 1,06
от содер- (2) 13,3 1,06
жания в мор-
ской воде 18,15 (1) 16,8 0,92
(2) 18,2 1,0
26,7 (1) 20,4 0,76
(2) 23,3 0,85
25,2 (1) 18,8 0,75
(2) 20,4 0,81
37,0 (1) 21,7 0,58
(2) 24,5 0,66
Материал Состояние материала аер в кГ/мм* Вид нагруже- ния
Никель Холоднокатаный, отожженный 54,4
Никель Холоднокатаный, отпущенный 92,4 Изгиб
Сплав (62% Си, 37о/о Zn) Холоднотянутый, отожженный 37,2 с враще- нием
То же Холоднотянутый, отпущенный 28,8
Дуралюмин После прокатки 44,3 Изгиб с враще- нием
Сплав (Mg, 2,5% Al) То же Изгиб с враще- нием Осевое
Фосфористая брон- за (4,2% РЬ) Прокатка и про- тяжка, нормали- зация 43,4 Изгиб
Алюминиевая брон- Штамповка и про- 56,2 с вра-
за (8,9о/о А1, 1,4% Zn) тяжка 65,7 щением
Бериллиевая брон- за (2,2% Be) То же
Продолжение табл. 46
Час- тота в цикл мин Коррозион- ная среда База испыта- ния в циклах Предел устало- сти в воздухе в кГ!мм* Предел усталости при кор- розии в кГ/мм* Отношение предела усталости при кор- розии к пределу усталости на воздухе Источник
1450 (1) свежая вода; (2) реч- ная вода с содержа- нием соли около х/з от содер- жания в мор- ской воде 2- Ю7 23,8 36,4 15,67 16,8 (1) 17,6 (2) 16,15 (1) 21,0 (2) 18,8 (1) ~ (2) 13,3 (1) 12,55 (2) 12,55 0,74 0,68 0,58 0,52 0^85 0,75 0,75 13751
2200 3%-ный раствор со- ли, разбрыз- гивание 5-10’ 10’ 14,45 10,5- 14,15 10,5 8,17- 9,42 5,35 4,08 (1.57) 1,57 0,37 0,33 0,15 0,18 [3691
15,35 18,35 1,19
2200 То же 5-10’ 22,5 15,35 0,68 [379J
25,6 27,4 1,07
Материал Состояние материала в кГ/мм* Вид нагруже- ния Час- тота цикл мин
Бронза «Superstore (9,7% Al, 5,0% Ni, 5,40% Fe) После ковки 81,4 Изгиб с враще- нием 2200
Алюминиевая брон- за (9,3% Al) Алюминиевая брон- за (9,3% Al) Бериллиевая брон- за (2,2% Be) Бериллиевая брон- за (2,2% Be) Закалка Закалка и вторич- ный нагрев То же Термообработанная 57,8 51,5 50,6 127,2 То же 2200
Медные сплавы, от- литые в песок: высокопрочные ме- ди 50% «-видоизме- нения 30% «-видоизме- нения 15% «-видоизме- нения 5% «-видоизме- нения После литья 51,0 57,8 60,0 61,5 То же 3000
Продолжение табл. 46
Коррозион- ная среда База испыта- ния в циклах Предел устало- сти в воздухе в чГ/мм* Предел усталости при кор- розии в кГ!ммг Отношение предела усталости при кор- розии к пределу усталости на воздухе Источник |
3%-НЫЙ раствор соли, разбрыз- гивание 5-Ю7 35,7 23,0 0,64 [379]
17,9 13,65 0,76
То же 5-10’ 15,5 27,3 12,25 21,4 0,79 0,78 ' [380]
30,4 25,0 0,82
То же 100-10° 18,8 15,7 9,9 8,32 0,52 0,53 [380]
13,8 8,64 0,62
10,0 6,75 0,67
co о
Материал Состояние материала в кГ/мм* Вид нагруя'.е- ния
60% Си, 34% Zn Superston 40 (8% Al, 12% Мп) Superston (8% Al, 12% Mn) После литья 64,3 69,2 82,0 Изгиб с враще- нием
Марганцовистые бронзы: «Parsons» магние- вая бронза Immadium II Immadium V Immadium VI (80% Cu, 10% Al, 5% Ni, 5% Fe) 52/55 53,5/59,7 62,8/69,2 70,6/78,5 70,6/86,5 То же
Алюминиево-цинко- во-магниевый сплав, DTD 683 Обработан в раст- воре Термообработан снова 27,5 48,9 43,0 То же
Деформируемые алюминиевые сплавы: Al, 3% Mg Al, 7o/o Mg Al, Cu, Mg Старение Термообработан- ные То же
Продолжение табл. 46
Час- тота в цикл мин Коррозион- ная среда База испыта- ния в циклах Предел устало- сти в воздухе в кГ/мм* Предел усталости при кор- розии в кГ!мм* Отношение предела усталости при кор- розии к пределу усталости на воздухе Источник
30%-ный 14,45 10,0 0,70
3000 раствор соли, разбрызги- 100-10е 26,0 14,1 0,54 [380]
вание 20,75 13,3 0,64
25.10е на воз-
Раствор духе 50-10® 18,2 11,85 0,65
3000 соли, раз- брызгива- в соля- ных 21,5 16,8 14,45 16,5 0,67 0,98
ние брызгах 20,4 12,55 0,61
10® 32,8 16,9 0,51
3%-ный 14,1 7,6 0,50
3000 раствор со- 10’ 19,65 7,85 0,40 [381]
ли, жидкая 17,3 7,85 0,45
пленка
3%-ное соляное
5000 разбрызги- 20-10® 12,9 5,2 0,38 [382]
5000 вание (И) 5,2 (0,45)
5000 (17,9) 8,46 (0,47)
Материал Состояние материала авр в кГ/мм* Вид нагру- жения Час- тота цикл мин.
Магниевые сплавы: AZG (Mg-Al-Zn) АМ537 (Mg-Al-Mn) Az855 (Mg-Al-Zn) AM503 (Mg-Al-Mn) AZM (Mg-Al-Mn) Изгиб с враще- нием
Чистый свинец Теллуровый свинец (0,05% Те, 0,06% Си) Сурьмяный свинец (1% 1b) Свинец для акку- муляторной бата- реи (9,4% Sb, О,4о/о Sn) 1785
Продолжение табл. 46
Коррозион- ная среда База испыта- ния в циклах Предел устало- сти в воздухе в кГ/мм* Предел усталости при кор- розии в кГ!ммг Отношение предела усталости при кор- розии к пределу усталости на воздухе Источник
Сточная 8,0 3,93 0,49
вода 7,85 5,34 0,68
20-104 14,9 5,5 0,37 [145]
3%-ный раствор 5,65 2,04 0,36
соли 15,6 (12,55) (0,08)
2,98 0 0
0,423 0,282 0,67
38%-ная серная кислота, капельная 40-10е 0,596 0,517 0,86 [383]
подача 1,43 1,3 0,90
образцов из сплавов 7075-Т6 и 2024-ТЗ в 3 раза и из плакирован-
ного сплава 7075-Т6 — в 1,5 раза. На плакированный сплав
2024-ТЗ атмосферное влияние было незначительным. Ограничен-
ный предел усталости закаленной и отпущенной углеродистой ста-
ли снизился почти на 50% при испытании во влажном воздухе,
содержащем 0,27% SO2 [386].
Коррозионное воздействие возрастает с температурой, но воз-
растание ограничивается уменьшением растворимости воздуха
с увеличением температуры коррозионного раствора. Фуллер
(табл. 47) показал, что при испытаниях в среде пара питание кис-
лородом было наиболее важным фактором: струя пара в воз-
духе вызывает значительно большее повреждение, чем погруже-
ние в пар при 37ГС. Эксперименты при температурах 15—90° С
показали, что на ограниченные пределы усталости сталей при
наличии соленой воды температура влияет мало. Коррозионный
ограниченный предел усталости обычно несколько падает по мере
увеличения температуры, но Корнет и Голан [387] получили про-
тивоположные результаты, которые они отнесли к изменению
формы возникающих каверн; с повышением температуры кавер-
ны становятся мельче и распределяются более равномерно.
Влияние напряженного состояния на сопротивление коррози-
онной усталости. На воздухе сопротивление усталости при изгибе
обычно выше, чем при осевом нагружении. В условиях коррози-
онной усталости данные о непосредственном сравнении ограни-
чены, но Гаф и Сопвис [369] получили результаты для шести ма-
териалов (см. рис. 103). На рисунке видно, что коррозионный
ограниченный предел усталости двух материалов значительно
выше при осевом нагружении, чем при изгибе. Подобный эффект
наблюдал Голд [366] при испытании мягкой стали; он отнес этот
эффект к более высокой скорости электрохимического воздейст-
вия при изгибе, так как меньшее число анодных зон подвергается
действию максимального растягивающего напряжения за данное
время.
Гаф и Сопвис [388] исследовали также влияние наложения
статических растягивающих напряжений на сопротивление кор-
розионной усталости шести материалов, упомянутых выше. Они
нашли, что влияние изменения среднего напряжения на сопротив-
ление усталости при воздействии соленых брызг подобно влия-
нию в воздухе. Результаты Хара, полученные для мягкой стали
(табл. 46), и результаты Долана для легированной стали
(табл. 47) показали, в среднем, подобное, но меньшее влияние
при кручении. Это объясняется тем, что усталостные трещины
распространяются от коррозионных каверн, и коэффициент кон-
центрации напряжения для данного надреза больше при изгибе,
чем при кручении.
Образцы с надрезами из легированной стали испытывались
при изгибе и кручении Доланом [389], а образцы из чугуна
192
3 Заказ 893
Сопротивление коррозионной усталости гладких образцов и образцов с надрезом из хромоникелевой стали SAE? ЗИО «“чугунов
Материал
и термообработка
Вид нагружения
Тип образца
SAE 3140
(1,1—1,4% Ni,
0,55—0,57% Сг),
горячекатаная,
закалка и
отпуск
Кручение
Изгиб с вращением
Кручение
Изгиб с вращением
Гладкий
С отверстием
Гладкий
С отверстием
Гладкий
С отверстием
Гладкий
С отверстием
Серый чугун
малолегиро-
ванный
Чугун (NiMo;
Сталь легиро-
ванная Ni
Чугун (СгСи)
Высокоаусте-
нитный чугун
(NiCrCu)
Кручение Гладкий
С отверстием
Изгиб с вращением Гладкий
___________________С отверстием
Кручение Изгиб с вращением Гладкий С отверстием Гладкий С отверстием
Кручение Изгиб с вращением Гладкий С отверстием Гладкий С отверстием
Кручение Изгиб с вращением Гладкий С отверстием Гладкий С отверстием
Минимальный | диаметр образца В JUJM Радиус отверстия или бурта в мм ° ер в КПмм* Частота | в цикл!мин База испытания Предел уста- лости в кГ/мм' Эффективный коэф- ’ фициент концентрации
на воз- духе в струе воды | Надрез Коррозия । । гчиррозня И надрез
8,15 10,1 7,62 10,1 7,12 9,65 7,62 10,1 М 1.0 0,91 1,0 80 89,5 113,0 116,0 1400 10’ 30,8 15,4 45,0 21,7 39,3 21,3 63,2 21,7 22,8 9,43 23,9 11,15 22,8 14,0 9,1 6,28 2,0 2,06 1,87 2,90 1,35 1,88 1,73 6,9 3,3 4,0 2,8 10,0
7,62 10,1 1,0 14,13 1750 1450 5-10’ 7,7 5,65 6,28 5,65 5,5 5,65 4,87 3,45 1,36 1,11 1,40 1,29 1,36 1,82
— — 37,4 1750 1450 15,4 11,15 14,75 9,73 8,5 5,66 5,66 3,46 1,38 1,52 1,81 2,6 2,7 4,3
— — 32,2 1750 1450 11,92 10,2 14,15 11,92 12,8 10,5 И,1 10,5 1,19 1,18 0,93 1,27 1,14 1,34
ИН — 22,1 1750 1450 8,32 7,06 8,32 4,87 4,24 4,24 4,24 2,83 1,18 1,71 1,97 1,97 1,97 2,9
Коллинсом и Смитом [390]. Результаты, приведенные в табл. 47,
свидетельствуют о том, что комбинированное влияние надреза и
коррозии может понизить предел усталости больше, чем каждый
из факторов, действующий независимо. Действительно, по неко-
торым данным коэффициент понижения прочности при испытании
образцов с надрезами на коррозионную усталость приблизитель-
но равен произведению коэффициентов понижения прочности
только от надреза и только от коррозии.
Влияние частоты изменения напряжения на сопротивление
коррозионной усталости было исследовано Мак-Адамом в двух-
стадийных испытаниях [364]. В первой стадии образцы испыты-
Рис. 106. Зависимость между напряжением и временем при различной
частоте изменения напряжений в водяном потоке, требуемом для умень-
шения последующего ограниченного предела усталости углеродистых
сталей и низколегированных сталей на 15% [364]
вались на усталость при разных частотах в водяной среде в тече-
ние различного времени. Во второй стадии сопротивление устало-
сти корродированных образцов определялось на воздухе. Для
иллюстрации влияния напряжения, времени и частоты в первой
стадии испытаний Мак-Адам сравнивал условия, которые требо-
вались, чтобы понизить ограниченный предел усталости во вто-
рой стадии на 15%• Он нашел, что ряд углеродистых и низколе-
гированных сталей дают одинаковые результаты, которые можно
приблизительно представить зависимостями, показанными на
рис. 106, а. Из результатов испытаний следует, что для данной
частоты существует степенная зависимость между напряжением
и временем, которая может быть представлена выражением
R = Сол, (36)
где R — степень повреждения (т. е. величина, на которую пер-
вая стадия опыта понижает последующий ограниченный
предел усталости);
194
о — переменное напряжение;
Сип — постоянные.
Результаты на рис. 106, а перестроены на рис. 106, б в зави-
симости от числа циклов вместо времени в первой стадии. Линии
при различных частотах более тесно располагаются на втором
рисунке, который показывает, что при определенных условиях
повреждение в основном зависит от числа циклов и лишь в малой
степени от частоты.
Прямое влияние частоты на коррозионный ограниченный пре-
дел усталости углеродистых сталей исследовалось Ендо и
Мияо [391] при испытаниях на изгиб в воздухе, водопроводной
и соленой воде. Результаты показали, что при снижении частоты
число циклов до разрушения уменьшалось, но увеличивалось вре-
мя до разрушения. Однако было замечено, что преобладает за-
висимость разрушения от времени.
Защита против коррозионной усталости. Металлы можно за-
щищать от коррозионной усталости либо поверхностной обра-
боткой, либо добавлением ингибиторов к коррозионной среде.
Некоторые экспериментальные результаты, показывающие влия-
ние разных поверхностных обработок, даны в табл. 48 и 49 для
сталей и сплавов цветных металлов.
В известной мере защита против коррозионной усталости мо-
жет быть осуществлена при некоторых видах обработки поверх-
ности, таких как поверхностная обкатка и обдувка дробью [399];
особенно эффективно азотирование.
Поверхностные покрытия могут предотвращать доступ корро-
зионного агента к основному металлу, а при анодном покрытии
основного металла могут ограничить электрохимическое воздей-
ствие. В первом случае покрытие должно быть совершенно не-
прерывным и непористым. Анодные же покрытия могут обеспе-
чить защиту, даже когда они имеют нарушения непрерывности.
Так как практически трудно получить непрерывное покрытие, то
обычно анодные покрытия дают лучшую защиту. Например, цинк,
который является анодом по отношению к стали, дает хорошую
защиту, а покрытие медью, которая является катодом для стали,
может понизить сопротивление коррозионной усталости [400].
Преимущество цинкового покрытия было показано Ройером и
Помэ [401], а также Форсманом и Ландином [402] (рис. 107).
Жерард и Саттон [396], показали, что цинковое покрытие повы-
шает сопротивление коррозионной усталости в соленых брызгах,
а покрытие кадмием не повышает (табл. 49). Неметаллические
поверхностные покрытия также можно использовать для защиты
от коррозионной усталости. Для легких сплавов анодирование
является эффективным, особенно когда за ним следует покры-
тие лаком; Инглис и Лейк [397] добились полной защиты от дей-
ствия соленой воды окрашиванием, выполненным согласно тща-
тельно составленной рецептуре. Также было установлено, что
13* 195
— Таблица 48
ВлияниеУпокрытий и поверхностной обработки на сопротивление коррозионной усталости сталей при изгибе с вращением
5 Обработка К О gS 3 я 5 if к X X 0) X X X X а Коррозион- Ограниченный предел уста- лости в кГ/мм* Ограниченный предел уста- лости при коррозии Источник
Сталь л * о° поверхности Приблизит толщина 31 слоя в мм Частота на в цикл/MUf База нспьн ная среда необра- ботанной обрабо- танной необра- ботанной обрабо- танной
0,5% С, после протягива- ния, нормализованная 101,0 67,5 Эмалирование - 2200 2-10» 3%-ные со- ляные брызги 38,6 25,8 36,0 27, 1 5,52 6,3 17,0 17,65
После протягивания, нор- мализованная Гальванированне 0,048 47,0 28,2 44,2 31,6
После протягивания, нор- мализованная Цинкование 0,0127 35,8 23,2 38,6 23,9
После протягивания, нор- мализованная Электролитическое покрытие цинком 0,014 38,3 25,2 33,6 23, 1
После протягивания, нор- мализованная Электролитическое покрытие кадмием 0,013 35,8 23,9 28,7 21,5 [392]
После протягивания, нор- мализованная Электролитическое по- крытие 4 кадмием 4- 4- эмалирование 0,0127 36,9 24,8 27,8 21,2
После протягивания, нор- мализованная Электролитическое по- крытие кадмием 0,0127 34,2 24,8 23,6 21,2
После протягивания, нор- мализованная Обработка фосфатом 4- -р эмалирование 35,8 28,0 16,8 20,2
После протягивания Покрытие разбрызгива- нием 0,05 40,5 30,6
После протягивания В крышке алюминием 4- 4- эмалирование 0.05 39,6 37,9
Сталь 1 я о. о° Обработка поверхности Приблизительная толщина защитного слоя в мм Частота напряжения в цикл!мин
Мягкая 39,3 Горячее погружение, мягкий припой Горячее погружение, покрытие кадмием Гальванизация никелем Гальванизация хромом 0,010 0,020 0,2 0,2
Мягкая 39,6 Обкатка роликами
Среднеуглероднстая Обкатка роликами 0,5
Азотируемая (1.6% Сг, 0.9% А1, 0,3% Мо) Азотирование
SAE6120 (0,7—0,9% Сг, 0.1% V) Азотирование 1450
Углеродистая (0,47% С) 73,8 Гальванизация Цинкование Цинковое покрытие Кадмиевое покрытие
Углеродистая (0,38% С) Покрытие цинком Пластичное цинковое покрытие 0,0127 0,025 0,0127 0,025
. SAE4620 (1,65-2% Ni, » 0,2—0,3% Мо) 1 Покрытие никелем Покрытие цинком 0,127 0,058
Продолжение табл. 48
База испытания Коррозион- ная среда Ограниченный предел уста- лости в кГ/мм* Ограниченный предел уста- лости при коррозии Источник
необра- ботанной обрабо- танной необра- ботанной обрабо- танной
10е Свежая вода, капельное питание 22 25,9 22,8 15,7 22,8 11,0 14,1 17,3 15,7 22,8 [116]
Свежая вода 25,9 29, 1 10,2 14,8 [116]
2-10е Свежая вода 29,0 36,2 <15,7 29,8
10е Речная вода, капельное питание 51,8 58,2 <7,86 39,3 Инглис и Лейк [372]
10е Поток сточ- ной воды 74,0 59,7 Долан и Бенннн Гер [393]
2-10» Свежая вода 42,5 14,1 30,6 30,6 34,6 32,2 Хервей [394]
10» Полное погру- жение в масло, достаточно со- леное перемет шанное с сер- нистым водо- родом 39,6 8,46 13,8 16,0 13,3 14,0 Бекот [395]
38,4 28,8 28,1 15,7 7.7 24,6 17,6 —
Таблица 49
Влияние покрытий и поверхностной обработки на сопротивление коррозионной усталости нежелезных металлов
Материал Обработка поверхности б - V о.» е Д нал среда зС Я Ограниченный предел уста- лости на воз- духе в кГ/мм2 стали Ограниченный предел усталости в корро- зионной среде в кГ/мм2 стали Отклонение ограниченного предела уста- лости обрабо- танной стали при коррозии к ограничен- ному пределу усталости не- обработанной стали в воз- духе
а Частота на ния в цикл Коррознон База нспьп необра- ботанной обрабо- танной необра- ботанной обрабо- танной Источник
Дуралюмин 37,7— 42,5 Анодирование Анодирование + покрытие синтетическим лаком Только покрытие синтети- ческим лаком Покрытие Zn. толщина слоя — 0,0127 мм Покрытие кадмием Покрытие алюминиевым раз- брызгиванием, толщина слоя — 0,076 мм 2000 3%-ное соляное разбрыз- гивание 50.10е 14,1 17,3 4,72 14,9 24,6 10, I 3,93 7,54 105 63 71 28 53 [396]
Алюминиевый сплав (0.61% Mg, 0.94% Si) Анодирование, промывка, фиксация в горячей воде Анодирование, фиксация двухромовокислой солью Окраска 5000 (1) сточ- ная вода (2) 3%-ный соляный раствор 10е 12,55 10,95 10,95 13,35 (1) 6,28 (2) 3,14 (1) 12,55 (2) 9,4 2 (I) 9,42 (2) 10,2 (1) - (2) 13,35 87 75 75 81 106 [397]
Магниевый сплав (3%AJ. l%Zn) 1 Анодирование Соляное разбрыз- гивание 10’ 9,25 6,44 7,05 76 Беннет [398]
эпоксидные пленки полностью защищают алюминиевый сплав от
брызг 3%-ного раствора соли [403]. Ингибиторы вызывают обра-
зование защитной пленки на поверхности металла. Наиболее ши-
3%-я
соленая вода
на сопротивление коррозионной
[Ю2].
Воздух
Сточная
вода
Рис. 107. Влияние поверхностных покрытий
усталости сталей
Испытания при изгибе с вращением, с частотой 3000 цикл/мин. Ограниченный предел
усталости определялся на базе 15 * 10° циклов (б — толщина покрытия): а — сталь
(0,13% С); б — сталь (0,48% С); в — хромоникелевая сталь (3,46% N1; 0,71% Сг);
/ — без покрытия; 11 — горячая гальванизация; /// — электролитическое покрытие цин-
ком; IV — электролитическое покрытие кадмием; V — покрытие оловом; VI — покры-
тие никелем; VII — покрытие никелем (0,02 мм) и хромом (0,001 лсж); 1 — в воздухе;
2 — в воздухе и сточной воде; 3 —в соленой воде
роко исследованными для стали ингибиторами являются хрома-
ты и бихроматы, карбонатная сода и эмульгированное масло.
Влияние кислорода на сопротивление усталости. Гаф [364]
привел данные, свидетельствующие о влиянии кислорода атмос-
феры на сопротивление усталости. Ряд экспериментов показал,
199
что на ограниченные пределы усталости коррозионная среда
влияла слабо, если подача кислорода ограничивалась. Например,
Леман нашел, что полное погружение стальных образцов в ди-
стиллированную или соленую воду мало влияло на сопротивле-
ние усталости; Вайни показал, что вредное влияние соленой во-
ды, капающей на стальные образцы, значительно понижается в
атмосфере чистого водорода. Другие исследователи получили бо-
лее высокие ограниченные пределы усталости в коррозионной
среде, чем на воздухе. Такой результат получил Мак-Адам для
меди, испытанной в пресной воде, а также Хейем и Джонис для
свинцовых сплавов, погруженных в уксусную кислоту, при этом
выделение водорода ограничивало поступление кислорода к об-
разцам.
Из этих результатов видно, что при испытании в воздухе на
сопротивление усталости может влиять присутствие кислорода
в атмосфере; Гаф и Сопвис [404, 405] доказали это при проведе-
нии испытаний на усталость в неполном вакууме при давлении
меньше, чем 10~3 мм рт. ст. Разница между пределами устало-
сти в воздухе и вакууме заметно зависит от материала. Для ста-
лей, алюминиевых сплавов и магниевых сплавов влияние было
небольшим или отсутствовало совершенно, но пределы устало-
сти в вакууме были для отожженной меди на 14% выше, для
отожженной латуни — на 26% выше и для свинца — вдвое боль-
ше, чем в воздухе. Была сделана попытка определить отдельно
влияние кислорода и паров воды [406]. Результаты показали, что
понижение предела усталости меди в воздухе зависело от нали-
чия как кислорода, так и паров воды, но испытания латуни не
дали определенных результатов.
Уейдсворс и Хотчинг [407] провели испытания при давлении
до 10“5 мм рт. ст. и нашли, что для чистой меди существует сте-
пенная зависимость долговечности от давления и предел устало-
сти (на базе 107 циклов) при самом низком давлении на 30%
выше, чем на воздухе. Наличие кислорода мало влияло на пре-
дел усталости алюминия и совсем не влияло на предел усталости
золота. Трещины наблюдались на ранней стадии нагружения,
и авторы считали, что влияние атмосферы заключалось в увели-
чении скорости распространения трещины.
Механизм коррозионной усталости. Первой стадией в про-
цессе коррозионной усталости является образование круглых ка-
верн на поверхности, подобно тем, которые наблюдаются при
коррозии без напряжения. За этим следует распространение тон-
ких коррозионных углублений, или трещин, распространяющихся
от основания впадин. Скорость распространения этих углублений
имеет тенденцию понижаться по мере их роста; таким образом,
требуемое время роста трещин перед разрушением соответствует
времени распространения обычной усталостной трещины от осно-
вания одного из углублений (см. рис. 102).
200
Так как коррозия при отсутствии напряжения происходит
преимущественно по границам зерен, значительное внимание
следует обращать на расположение трещин при коррозионной
усталости. Однако было найдено, что коррозионные усталостные
трещины преимущественно транскристаллические. Отступление
от этого наблюдается для свинца, в котором при испытании в
воздухе и в коррозионных средах усталостные трещины следуют
по границам зерен и для некоторых алюминиевых сплавов, где
коррозионные усталостные разрушения иногда частично являют-
ся межкристаллическими [381]. Возможно, что коррозионные
усталостные трещины могут возникать по границам зерен, хотя
это, конечно, не является обязательным, так как коррозионные
усталостные трещины наблюдались иногда целиком в пределах
одного зерна [364] и были показаны коррозионные усталостные
разрушения монокристалла [408].
Достаточно хорошо установлено, что коррозионная усталость
является электрохимическим процессом. Некоторые области по-
верхности металла являются анодными по отношению к другим
областям в результате нерегулярности поверхности или местных
различий в поглощаемости кислорода. Поэтому поверхность со-
стоит из большого числа элементов, в которых ионы металла
переходят в раствор около анодов. Этот вид коррозии является
опасным по двум причинам; во-первых, продукты коррозии об-
разуются в коррозионном растворе, так что взаимодействие не
может быть заторможено, и, во-вторых воздействие ограничи-
вается анодными областями и может быть интенсивным, если
площадь анода значительно меньше, чем площадь катода.
Ивенс и Саймнед [409] предположили, что ускоряющий эф-
фект коррозии, вызываемый переменными напряжениями, мож-
но отнести к следующим четырем факторам:
1) нарушение или разрушение кристаллической структуры
металла, которая, таким образом, становится менее прочной и
более подверженной химическому воздействию. Это дает непре-
рывное перемещение анодного потенциала в направлении «основ-
ного металла»;
2) разрушение защитных пленок, дающих анодную поляри-
зацию;
3) удаление коррозионных продуктов, ослабляющих воздей-
ствие, что уменьшает сопротивление электролитической прослой-
ки между катодами и анодами;
4) улучшение питания кислородом, дающее пониженную ка-
тодную поляризацию.
Они показали экспериментально, что последний из этих фак-
торов является фактором коррозионной усталости мягкой стали.
Последние эксперименты Уайтвема и Ивенса [410] показали, что
предварительное нагружение при отсутствии коррозии незначи-
тельно влияет на последующее коррозионное сопротивление
201
усталости. С другой стороны, устранение коррозионного окруже-
ния на сравнительно ранней стадии испытания не дает значитель-
ного повышения общей долговечности и может понизить ее [409,
665]. Было показано, что это происходит потому, что усталостные
трещины образовались на ранней стадии и значительная часть
долговечности связана с распространением трещины.
Вероятно, совместное действие двух факторов определяет эф-
фект коррозионной усталости. Первый — это образование защит-
ных пленок, которые понижают скорость коррозии при отсутст-
вии напряжения, но непрерывно разрушаются при усталостном
нагружении. Второй — это концентрация напряжения, вызывае-
мая коррозионными кавернами, значительно понижающими со-
противление усталости. Действие каждого фактора в отдельности
вызывает меньшие повреждения.
Коррозия трения
Если две твердые поверхности в контакте подвергаются цик-
лическому относительному перемещению небольшой амплитуды,
то может происходить некоторое повреждение поверхностей, ко-
торое известно как коррозия трения. Наличие коррозии трения
обычно определяется по образованию коррозионных продуктов,
которые состоят из мелко раздробленных окисленных частиц.
В стали это окись железа Fe2O3, которая имеет красновато-ко-
ричневый цвет и иногда называется «какао»; в магниевых и алю-
миниевых сплавах мелко раздробленные окисленные частицы
имеют черный цвет. Появление окисленных частиц обычно связа-
но с местным выкрашиванием поверхностей в поврежденной об-
ласти и это может существенно снизить сопротивление усталости.
Механизм коррозии трения еще полностью не известен, поэтому
существует несколько терминов для описания одного и того же
процесса, например, окисление трением, окисление от износа,
стирание и ложное бринелирование. Процесс представляет собой
одну из форм механического износа; этот процесс может проис-
ходить без коррозии, но при одновременном действии коррозии
протекает значительно интенсивнее [411].
Коррозия трения наиболее часто наблюдается в местах сое-
динения деталей, которые не имеют относительных перемещений,
таких как болтовые или заклепочные соединения, напрессован-
ные детали, но коррозия может возникнуть и на поверхностях,
перемещающихся относительно друг друга в результате вибра-
ции, когда детали не работают (например, коррозия трения в под-
шипниках автомобилей, перевозимых по железной дороге).
Трение и его влияние на сопротивление усталости рассмат-
ривалось Тидом [658].
Большинство усталостных разрушений в рабочих условиях
зарождалось в областях коррозии трения, и одно из разрушений,
202
показанное на рис. 4, произошло в связи с этим. На рис. 108 [412]
показана большая обработанная плита из мягкой стали размером
1562 мм, толщиной 619 мм, которая работает как пружина в ма-
шине для вибрирования тяжелых грузов; при работе плита на-
гружается переменным изгибом с размахом перемещения 3 мм.
В таких плитах был обнаружен ряд усталостных разрушений,
причем трещины зарождались в области отверстий для крепле-
Рис. 108. Поверхность листовой рессоры мягкой стали с трещинами
от коррозии трения [412].
ния стальной поперечной детали к плите. Следы коррозии трения
были хорошо выражены на поверхности плиты и трещины обычно
распространялись от этих следов, а не от отверстий. Максималь-
ное напряжение в плите без учета концентрации напряжения
около отверстия составляло около 5,3 кГ/мм2. Предел усталости
при плоском изгибе стали составляет более 15,7 кГ/мм2 и предел
усталости детали уменьшился, таким образом, в 3 раза. В этой
же работе приведены другие примеры усталостных разрушений
в результате коррозии трения, для которых коэффициенты сни-
жения ограниченных пределов усталости колеблются от 2,5 до
20. Понижение сопротивления усталости полностью нельзя отне-
сти к коррозии трения, потому что на сопротивление усталости
должна также влиять концентрация напряжения и контактное
203
давление в местах соединения деталей, но, без сомнения, корро-
зия трения значительно влияет на прочность.
Влияние материала и термической обработки. Чувствитель-
ность различных металлов к коррозии трения обычно оценива-
лась визуальным наблюдением или измерением потери в весе и
только в нескольких экспериментах влияние коррозии трения
определялось по сопротивлению усталости. Путем визуального
наблюдения и определения потери в весе было установлено, что
мягкие материалы более чувствительны к коррозии трения, чем
твердые, а нержавеющие стали в особенности чувствительны.
Мак Даувиль [413], сравнивая свойства большинства сочетаний
металлов визуальным наблюдением, приводит результаты, пред-
ставленные в табл. 50. Райт [414], измеряя объем поврежденного
материала, исследовал ряд чугунов и показал, что повреждение
находится в обратной зависимости от твердости.
Таблица 50
Сопротивление коррозии трения
Плохое Среднее Хорошее
Алюминий по чугуну Алюминий по нержавеющей стали Магний по чугуну Чугун по хромовому покры- тию Слоистый пластик по чугуну Бакелит по чугуну Твердая инструментальная сталь по нержавеющей стали Хромированная поверхность по хромированной поверх- ности Чугун по поверхности, по- крытой оловом Чугун по чугуну, покрытому шеллаком Поверхность, покрытая золо- том, по поверхности, по- крытой золотом Чугун по чугуну Медь по чугуну Латунь по чугуну Цинк по чугуну Чугун по поверхности, по- крытой серебром Чугун по поверхности, по- крытой медью Чугун по поверхности, по- крытой медной амальгамой Чугун по чугуну с грубой поверхностью Магний по поверхности, по- крытой медью Цирконий по цирконию Слоистый пластик по покры- тию золотом Твердая инструментальная сталь по инструментальной стали Холоднокатаная сталь по холоднокатаной стали Чугун по чугуну с фосфат- ным покрытием Чугун по чугуну, покрытому резиновой мастикой Чугун по чугуну, покрыто- му сульфидом вольфрама Чугун по чугуну с резиновой прокладкой Чугун по чугуну со смазкой Molykote Чугун по нержавеющей ста- ли со смазкой Molykote
Однако сопротивление усталости твердых материалов при
коррозии трения обычно понижается в большей степени, чем
мягких. Этот вывод сделан главным образом по результатам ис-
пытаний консольных образцов на изгиб с вращением, проведен-
ных Заксом и Стефаном [415]. Образцы затягивались захватами
из закаленной стали с 0,4% С, и коррозия трения происходила
под захватами. В этих условиях сопротивление усталости для
большинства материалов было выше после отпуска, чем после
наклепа или упрочнения старением, а литые материалы оказа-
лись менее чувствительными к коррозии трения, чем кованые
(табл. 51).
204
Таблица 51
Сопротивление усталости различных металлов при коррозии трения [415]
Усталостные испытания при изгибе с вращением при 3500 цикл/мин
Материал Обработка tvnrijn в d9o HRB Ограниченный предел усталости (1 О’ циклов) в кГ/мм* Ограниченный предел усталости при коррозии трения (10’ цик- лов) в кГ!ммг
Сталь /0,35% С) Нержавеющая сталь (18% Сг, 9% Ni) Нержавеющая сталь (19% Сг, 11% Ni) Алюминиевая бронза (4% А1, 7% Zn) Дуралюмин (4% Си) Сталь (0,24% С) Алюминиевый сплав (4,5% Си) Алюминиевый сплав (4% Си) Алюминиевый сплав (4,5о/о Си) Отожженная Холоднообработа иная Нормализованная Отожженная Холоднообработанная Отожженная Холоднообработанная Отожженная Холоднообработанная Отожженный Старение 1 ч при 175° С Закалка в воде от 500° С Кованая и нормали- зованная Литая и нормализо- ванная Деформированный и термообработанный Отливка в песок и термообработка Литье в форму и тер- мообработка 73,8 75,2 122,0 53,4 75,5 18,2 56,5 53,5 38,5 22,0 25,1 65 95 75 89 77 95 77 94 61 56 28,4 23,6 5,5 8,65 13,3 14,9 14,1 19,65 16,5 17,3 9,43 10,2 9,43 7,07 6,28 6,28 14,2 17,3 7,07 4,71 7,07
Большая чувствительность твердых материалов к коррозии
трения может быть результатом их большей чувствительности
к концентрации.
Факторы, влияющие на коррозию трения. Одна из характер-
ных особенностей коррозии трения заключается в том, что не-
большая амплитуда (часто, порядка 0,0025 мм) относительного
перемещения достаточна для возникновения повреждения кон-
тактирующих поверхностей. Тамплинсоном [416] было показано,
что если происходит скольжение, даже в пределах 25«10~6 мм,
в результате возникновения коррозии трения, повреждение воз-
растает с увеличением скольжения, но верхний предел повреж-
дения достигается, когда перемещение достаточно для выделе-
ния окисленных частиц. Поверхность повреждается быстрее с
увеличением действующей нагрузки или давления. В отличие от
коррозионной усталости, в сухих условиях металл в результате
205
коррозии трения повреждается значительно больше, чем во
влажных [417]. Повреждаемость увеличивается также по мере
понижения температуры. Другие факторы, такие как отделка по-
верхности и частота вибрации, могут быть существенными, но
данные по этим вопросам противоречивы. Феннер и Фильд [418]
установили, что алюминиевый сплав L65 более чувствителен к
усталостному разрушению в результате трения, когда наклады-
вается статическое напряжение. При креплении образца через
прокладки из того же материала с давлением 0,4 кГ/мм2 предел
усталости (при 20*106 циклах) снижается с 19,6 ± 13 до 19,6 ±
±2,3 кГ/мм2.
Усталостное разрушение в условиях эксплуатации, ускорен-
ное коррозией трения, встречается в валах с прессовой посадкой
деталей. Хорджер [419—421] нашел, что химический состав или
термообработка стали мало влияют на сопротивление усталости,
но сопротивление усталости можно значительно повысить закал-
кой или поверхностным упрочнением (см. табл. 72). Некоторое
повышение сопротивления усталости было получено хромирова-
нием.
Подробное исследование влияния коррозии трения на тита-
новый сплав был проведено Лиу, Кортеном и Синклером [422] при
усталостных испытаниях на знакопеременный изгиб на образцах,
закрепленных одним концом между прокладками из разных ма-
териалов. Результаты, приведенные в табл. 52, показали, что за-
жатие между мягкими материалами не вызывало повреждения
поверхности образца и мало влияло на предел усталости, но на-
кладки из твердых материалов вызвали коррозию трения и пони-
зили предел усталости в 3—5 раз. Наблюдалось также некоторое
понижение ограниченного предела усталости с увеличением кон-
тактного давления, а обдувка дробью и покрытие тефлоном ока-
зали благоприятное действие.
Методы, предупреждающие или понижающие коррозию тре-
ния. Коррозию трения можно предотвратить, устранив скольже-
ние за счет увеличения давления или электропокрытия кадмием,
медью, оловом, серебром или золотом, а также введением смаз-
ки или резиновой прокладки между контактирующими поверхно-
стями [423].
Истирание можно также понизить смазкой дисульфидом мо-
либдена и покрытием пластмассами, например политетрафлюор-
этиленом или тефлоном.
Полезное влияние дробеструйной обработки и наведения по-
верхностных сжимающих остаточных напряжений термообработ-
кой или поверхностной обкаткой показано в табл. 52 и 72. Ви-
ганд [424] показал, что предел усталости стали в условиях кор-
розии трения может заметно возрасти при азотировании.
В некоторых случаях вредное влияние коррозии трения мож-
но понизить изменением конструкции.
206
Таблица 52
Сопротивление усталости при коррозии трения титанового сплава RC 130В
(4% А1, 4% Мп), твердость DPN354, овр = 113 кГ/мм* [422]
Материал
захвата
10,5
10,5
10,5
10,5
10,5
10,5
62,8
59,7
59,7
55,6
50,3
21,2
26,7
Нет .
Магний............
Алюминий (1100-F)
Алюминий (2011-Т8)
Медь . . .
Латунь 70/30 . .
Алюминий (7075-Т6)
39
41
126
96
117
194
Обычные
Алюминий (7075-Т6) . 194 10,5 38 6
Титан RC 130В 354 10,5 25^2
Сталь SAE 4340
То же
397
397
2,8
15,4
Обдувка дробью
397
593
397
238
42,0
28,0
28,0
28,0
12,55
13,3
15,7
14,9
238
238
238
238
28,0
28,0
10,5
10,5
14,9
33,8
36,2
35,4
Атмосфера аргона
Обдувка дробью
Покрытие тефлоном
Окисление
Механизм коррозии трения. Механизм износа, вызываемый
скольжением одной поверхности по другой, в 'настоящее время
достаточно хорошо изучен. Две поверхности имеют контакт толь-
ко в небольшом числе выступающих точек поверхности и в этих
местах происходит пластическое течение и холодное схватывание.
Трение и износ являются результатом разрушения схватывания
и образования задиров на выступающих местах поверхностей. На
рис. 109 показана начальная стадия повреждения стальной по-
верхности в результате действия коррозии трения (250 циклов).
Так как перемещения незначительны, то полученные в процессе
выкрашивания изношенные частицы не отделяются, а нагромож-
даются между двумя поверхностями. С помощью измерения элек-
трического сопротивления было показано [412], что контакт ме-
талла по металлу прекращается на ранней -стадии, так как после-
дующее повреждение должно быть результатом действия частиц
износа, натирающих поверхности.
207
Рис. 109. Фотография стальной поверхности с повреждением от коррозии тре-
ния после 250 относительных перемещений поверхностей на воздухе [412]
Ряд экспериментов по коррозии трения был проведен в инерт-
ной атмосфере, чтобы определить роль коррозии или окисления
в процессе истирания. Эти эксперименты показали, что истира-
ние происходит при отсутствии кислорода, но степень поврежде-
ния обычно значительно снижена. Наличие кислорода может
ускорять процесс двумя путями. Во-первых, пленки окислов на
поверхностях могут непрерывно разрушаться и удаляться в про-
цессе истирания, открывая поверхность исходного металла, кото-
рый будет быстрее окисляться, и, во-вторых, окисленные частицы
могут действовать как абразивы и ускорять процесс износа.
Некоторые эксперименты, проведенные Феннером и Филь-
дом [418], показали, что понижение сопротивления усталости яв-
ляется результатом преимущественно первой стадии истирания,
включая схватывание и разрушение поверхностей металлов, а не
последующего повреждения, возникающего при трении по поверх-
ностям окисленных частиц. Они показали, что предел усталости
алюминиевого сплава L65 заметно понижается, когда к образ-
цам прижимаются накладки из того же материала. Однако, если
использовались накладки из окиси алюминия, покрытой резиной
(при трении металла по металлу получается такая же окись)
предел усталости снижался лишь незначительно, даже если бы
повреждение от износа было большим, чем с металлическими на-
кладками. Далее они показали, что усталостное повреждение,
вызванное истиранием в образцах с металлическими зажимами,
полностью достигалось после приблизительно 7s общего числа
циклов до разрушения. Долговечность не изменяется, если зажи-
мы были удалены на этой стадии. Исследование образцов под
оптическим микроскопом показало, что мелкие трещины образо-
вывались на ранней стадии испытаний.
Глава VIII
ВЛИЯНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ
НА СОПРОТИВЛЕНИЕ УСТАЛОСТИ
Для большинства металлов усталостное разрушение
может происходить при любой температуре ниже точки плавле-
ния, и характерные особенности усталостных разрушений, обыч-
но сопровождающиеся небольшой деформацией или происходя-
щие без деформации, проявляются в пределах всего диапазона
температур.
Результаты усталостных испытаний показали сходственную
зависимость долговечности от напряжения при всех температу-
рах, хотя три высоких температурах обычно не наблюдается пре-
дела усталости и наклон кривой усталости обычно больше, чем
при нормальной температуре.
При высоких температурах лимитирующим фактором в кон-
струкции является обычно статическая прочность, но сопротив-
ление усталости является важным вопросом в динамически на-
груженных конструкциях, особенно, когда статические и перемен-
ные напряжения сочетаются. Кроме того, многие разрушения в
рабочих условиях происходят в результате термической устало-
сти, являющейся следствием повторных термических дефор-
маций.
Усталость при низких температурах
Как правило, сопротивление усталости как гладких деталей,
так и с надрезами, повышается с понижением температуры.
В этом случае можно вести расчет, как для нормальных условий,
и быть уверенным, что усталостные разрушения не будут возни-
кать вследствие работы при пониженных температурах.
В табл. 53 сделана попытка обобщить данные по пределам
усталости при низких температурах. Большинство результатов
получено на базе 106 циклов до разрушения, потому что испыта-
ния при пониженных температурах обычно не продолжаются
выше этой долговечности. Отклонение для отдельных сплавов мо-
жет быть значительным, и результаты в таблице показывают
только общую тенденцию в усталостном сопротивлении при низ-
ких температурах. Более детальные результаты приведены в
табл. 81, дальнейшие данные приводятся Тидом [425]. Из табл. 53
14 Заказ 893 209
можно видеть, что пределы
усталости значительно выше
при —40 и —78° С, чем при
нормальной температуре, и
заметно выше от —186 до
— 196° С.
Обычно с понижением
температуры предел устало-
сти мягких материалов уве-
личивается больше, чем
твердых, что особенно замет-
но для мягкой стали. Предел
прочности на растяжение
также возрастает с пониже-
нием температуры, но не в
такой степени, как предел
усталости.
Из результатов, приве-
денных в табл. 53 для образ-
цов с надрезами, видно, что
при низких температурах ме-
талл более чувствителен к
концентрации напряжения.
Влияние среднего напряже-
ния на предел усталости ис-
следовалось для сталей при
температурах вплоть до
—188° С [426, 427]. Получен-
ные диаграммы — Л4 пока-
зывают, что сопротивление
усталости образцов без над-
резов подобно сопротивле-
нию усталости образцов, ис-
пытанных при нормальной
температуре, причем резуль-
таты ложатся между линией
Гудмана и параболой Гербе-
ра. Однако многие результа-
ты для образцов с надрезом
легли ниже линии Гудмана.
Мак-Каммон и Розенберг
[127] показали, что пределы
усталости металлов продол-
жают возрастать с пониже-
нием температуры по край-
ней мере до 4° К (—269° С)
(см. табл. 81). Железо и
210
цинк представляют исключения из этого -правила: оба металла
склонны к хрупкому разрушению, и прочность на растяжение
каждого при низких температурах понижается.
Усталость при высоких температурах
При высоких температурах статическая нагрузка вызывает
непрерывную деформацию или ползучесть металла, которая мо-
жет в конце концов привести к разрушению, если нагрузка дей-
ствует в течение достаточного времени [428], [680]. Предел дли-
тельной статической прочности (напряжение, которому металл
может сопротивляться в течение данного времени без разруше-
ния) с повышением температуры быстро падает до значений, ко-
торые могут быть значительно ниже предела усталости. Следо-
вательно, металлы, работающие при высоких температурах,
должны сопротивляться статическим нагрузкам; разработанные
жаропрочные сплавы в основном имеют высокую длительную ста-
тическую прочность. Установлено, что сплавы, хорошо сопротив-
ляющиеся ползучести, также хорошо сопротивляются усталости,
хотя условия, при которых сплав хорошо сопротивляется ползу-
чести, могут не совпадать с условиями максимального сопротив-
ления усталости.
Зависимость предела усталости от температуры для ряда ма-
териалов показана на рис. НО. Ограниченные пределы усталости
определялись на базе 107 циклов и все испытания проводились
при изгибе.
Более точные данные для многих материалов приведены
в табл. 82.
На ограниченный предел усталости алюминиевых сплавов
температура влияет незначительно до 100 или 150° С, но при бо-
лее высоких температурах предел усталости падает быстро, при-
чем выше 350° С сплавы обладают низкой прочностью.
Прочность высокопрочных алюминиевых сплавов зависит от
дисперсионного упрочнения, и благоприятное влияние его мень-
ше в том случае, когда температура слишком высока для того,
чтобы упрочнение продолжалось в процессе работы и происхо-
дит переостаривание. Поэтому лучшее сопротивление усталости и
ползучести при высоких температурах имеют сплавы, обладаю-
щие большим сопротивлением переостариванию при рабочей тем-
пературе. Алюминиево-цинко-магниевые сплавы (такие как
DTD 683 или американский сплав 75S), термически обрабатывае-
мые при 465° С и прошедшие старение приблизительно при 130° С,
меньше сопротивляются высоким температурам, чем алюминие-
во-медные сплавы (такие, как DTD 364 или американский
сплав 24S), которые термически обрабатываются при температу-
ре 510° С и стареют при 175° С. Высокотемпературные свойства
алюминиево-медных сплавов можно улучшить добавлением
14* 211
магния и никеля, как в сплаве Y. Алюминиево-кремниевые спла-
вы также имеют относительно хорошие механические свойства
при высоких температурах. Для температур выше 300° С, однако,
лучшие показатели по жаропрочности и ограниченному пределу
усталости имеет порошковый материал SAP. Этот материал из-
готовляется методами порошковой металлургии из частиц алю-
миния, покрытых окисью алюминия; прочность его зависит от не-
растворимых частиц, остающихся устойчивыми вплоть до точки
плавления. Сопротивление усталости литых алюминиевых спла-
Рис. 110. Влияние температуры на предел усталости металлов,
/—титановый сплав Хилит 50; 2—хромоникельмолибденовая сталь 4340; 3—сталь (0,17% С);
4 — сплав Al-Cu; 5 — сплав Al-Zn-Mg; 6 — высокопрочный чугун; 7 — сплав Mg-Al-Zn;
8 — сплав Mg-Zn-Zr-To; 9 — сплав Cu-Ni (Адмирал); 10 — сплав Cu-NI (Kunicral);
// — хромистая сталь Н46 (12% Сг); 12 — аустенитная сталь R20; 13 — низколегиро-
ванная сталь Н40; 14 — аустенитная хромоникельмолибденовая сталь G40; 15 — аусте-
нитный сплав GI88 (Ni-Cr-Co); 16 — кобальтовый сплав G32; 17 — нимоник 90; 18 —
нимоник 105; 19 — аустенитная хромоникельванадиевая сталь R22
вов значительно ниже, чем штампуемых при нормальной темпе-
ратуре, но разница эта уменьшается с ростом температуры.
Свойства магниевых сплавов при высоких температурах по-
добны свойствам алюминиевых сплавов; переостаривание, про-
исходящее в процессе работы, может в результате понизить со-
противление усталости и длительную статическую прочность.
Высокопрочные магниево-алюминиево-цинковые сплавы быстро
теряют прочность с повышением температуры и оказывают мень-
шее сопротивление как усталости, так и статическому разруше-
нию при температуре выше 200° С, чем магниево-марганцевые
сплавы. Значительное улучшение свойств при высоких температу-
рах можно получить добавлением циркония, церия или тория.
Предел усталости литых магниевых сплавов при всех температу-
рах ниже, чем сплавы в состоянии поставки, хотя длительная ста-
212
тическая прочность литых сплавов при температуре более 200° С
выше.
Прочность титановых сплавов сравнима с прочностью легиро-
ванных сталей при температурах до 500° С, в то время как их
удельный вес только немногим больше половины удельного веса
стали. Поэтому при диапазоне температур от 250° С до 500° С
титановые сплавы имеют преимущества по сравнению со сталя-
ми, если требуется высокое отношение прочности к весу.
Сопротивление усталости при высокой температуре углероди-
стых сталей необычно — предел усталости от минимального зна-
чения при 100° С растет с увеличением температуры до 350° С,
а с дальнейшим увеличением температуры быстро падает. Стати-
ческая прочность при растяжении также увеличивается с повыше-
нием температуры, но в меньшей степени, и имеет максимум при-
близительно около 250° С.
Такая температурная зависимость связана с эффектом упроч-
нения от деформационного старения. Зависимость предела уста-
лости чугунов от температуры носит такой же характер. Проч-
ность легированных сталей при повышении температуры не
увеличивается (или увеличивается мало). При создании жаро-
прочных легированных сталей учитывалась в основном жаро-
прочность. Оказалось, что наиболее эффективным легирующим
элементом является молибден, а дальнейшее улучшение дости-
гается небольшим добавлением хрома или ванадия. Сплавы
этого типа сохраняют значительным предел усталости вплоть до
600° С. Высоколегированные ферритные стали, содержащие бо-
лее 10% хрома, менее прочны при низких температурах, но при
температуре выше 600° С имеют большее сопротивление устало-
сти, чем низколегированные стали. Прочность закаленных и от-
пущенных легированных сталей быстро понижается по мере при-
ближения рабочей температуры к температуре отпуска. Считают,
что при температурах выше 400—450° С лучшую жаропрочность
имеют нормализованные или нормализованные и отпущенные
стали, а при более низких температурах — закаленные и отпу-
щенные. Для температур выше 600° С аустенитные стали лучше
ферритных как по механическим свойствам, так и по сопротивле-
нию окислению.
Аустенитные стали для высоких температур содержат 18—
20% Сг и 8—12% Ni и небольшие добавки титана или ниобия
для понижения скорости выпадения карбидов хрома. Сплав это-
го типа имеет ограниченный предел усталости около 20,4 кГ/мм2
при 650° С, а некоторые более сложные сплавы показали такую
же прочность при 750° С.
Для температур выше 750° С применяются сплавы на нике-
левой основе, такие как нимоник, разработанные в США. Нимо-
ник 75, используемый для камер сгорания газовых турбин, со-
стоит в основном из 80% Ni и 20% Сг; твердость придается спла-
213
ву при выпадении карбидов титана. Прочность при повышении тем-
пературы прогрессивно возрастает у нимоника 80 и 80А (20% Сг,
Ti, Al), нимоника 90 (20% Сг, 18% Co,Ti,Al,Mo) [429]. Сплавы на
основе кобальта трудно куются и чаще используются в Отливках.
Сплавы, применяемые при очень высоких температурах, созда-
ются на основе хрома, молибдена, вольфрама или ниобия или на
базе керамических материалов или смесей керамики и Металлов,
известных под названием керметы.
Сравнение пределов усталости при высоких температурах с
другими механическими свойствами показало, что, как при ком-
натной температуре, предел усталости довольно тесно связан с
пределом 1прочности при растяжении до тех пор, пока на прочно-
сти при растяжении не начинает заметно сказываться ползучесть.
Например, по имеющимся данным для деформируемых алюми-
ниевых сплавов коэффициент выносливости почти не зависит от
температуры до 250° С; для разрушения на базе 107 циклов сред-
нее значение его составляет около 0,35, а на базе 108 Циклов —
около 0,25. Выше 300° С коэффициент выносливости быстро воз-
растает, приближаясь к единице при 450° С.
Хотя отношение ограниченного предела усталости к пределу
длительной статической прочности заметно зависит от темпера-
туры, для некоторых металлов получена весьма устойчивая зави-
симость между этими характеристиками. Это обнаруживается на
графике зависимости ограниченного предела усталости от дли-
тельной статической прочности для одного и того же времени и
при одной и той же температуре [430]. На рис. 111 показана такая
зависимость для серии сплавов при температурах 700—980° С н
времени до разрушения 100, 300 и 1000 ч. Установленная зависи-
мость достаточно хороша для большинства этих сплавов и поз-
воляет определять ограниченный предел усталости по более об-
ширным данным о длительной статической прочности.
Влияние микроструктуры. Прочность при высоких темпера-
турах часто можно повысить дисперсионным твердением, которое
достигается обработкой твердого раствора при довольно высокой
температуре для растворения упрочняющего элемента, закалкой
и повторным нагревом или старением при температуре выделе-
ния упрочняющего элемента в тонкодисперсном виде. Как обра-
ботка твердого раствора, так и старение существенно влияют на
механические свойства при высокой температуре.
Обработка твердого раствора имеет важное значение, пото-
му что она влияет на размер зерна. При средних температурах
и мелком зерне сопротивление ползучести выше, чем при зерне
крупного размера, но это меняется при высоких температурах,
потому что разрушение происходит по границам зерен, а не по
зернам. Подобным образом размер зерна влияет на ограничен-
ный предел усталости, но переход от внутризеренного к межзе-
ренному разрушению происходит при значительно более высокой
214
ным пределом усталости и длительной
статической прочностью сплавов нимо-
ника:
1 — изгиб с вращением; 2 — испытания при
растяжении-сжатии; 3 — нимоник 80А; 4 —
нимоник 90; 5 — нимоник 95; 6 — нимоник
100; 7 — нимоник 105
температуре, чем для длительного статического разрушения
[431, 432].
Следовательно, есть области температур, когда крупный раз-
мер зерна дает более высокую длительную статическую проч-
ность, но более низкий ограниченный предел усталости. В этих
случаях может быть выгодным менять термообработку, чтобы
обеспечить соответствие прочности напряженному «состоянию.
Сопротивление усталости отливок при высоких температурах
почти всегда ниже, чем у деформируемых сплавов аналогичного
состава. В этом отноше-
нии сопротивление уста-
лости отличается от дли-
тельной статической проч-
ности, которая при весь-
ма высоких температурах
для отливок обычно вы-
ше, чем для поковок. Од-
ной из причин этого яв-
ляется больший размер
зерна в литых материа-
лах, несли предусмотреть
получение отливок с мел-
ким зерном, то сопротив-
ление усталости улуч-
шится. Недостатком ли-
тых материалов является
непостоянство механиче-
ских свойств, что наибо-
лее заметно по характери-
стикам усталости. Харрис
и Чайльд [433], например,
исследовали литой сплав на основе кобальта G34 при 750° С и об-
наружили отклонения длительной статической прочности прибли-
зительно на ±15% и ограниченного предела усталости на ±30%.
Влияние коррозии. Существенным требованием для сплавов,
работающих при высоких температурах, является высокое сопро-
тивление окислению; обычно полагают, что жаропрочные сплавы
имеют также высокое сопротивление коррозионной усталости.
Большинство исследований коррозионной усталости при высоких
температурах было связано с влиянием корродирующих состав-
ляющих в топливе двигателя. Например, было показано, что
ограниченный предел усталости нимоника 80 при 800° С не сни-
зился в атмосфере окиси серы [47], но понизился на 10% за
1000 я при 750° С и покрытии слоем нагара, содержащего соли
ванадия [430]. В двигателях внутреннего сгорания происходит
разрушение клапанов и клапанных седел солями свинца, содер-
жащимися в топливе. В этих случаях сопротивление усталости
215
Рис. 112. Кривые о — N п о — t в макси-
мальных напряжениях (при симметрич-
ном и асимметричном циклах и при по-
стоянном напряжении для деформируе-
мого сплава N155):
20% Сг, 20% Ni, 20% Со, остальное Fe при
815е С [185]
клапанов из аустенитной стали можно улучшить покрытием ма-
териалом на никелевой основе [47].
Усталость при действии переменных напряжений с асиммет-
ричным циклом. При высоких температурах переменное и стати-
ческое напряжения, которым 'может сопротивляться металл без
разрушения, понижаются по мере увеличения времени действия
напряжения. Зависимость прочности при статическом напряже-
нии от времени представляется в виде кривой напряжение —
долговечность так же, как зависимость между ограниченным пре-
делом выносливости и чис-
лом циклов до разрушения.
На рис. 112 показана такая
зависимость для жаро-
прочного сплава N155 при
815° С [185]; на оси абсцисс
нанесены время и число цик-
лов до разрушения. При
815° С длительная статичес-
кая прочность этого матери-
ала ниже, чем ограниченный
предел усталости, и можно
видеть, что разница между
ними становится больше с
увеличением числа циклов.
Результаты испытаний при
наложении напряжения с
симметричным циклом на
статическое напряжение также показаны на рис. 112. На рисун-
ке нанесено значение максимального напряжения за цикл, так
что можно непосредственно сравнить ограниченный предел уста-
лости с длительной статической прочностью; каждая кривая со-
ответствует своему значению коэффициента асимметрии
Кривые на рис. 112 также имеют более крутой наклон при
высоких температурах и, кроме того, он становится круче при
больших долговечностях. Такие кривые не могут экстраполиро-
ваться уверенно к большим долговечностям. Поэтому для опре-
деления характеристик материала в условиях продолжи-
тельной работы испытания при высоких температурах, осо-
бенно испытания на статическую прочность, должны быть
длительными.
Как при нормальной, так и при высокой температуре, огра-
ниченный предел усталости металла при действии напряжений
с асимметричным циклом может быть выражен графиком зави-
симости амплитуды напряжения от статического напряжения.
Каждая точка на кривой представляет сочетание статического и
переменного напряжений, причем изменения колеблются от огра-
ниченного предела усталости при симметричном цикле до преде-
216
ла длительной статической прочности за данное время. Это пока-
зано на рис. 113 для нимоника 80А, где кривые нанесены для раз-
ных долговечностей.
Для сравнения свойств различных материалов при разных
температурах более удобно наносить отношение предельной ам-
плитуды напряжения к пределу усталости при симметричном цик-
ле в зависимости от отношения среднего напряжения цикла
к длительной статической прочности; каждая кривая должна
пересекать оси при значениях, равных единице. Этот метод нане-
114. Зависимость между отношением
предельной амплитуды напряжений к пре-
делу усталости при симметричном цикле и
отношением среднего напряжения цикла к
длительной статической прочности жаро-
прочных сплавов [430]. Все результаты для
долговечности в 300 ч:
/I — Рекс 78, 600® С: 6 — нимоник 80А, 700е С;
В — Рекс 78, 650е С; Н — нимоник 80А. 750е С;
С — Рекс 78. 700* С; J —N-155. 649° С; D - ни-
моник 80, 600° С: К — N-155, 732е С; Е — нимоник
80, 650е С; L-N-155. 815е С; F — нимоник 80. 700° С;
да напряжения — статическое
напряжение для нимоника 80А
при 750° С при разных долго-
вечностях:
1 — разрушение через 100 ч: 2 —
разрушение через 200 ч; 3 — раз-
рушение через 1000 ч
сения кривых применен
на рис. 114 для сравнения
ряда жаропрочных спла-
вов. Как следует из данных, действие напряжения с симметрич-
ным циклом и амплитудой, составляющей до 40% от среднего
напряжения цикла, слабо сказывается на сопротивлении дли-
тельному статическому разрушению, а в некоторых случаях мо-
жет даже его повысить. Такое повышение наблюдалось для ряда
жаропрочных сплавов, но причина этого неясна. Предполагали,
что переменное напряжение ускоряет структурные изменения в
сплаве, в результате чего повышается твердость, или что внут-
рикристаллические сдвиги, вызываемые переменным напря-
жением, ослабляют концентрацию напряжения по границам
зерен.
На рис. 114 можно видеть, что модифицированный закон Гуд-
мана и парабола Гербера, проведенная от ограниченного предела
усталости при напряжении с симметричным циклом до длитель-
ной статической прочности, дают заниженную оценку прочности
217
при сочетании статического и переменного напряжений; можно
видеть, что дуга окружности на безразмерной диаграмме больше
соответствует данным эксперимента [434]. Такая кривая стано-
вится эллипсом на диаграмме амплитуда напряжения — Статиче-
ское напряжение. Другая эмпирическая зависимость описывается
модифицированной линией Гудмана, т. е. прямой, проведенной
между пределом усталости при переменном напряжении с сим-
метричным циклом, и статической прочностью при растяжении,
за исключением области, в которой статическое напряжение пре-
вышает длительную статическую прочность. Эта зависимость не
плитуды напряжения — статическое напряжение для
деформируемого сплава N155 при долговечности
500 ч [185]:
1 — овр при 815° С; 2 — оор при 732° С; 3 — а^при 538° С;
4 — одр при 24е С
может быть представлена на безразмерной диаграмме, но она по-
казана на диаграмме амплитуда напряжения — статическое
напряжение на рис. 115, где даны результаты исследований спла-
ва N-155 [185]. Такую зависимость нельзя использовать для впол-
не достоверных определений ограниченных пределов усталости
при нагружении с асимметричным циклом, но при высоких тем-
пературах она дает лучшие результаты, чем дуга окружности;
кроме того, этой зависимостью хорошо оцениваются ограничен-
ные пределы усталости при умеренных температурах. Эти ре-
зультаты свидетельствуют об отсутствии взаимодействия между
процессами длительного статического и усталостного разру-
шений.
Внешний вид разрушения от действия переменных напряже-
ний при высоких температурах напоминает вид разрушения от
действия длительной статической нагрузки. Как следовало ожи-
дать, величина деформации в области разрушения понижается
по мере того, как возрастает отношение переменного напряже-
ния цикла к среднему.
Не всегда достаточно ограничить переменное напряжение,
чтобы предотвратить разрушение, в некоторых случаях необхо-
218
димо ограничивать деформацию ползучести. Диаграмма влияния
переменного напряжения на деформацию ползучести для алю-
миниевого сплава RR59 показана на рис. 116 [435].
В этой области имеется мало опубликованных данных [659],
поэтому обычно приходится определять ползучесть, происходя-
щую под действием переменных напряжений, по данным стати-
ческой ползучести. Оценку в запас прочности можно получить,
допуская, что ползучесть от действия переменных напряжений не
превышает ползучести от действия статического максимального
напряжения цикла. На рис. 116 эта оценка соответствует прямой
линии, проведенной от значе-
ния статического напряже-
ния, вызывающего опреде-
ленную деформацию ползу-
чести (на оси абсцисс), до
такого же значения ампли-
туды переменного напряже-
ния (на оси ординат). Была
сделана попытка заранее вы-
числить ползучесть при дей-
ствии пульсирующих напря-
жений из простого допуще-
ния, что для любого мгновен-
ного значения изменяюще-
гося напряжения скорость
ползучести будет такой же,
как при испытании на стати-
Рис. 116. Влияние переменного напря-
жения на деформацию ползучести алю-
миниевого сплава RR59 при 200° С:
/ — 0,1% ползучести за 100 ч; 2 — 0,2% пол-
зучести за 100 ч; 3 — 0,3% ползучести за
100 ч; 4 — разрушение от ползучести за 100 ч
Е — экстраполировано
ческую ползучесть в течение такого же времени и при том же на-
пряжении [435, 436]. Однако эти допущения не были достаточно
подтверждены экспериментальными данными и возможность их
применения в расчетах не очевидна. Было найдено, что наложе-
ние переменного напряжения на статическое может значительно
повысить скорость ползучести при умеренных температурах, но
при высоких температурах скорость ползучести может даже по-
низиться, если переменное напряжение мало [437].
Влияние частоты нагружения. При нормальной температуре
частота мало влияет на сопротивление усталости большинства
металлов, хотя понижение частоты может несколько умень-
шить число циклов до разрушения при данном размахе напря-
жения.
Влияние частоты обычно увеличивается с ростом температуры,
так как сопротивление усталости зависит от общего времени дей-
ствия переменного напряжения, а не только от числа циклов.
Это свойство, вероятно, является следствием того, что при низ-
ких температурах деформация возникает почти немедленно при
действии напряжения, в то время как при высоких температурах
для этого требуется определенное время.
219
На металлы с низкой точкой плавления (такие, как свинец)
частота влияет так же, как на другие металлы при повышенных
температурах. Экель [438] нашел, что для свинца влияние часто-
ты на предел усталости можно выразить таким уравнением:
log I = log b — т log f, (37)
где I — время до разрушения;
[ — частота:
b и tn — постоянные.
Если усталостное разрушение происходит после определен-
ного числа циклов при всех частотах, то tn = 1, а если разруше-
Рис. 117. Влияние частоты на предел усталости при изгибе
свинца и его сплавов при 29° С [440]
Сплошные линии — 1650 цикл/мин.-, штриховые — 0,25 цикл/мин; 1 —
чистый свинец; 2 — сплав (1% антимония); 3 — сплав (0,028*/« каль-
ция)
ние происходит после определенного времени при всех частотах,
то т = 0. Обычно считают, что m = 0 4- 1. Результаты Экеля,
полученные для свинца при температуре 43° С и при частотах
около 5 цикл/мин и 0,25 цикл/ч, показали, что т = 0,7, а по дан-
ным Мура и Деллинса [439] для свинца при 23° С и при частотах
от 248 до 1 цикл/мин т = 0,55. Некоторые результаты, получен-
ные Ганом и Эллисом [440] для свинца и свинцовых сплавов,
показаны на рис. 117; здесь значение т зависит от размаха де-
формации и изменяется от 0,4 до 0,8. Подобные результаты при-
водятся Мак-Коуном [440]. Для частот ниже 0,1 цикл/мин Ган
нашел, что число циклов до разрушения было приблизительно
постоянным для данного размаха деформации.
Испытания на усталость углеродистой стали с 0,17% С пока-
зали, что предел усталости зависит от времени до разрушения
при 450° С [15]; результаты представлены в виде кривой а — N
на рис. 118, а и на кривой о — t на рис. 118, б. Если за основу
берется время до разрушения, то результаты для трех различных
220
частот ложатся на одну кривую, так что т = 0. Если нанести
число циклов до разрушения в зависимости от уровня пластиче-
ской деформации, то результаты для этих трех частот также ло-
жатся близко к одной кривой (рис. 118, в). При изгибе с враще-
нием для этого же материала и при тех же частотах значение т
равняется 0,5. Разницу можно отнести за счет влияния пласти-
ческой деформации на максимальное напряжение при изгибе;
Рис. 118. Влияние частоты на пре-
дел усталости при осевом нагру-
жении 0,17 %-ной стали при 450° С
[15]:
а — кривые (У — N\ б -— кривые о —1\
в — зависимость пластической деформа-
ции от долговечности N-, 1 —
2000 цикл/мин- 2 — 125 цикл/мин-,
3—10 цикл/мин
большая пластическая деформация возникает при низких часто-
тах п это уменьшает влияние частоты на сопротивление уста-
лости.
Усиление зависимости сопротивления усталости от общего
времени нагружения по сравнению с зависимостью от числа цик-
лов должно наблюдаться с увеличением температуры, но на свой-
ства могут также заметно влиять структурные изменения в ма-
териале. Это видно из результатов испытаний той же стали, про-
веденных при 2000 и при 10 цикл!мин при температурах до
450° С (рис. 119). Структурным.изменением в этом случае являет-
ся деформационное старение, при более низкой частоте времени
для старения в процессе циклического нагружения больше и
больший эффект получается при более низкой температуре.
Например, предел усталости при температуре 200—300° С
значительно выше при 10 цикл!мин, чем при 2000 цикл!мин.
221
При действии переменных напряжений с асимметричным цик-
лом частота нагружения влияет как на долговечность, так и на
величину ползучести. Результаты испытаний при напряжении с
асимметричным циклом нескольких жаропрочных сплавов для
газовых турбин при частотах между 10 и 15000 цикл!мин, полу-
ченные Гуарнери [443], показали, что влияние частоты может
быть сложным. Гуарнери нашел, что для данного статического
напряжения дополнительное переменное напряжение повышает
скорость ползучести и уменьшает долговечность при низких и вы-
Рис. 119. Диаграмма прочность — темпе-
ратура для стали (0,17% С) [442]:
1 — прочность при растяжении; 2 — огра-
ниченный предел усталости для 500 000 циклов
при частоте 10 цикл/мин; 3 — ограниченный
предел усталости при изгибе для 500 000 цик-
лов при частоте 2000 цикл/мин-, 4 — предел
усталости при изгибе для 10е циклов при ча-
стоте 2000 цикл/мин- 5 — предел текучести
(по деформации 0.1%)
соких частотах, а для сред-
них’частот наблюдается об-
ратное влияние.
Влияние концентрации
напряжения. В основном ма-
териалы менее чувстви-
тельны к концентрации на-
пряжения при высоких тем-
пературах, чем при комнат-
ной температуре. Имеющие-
ся данные по ограниченным
пределам усталости магние-
вых и алюминиевых сплавов
при наличии концентрации
обобщены Фритом [146].
Чувствительность к надре-
зам высока «при 150° С по
сравнению с нормальной
температурой, но заметно по-
нижается при 200° С. Аусте-
нитные стали, которые очень
мало чувствительны к надрезам при комнатной температуре, ста-
новятся более чувствительными при умеренных температурах
около 650° С, но .выше этой температуры все жаропрочные спла-
вы имели пониженную чувствительность к надрезам [184, 430].
Понижение ограниченных пределов усталости при концентрации
напряжений этих сплавов весьма незначительно, между 650 и
815° С. Чугун остается нечувствительным к малым надрезам
вплоть до 600° С [444]. Чувствительность низколегированных ста-
лей к надрезам возрастает с увеличением^ температуры и имеет
максимальное значение между 300 и 400° С [177, 445]; это можно
отнести за счет плохой сопротивляемости этих сталей повторной
пластической деформации при таких температурах [445]. Стали
становятся менее чувствительными с дальнейшим увеличением
температуры.
Влияние надрезов на прочность материалов при действии пе-
ременных напряжений с асимметричным циклом показано на
рис. 113—115.
222
Наличие надрезов обычно не понижает сопротивления дли-
тельному статическому разрушению материала, если его пластич-
ность низкая. Незначительное (понижение длительной статической
прочности наблюдается в том случае, когда площадь поперечного
сечения гладких образцов при разрушении уменьшается ори дли-
тельном статическом разрушении 'меньше чем на 10%, но при
надрезе это понижение прочности значительно больше.
При высоких температурах целесообразно допустить, что со-
ставляющая среднего напряжения цикла не будет влиять на эф-
фект надреза, а составляющая переменного напряжения будет
уменьшаться на эффективный коэффициент концентрации Ка ,
получаемый при испытаниях с переменным напряжением с сим-
метричным циклом. Этот метод обычно дает заниженную оценку
сопротивления усталости при концентрации напряжения, хотя
наблюдались исключения [446].
Влияние обработки поверхности. Влияние обработки поверх-
ности, заметно сказывающееся на сопротивлении усталости твер-
дых сплавов при нормальной температуре, становится менее су-
щественным с ростом температуры. Вероятно, это объясняется
рядом причин: во-первых, материалы становятся менее чувстви-
тельными к надрезу при высоких температурах; во-вторых, вслед-
ствие окисления влияние поверхностных дефектов ослабевает и
сопротивление становится независимым от начального состояния
поверхности и, в-третьих, остаточные напряжения ослабляются
возникающими пластическими деформациями [447]. Результаты,
полученные Джонесом и Уилкесом [448] для сплава на кобальто-
вой основе S-816, иллюстрируют влияние остаточных напряжений
(табл. 54). Они сравнивали ограниченные пределы усталости
шлифованных за один проход образцов (при этом наводились
остаточные растягивающие напряжения в поверхностном слое)
с образцами, подвергнутыми дробеструйной обработке (наводи-
лось остаточное сжимающее напряжение в поверхностном слое).
Таблица 54
Эффективные коэффициенты концентрации Яо (108 циклов, а—2,7).
Испытания при плоском изгибе образцов с квадратным сечением
15,2 мм и V-образным надрезом (60°), глубиной 1,9 мм и радиусом
0,76 мм [448]
Обработка надреза Комнатная температура 482° С— 593° С 649° С
Ко
Шлифование 4.6 2,9 2,4
Обдувка дробью 1,3 1.5 1.9
Из приведенных данных видно, что вредное влияние шлифова-
ния и полезное влияние дробеструйной обработки имеют тенден-
223
цию ослабевать при высоких температурах. Подобное явление
наблюдалось на клапанных пружинах, сделанных из стальной
проволоки, закаленной в масле и отпущенной [449]; дробеструй-
ная обработка значительно улучшила ограниченный предел уста-
лости при нормальной температуре, но предел усталости умень-
шился до первоначального значения при температуре 250° С. Для
работы при высоких температурах обдувка дробью может ока-
заться вредной, так как в процессе работы возможна рекристал-
лизация, как результат наклепа, наводимого дробеструйной об-
работкой [429].
Термическая усталость
Термин термической усталости был впервые использован при
описании типа разрушения, которое происходило в металлах
с некубической атомной решеткой при медленном колебании тем-
пературы без внешнего механического воздействия на материал.
Эти разрушения относятся к влиянию напряжений, развиваю-
щихся вследствие анизотропии термического расширения. В не-
которых металлах (цинк, кадмий, олово и уран) линии скольже-
ния и поверхностные трещины наблюдались после повторных
циклов нагрева и охлаждения, но более часто применяемые ме-
таллы с кубической атомной решеткой не разрушаются таким
путем [450].
Применение понятия термической усталости впоследствии
распространилось на разрушения, вызванные повторными терми-
ческими напряжениями, возникшими в результате температур-
ных градиентов и стеснений расширению деталей [681]. Термиче-
ская усталость является особенно серьезным вопросом, напри-
мер в газовых турбинах, где температура деталей изменяется
с высокой скоростью. Такие разрушения отмечены также при
эксплуатации электростанций, где усталостные трещины являют-
ся результатом омывания нагретых металлических поверхно-
стей [451] или перерывов в работе, когда термические напряже-
ния возникают при пуске или остановке агрегатов. Разрушения
обычно происходят в сварных соединениях, особенно в соедине-
ниях разных металлов.
Нагретый металл в зоне, близкой от шва, склонен к хрупко-
сти; кроме того, по краям шва обычно возникает некоторая кон-
центрация напряжений [452]. Термическая усталость иногда вы-
зывает образование сетки мелких трещин на поверхности метал-
ла, известной как термические трещины, сетчатое или мозаичное
трещинообразование [453]. Это явление наблюдается например
в изложницах, прокатных валках и штампах, где поверхность ме-
талла повторно нагревается и охлаждается. Такие трещины так-
же были найдены на стальных железнодорожных колесах и авто-
мобильных тормозных колодках в результате нагрева, вызывае-
224
мого торможением, и в чугунных деталях цилиндров компрессо-
ров {682]. Термическая усталость может также оказаться сущест-
венной для самолетных конструкций, подвергающихся кинетиче-
скому нагреву.
Способность металла сопротивляться разрушению от терми-
ческой усталости является свойством, которое трудно определить
экспериментально. На поведение его в рабочих условиях влияет
ряд факторов и воспроизвести эквивалентные условия в лабора-
тории трудно. Колебания температуры в процессе работы высо-
котемпературного оборудования будут вызывать термические на-
пряжения, но опыт работы показал, что разрушение более
вероятно в результате больших удлинений или укорочений, про-
исходящих при пусках и остановках оборудования. Это было убе-
дительно продемонстрировано, например, при натурных испыта-
ниях газотурбинной установки [454]. При повторных пусках и
остановках установки усталостные трещины получались в лопат-
ках после 85 циклов при использовании для них сплава М-252 на
никелевой основе и после 295 циклов для сплава S816 на кобаль-
товой основе. В противоположность этому, никаких трещин не
образовалось ни при работе на полной мощности в течение 360 ч,
ни при быстрых повторных изменениях скорости в течение 16 ч,
хотя образование трещины было ускорено, когда установка рабо-
тала при нормальной скорости, и добавлялись температурные
циклы пуска-остановки. Эти эксперименты позволили непосред-
ственно сравнить два материала в рабочих условиях, но такие
испытания являются очень дорогими и некоторые данные по со-
противлению термической усталости можно получить из испыта-
ний, в которых образец или деталь нагружаются контролируемым
циклическим нагревом или охлаждением до тех пор, пока не об-
разуются трещины.
Норскот и Бейрон [453], например, при исследовании термиче-
ских трещин использовали клинообразный образец, одна поверх-
ность которого повторно подвергалась индукционному нагреву,
в то время как основная масса непрерывно охлаждалась водой.
Температура циклически менялась от 40° С до 800—1200° С; ис-
пытывавшиеся образцы подвергались за каждый цикл ферритно-
аустенитным и аустенито-ферритным превращениям. Разрушение
определялось ростом наибольшей трещины (до 0,5 мм) и для
большинства испытаний это происходило между 100 и 10000 цик-
лов. Было испытано несколько легированных сталей, содержащих
0,35% углерода, и найдено, что добавки магния, никеля, хрома и
молибдена увеличивали тенденцию к образованию трещин, в то
время как добавки ванадия (до 0,3%), кремния и кобальта не
влияли.
В другой серии сталей, содержащих от 0,32 до 0,99% углерода
и 0,6% магния, тенденция к трещинообразованию растет с уве-
личением содержания углерода.
15 Заказ 893 225
Эти результаты говорят о том, что сопротивление термической
усталости зависит скорее от пластичности, чем от прочности при
растяжении или сопротивления усталости, и это подтверждается
результатами подобных исследований [455, 667]. С другой сторо-
ны, сплавы нимоника 75, 80, 80А, 90, 100, которые существенно
отличаются по пластичности и сопротивлению ползучести, по-ви-
димому, обладают одинаковым сопротивлением термической
усталости. Это было показано Ларджем [456] при испытаниях
листовых образцов, имеющих центральное отверстие, подвергав-
шихся действию медленного нагрева и быстрого охлаждения,
а Глиннеем и Тейлором [457] — при испытании образцов дисковой
формы, которые быстро нагревались и охлаждались в жидко-
сти [рис. 120]. Критерием разрушения было обнаружение трещи-
ны с помощью бинокулярного микроскопа при увеличении от 30
до 60 раз; каждая точка на кривых представляет среднюю дол-
говечность трех испытаний.
Хантер [458] сравнивал сопротивление термической усталости
ряда жаропрочных сплавов при повторном нагреве образцов до
температур 871—1093° С с последующим охлаждением на воз-
духе; разрушения происходили между 200 и 20 000 циклов. Спла-
вы на кобальтовой основе лучше сопротивляются термоустало-
сти, чем сплавы на никелевой или железной основе, но наиболь-
шее сопротивление имел сплав с 70% Сг и 30% Fe.
Маскейтель и др. [459], испытывая образцы треугольной фор-
мы при повторных нагревах и охлаждениях одного края, также
показали преимущество сплавов на кобальтовой основе. Они ис-
пытали большое число жаропрочных сплавов и нашли, что кова-
ные сплавы имеют преимущество по сравнению с литыми и что
материалы с большим размером зерна имеют более низкое со-
противление термическому трещинообразованию. Исследования
листовых металлов [456, 460] показали преимущество высокой
термопроводимости; максимальное сопротивление имели жаро-
прочные материалы, покрытые медью.
В то время как описанные испытания на термическую уста-
лость являются практически полезными, получаемые данные не
освещают ряда вопросов термической усталости, потому что на
сопротивление разрушению влияют в большой степени условия
работы. Однако некоторые общие выводы можно сделать, от-
дельно рассматривая факторы, определяющие сопротивление
термической усталости. Наиболее важными из них являются ко-
эффициент термического расширения а, теплопроводность k и со-
противление материала переменной деформации е.
Термическое расширение пропорционально изменению темпе-
ратуры. При данном распределении температуры распределение
термической деформации будет прямо пропорционально а. Влия-
ние теплопроводности более сложно. При условии медленного
нагрева и охлаждения, когда наводятся термические деформа-
226
ции, определяющиеся внешними связями, теплопроводность не
будет влиять на напряжения. Когда термические деформации яв-
ляются следствием температурных градиентов, возникающих в
результате быстрого нагрева и охлаждения, высокая теплопро-
водность полезна, так как она понижает температурные гради-
енты и возникающие при этом деформации. Однако, если ско-
рость нагрева тела так высока, что ее поверхность достигает
максимальной температуры, прежде чем может произойти любое
существенное изменение температур в самом теле, теплопровод-
ность несущественно влияет на термическую деформацию, возни-
кающую на поверхности.
Для данного распределения температуры в материале терми-
ческое расширение определяет распределение деформации, и по-
этому сопротивление материала термической усталости непосред-
ственно зависит от сопротивления переменной деформации е.
При этом разрушения от термической усталости обычно проис-
ходят после малого числа циклов, которому соответствует зна-
чительная повторная пластическая деформация. Можно исполь-
зовать следующие характеристики как показатели сопротивле-
„ е Яе
ния термической усталости: — или — выбор зависит от
ОС ОС
условий. Мэнсон [461] рассматривал влияние k на деформацию,
возникающую в равномерно нагретой плоской пластине, кото-
рая внезапно погружалась в среду с пониженной температурой.
Он показал, что этот коэффициент зависит от значения модуля
Био р = ahfk, где а — Головина толщины пластины, a h — коэф-
фициент теплопередачи. Критерий е/а больше подходит для вы-
соких значений р (например, р> 10), a ke/a— для низких значе-
ний (например р< 1).
Трудность применения этих критериев заключается в том, что
имеется лишь небольшое число непосредственных эксперимен-
тальных доказательств сопротивления материалов переменной
деформации в условиях, ведущих к термической усталости. Один
из методов для получения таких данных состоит в том, что тон-
кий трубчатый образец, жестко закрепленный по концам, перио-
дически нагревается путем пропускания тока и охлаждается воз-
духом. Колебания температуры вызывают колебания продольной
деформации в образце; испытания продолжаются до разрушения
образца.
Этим методом был испытан ряд материалов [463—468]. Была
также сделана попытка связать результаты испытаний при изме-
няющейся температуре и при постоянной температуре, для чего
использовались тихоходные машины на знакопеременный из-
гиб [683]. Было найдено, что, по крайней мере, для двух материа-
лов при синфазном изменении температуры и деформации сопро-
тивление переменной деформации оказывается таким же, как и
при постоянной максимальной температуре. Поэтому в ряде
15* 227
Эти результаты говорят о том, что сопротивление термической
усталости зависит скорее от пластичности, чем от прочности при
растяжении или сопротивления усталости, и это подтверждается
результатами подобных исследований [455, 667]. С другой сторо-
ны, сплавы нимоника 75, 80, 80А, 90, 100, которые существенно
отличаются по пластичности и сопротивлению ползучести, по-ви-
димому, обладают одинаковым сопротивлением термической
усталости. Это было показано Ларджем [456] при испытаниях
листовых образцов, имеющих центральное отверстие, подвергав-
шихся действию медленного нагрева и быстрого охлаждения,
а Глиннеем и Тейлором [457] — при испытании образцов дисковой
формы, которые быстро нагревались и охлаждались в жидко-
сти [рис. 120]. Критерием разрушения было обнаружение трещи-
ны с помощью бинокулярного микроскопа при увеличении от 30
до 60 раз; каждая точка на кривых представляет среднюю дол-
говечность трех испытаний.
Хантер [458] сравнивал сопротивление термической усталости
ряда жаропрочных сплавов при повторном нагреве образцов до
температур 871—1093° С с последующим охлаждением на воз-
духе; разрушения происходили между 200 и 20000 циклов. Спла-
вы на кобальтовой основе лучше сопротивляются термоустало-
сти, чем сплавы на никелевой или железной основе, но наиболь-
шее сопротивление имел сплав с 70% Сг и 30% Fe.
Маскейтель и др. [459], испытывая образцы треугольной фор-
мы при повторных нагревах и охлаждениях одного края, также
показали преимущество сплавов на кобальтовой основе. Они ис-
пытали большое число жаропрочных сплавов и нашли, что кова-
ные сплавы имеют преимущество по сравнению с литыми и что
материалы с большим размером зерна имеют более низкое со-
противление термическому трещинообразованию. Исследования
листовых металлов [456, 460] показали преимущество высокой
термопроводимости; максимальное сопротивление имели жаро-
прочные материалы, покрытые медью.
В то время как описанные испытания на термическую уста-
лость являются практически полезными, получаемые данные не
освещают ряда вопросов термической усталости, потому что на
сопротивление разрушению влияют в большой степени условия
работы. Однако некоторые общие выводы можно сделать, от-
дельно рассматривая факторы, определяющие сопротивление
термической усталости. Наиболее важными из них являются ко-
эффициент термического расширения а, теплопроводность k и со-
противление материала переменной деформации е.
Термическое расширение пропорционально изменению темпе-
ратуры. При данном распределении температуры распределение
термической деформации будет прямо пропорционально а. Влия-
ние теплопроводности более сложно. При условии медленного
нагрева и охлаждения, когда наводятся термические деформа-
226
ции, определяющиеся внешними связями, теплопроводность не
будет влиять на напряжения. Когда термические деформации яв-
ляются следствием температурных градиентов, возникающих в
результате быстрого нагрева и охлаждения, высокая теплопро-
водность полезна, так как она понижает температурные гради-
енты и возникающие при этом деформации. Однако, если ско-
рость нагрева тела так высока, что ее поверхность достигает
максимальной температуры, прежде чем может произойти любое
существенное изменение температур в самом теле, теплопровод-
ность несущественно влияет на термическую деформацию, возни-
кающую на поверхности.
Для данного распределения температуры в материале терми-
ческое расширение определяет распределение деформации, и по-
этому сопротивление материала термической усталости непосред-
ственно зависит от сопротивления переменной деформации е.
При этом разрушения от термической усталости обычно проис-
ходят после малого числа циклов, которому соответствует зна-
чительная повторная пластическая деформация. Можно исполь-
зовать следующие характеристики как показатели сопротивле-
ния термической усталости: — или — выбор зависит от
ОС ОС
условий. Мэнсон [461] рассматривал влияние k на деформацию,
возникающую в равномерно нагретой плоской пластине, кото-
рая внезапно погружалась в среду с пониженной температурой.
Он показал, что этот коэффициент зависит от значения модуля
Био р = ahjk, где а — половина толщины пластины, a h — коэф-
фициент теплопередачи. Критерий е/п больше подходит для вы-
соких значений р (например, р> 10), а &е/а — для низких значе-
ний (например 0 < 1).
Трудность применения этих критериев заключается в том, что
имеется лишь небольшое число непосредственных эксперимен-
тальных доказательств сопротивления материалов переменной
деформации в условиях, ведущих к термической усталости. Один
из методов для получения таких данных состоит в том, что тон-
кий трубчатый образец, жестко закрепленный по концам, перио-
дически нагревается путем пропускания тока и охлаждается воз-
духом. Колебания температуры вызывают колебания продольной
деформации в образце; испытания продолжаются до разрушения
образца.
Этим методом был испытан ряд материалов [463—468]. Была
также сделана попытка связать результаты испытаний при изме-
няющейся температуре и при постоянной температуре, для чего
использовались тихоходные машины на знакопеременный из-
гиб [683]. Было найдено, что, по крайней мере, для двух материа-
лов при синфазном изменении температуры и деформации сопро-
тивление переменной деформации оказывается таким же, как и
при постоянной максимальной температуре. Поэтому в ряде
15* 227
случаев можно определять сопротивление термической усталости
испытаниями с постоянной температурой, проводимыми при соот-
ветствующей частоте.
Переменная деформация, которой может сопротивляться ма-
териал, может быть представлена как сумма упругой и пластиче-
ской деформации. Размах упругой деформации прямо пропор-
ционален пределу усталости для данной долговечности, тесно
связанному с пределами прочности при растяжении. В то же
время Коффин показал, что размах пластической деформации
Рис. 120. Изменение тер-
мической долговечности
конических дисков из
сплавов нимоника при
действии повторных цик-
лов нагрева и охлажде-
ния [457]:
/ — нимоник 100; 2 — ни-
моник 90; 3 — нимоник 80А;
4 — нимоник 75
связан с пластичностью при разрушении. Для низких долговечно-
стей (порядка несколько сотен циклов или меньше) размах пла-
стической деформации существенно больше, чем размах упругой
деформации, а для больших долговечностей (несколько тысяч
или больше) становится преобладающим размах упругой дефор-
мации. Поэтому сопротивление термической усталости будет за-
висеть при малом числе циклов термического напряжения в пер-
вую очередь от пластичности и при большом числе циклов — от
прочности. Это свойство в некоторой степени иллюстрируется
рис. 120, с ростом номера в серии нимоников в основном увеличи-
вается прочность и понижается пластичность.
Взаимодействию влияния термических напряжений и других
напряжений до сих пор уделялось мало внимания. Клаусс и Фри-
ман [466] показали, что в некоторых случаях предварительное
термическое нагружение может заметно понизить длительную
статическую прочность жаропрочных сплавов и что предвари-
тельная деформация ползучести может заметно понизить долго-
вечность при термической усталости. Коффин [469] нашел, что
небольшое среднее напряжение, накладываемое на циклическую
деформацию, может дать в результате очень большую деформа-
цию. Данных о термической усталости неметаллов мало. Кера-
мика плохо сопротивляется термической усталости из-за хрупко-
сти. Вопрос о допускаемых термических напряжениях в конст-
рукциях подробно рассматривается Мэнсоном [672].
Глава IX
СОПРОТИВЛЕНИЕ УСТАЛОСТИ СОЕДИНЕНИЙ,
ДЕТАЛЕЙ И КОНСТРУКЦИЙ
О предыдущих главах уделялось внимание сопротив-
лению усталости материалов, определяемому на небольших образ-
цах, испытываемых в тщательно контролируемых условиях. Этот
метод испытания практически служит для сравнения сопротивле-
ния усталости различных материалов и для исследования влия-
ния таких факторов, как форма, напряженное состояние, окру-
жающая среда и температура. Эти испытания, однако, не дают
полных сведений для определения сопротивления усталости де-
талей из-за трудности определения напряженного состояния
в них, а также из-за недостаточности данных о влиянии таких
факторов, как абсолютные размеры, остаточные напряжения и
особенно коррозия трения. Следовательно, в ряде случаев необ-
ходимо проводить усталостные испытания натурных соединений,
деталей и даже конструкций, для того чтобы получить данные,
которые могут быть использованы при конструировании.
В конструкциях при действии переменных напряжений соеди-
нения отдельных деталей зачастую являются слабыми местами
из-за влияния концентрации напряжений и коррозии трения.
Ослабление этих влияний является одной из важных задач кон-
струирования. Неравномерность распределения напряжений в
нагруженном соединении частично является результатом кон-
центрации напряжения, возникающей в местах изменения сече-
ний и частично является следствием концентрации нагрузки, воз-
никающей по сопрягающимся контурам. Иногда трудно разде-
лить влияние этих двух факторов, но оба они должны быть
учтены при конструировании [277]. Часто выясняется, что фак-
торы, влияющие на концентрацию напряжений и нагрузки, явля-
ются противоречивыми, и изменения в конструкции, которые сни-
жают одно влияние, усиливают другое. Например, если радиус
сопряжения головки со стержнем болта увеличить, то концент-
рация напряжения понижается, но опорная часть торцовой по-
верхности отодвигается от оси болта, что повышает изгибающий
момент, т. е. концентрацию нагрузки.
Резьбы
Резьбовые соединения хорошо сопротивляются статическим
нагрузкам, но вследствие высокой концентрации напряжений по
229
Рис. 121. Машина для ис-
следования сопротивления
усталости резьбовых соеди-
нений, воспроизводящая на-
гружение в рабочих усло-
виях (473]:
1 — колеблющаяся плита; 2 —
образец; 3 — динамометр
дну резьбы они чувствительны к разрушению от усталости. На
сопротивление усталости влияет ряд факторов, включая форму
резьбы, материал, процесс изготовления, конструкцию и способ
сборки [470—472].
Коррозия трения иногда возникает в резьбе, но это не влияет
на сопротивление усталости, потому что усталостные трещины
распространяются от дна резьбы вдали от областей корродиро-
вания.
Форма резьбы. Большинство ис-
следований влияния формы резьбы
было проведено в связи с разработ-
кой стандартов на резьбы в США,
Англии и Канаде (473, 474]. При
пульсирующем растяжении проводи-
лись испытания шпилек, закреплен-
ных с двух концов (рис. 121), при
этом воспроизводилось нагружение,
возникающее для гайки и болта в
рабочих условиях. Предварительно
было показано, что геометрия резьбы
влияла незначительно, но наблюда-
лось небольшое увеличение сопро-
тивления усталости с увеличением
радиуса дна резьбы. В -последующих
сериях испытаний было показано,
что предел усталости унифицирован-
ных резьб (UN) был приблизитель-
но таким же, как у английских стан-
дартных резьб (BSF), и что унифи-
цированные необработанные резьбы
(UNC) были несколько прочнее, чем
резьбы по английскому стандарту
BSW (по Витворту). Эти результаты
систематизированы в табл. 55. Пред-
варительные исследования показали,
что профиль Виттворта значительно
лучше, чем профиль по американскому стандарту [475]. Среди
других факторов был исследован эффект сочетаний резьб UN и
BSW, т. е. соединение гайки одной формы с болтом другой- Это
не вызывало потери сопротивления усталости при использовании
мягких гаек. Испытания шлифованных и катаных резьб показа-
ли, что уменьшение величины сопряжения профилей резьбы до
25% от нормальной не вызывало потери сопротивления усталости
при условии, что высота профиля резьбы болта и гайки уменьше-
на на одинаковую величину. Не было обнаружено заметной раз-
ницы между пределами усталости резьб 3/4" и 3/в"
Резьбы диаметром 2,5" имели более низкий предел усталости,
230
Таблица 55
Сопротивление усталости унифицированных резьбовых соединений [473], [474] (см. рис. 121)
1 а О. К ° * X * X Болт Гайка Размах напряжения на пределе усталости при пульсирующем цикле* (10’ циклов) в кГ[мм*
h Число на 25, Материал авр в кГ/мм* Метод изготовления Материал в кГ1мм' U. N. BSF и. N. С. В. Я. W.
9,5 20 ЕП16Т (1,3—1,8% Мп; 0,2—0,35% Мо) Еп16Т (1,3—1,8% Мп; 0,2—0,35% Мо) 3S1 3S1 94,4 94,4 61,4 61,4 Шлифование Накатывание Нарезание резцом Накатывание 3S1 (N) 3S1 (N) 3S1 (N) 58,2 58,2 58,2 58,2 19,3 33,7 11,9** 20,0 20** 30,2 до 32,2 14** 18,55
19,1 10 Еп16Т Еп16Т Еп16Т 3S1 3S1 3S1 99,0 99,0 99,0 61,4 61,4 61,4 Шлифование Накатывание Шлифование Нарезание резцом Шлифование Накатывание 3S1 (N) 3S1 (N) Еп17Т (1,3—1,8% Мп; 0,2—0,35% Мо) 3S1 (N) 3S1 (N) 3S1 (N) 55-62,8 55-62,8 103,5 55—62,8 55—62,8 55-62,8 20,8 45,5 19,8 11,9** 11,6 24,2 19,65 35,1 11,15** 19,65
65 Шаг 6 мм » 4 » | I Сталь (0,46% С) | Сталь (0,46% С) 53,5 53,5 Шлифование То же Сталь (0,14% С) Сталь (0,14% С) 44 44 8,8*** 7,85*** 1 1
• Минимальное напряжение цикла 7.07 кПмм* для болтов 9,5 мм и 19,1 мм и 4.71 кГ/мм* для болтов 64 мм. Все напряжения при-
нимаются на минимальном сечении по .дну релбы.
” Имеется неточность вследствие разброса результатов; в худшем случае эта неточность составляет ±1,57 кГ!мм*.
Очевидно, преимущество мелкой резьбы получается из-за меньшего сечения сердцевины. Размах пульсирующей растягивающей на-
грузки на пределе усталости составлял;
для шага G мм — 1,38 /л;
для шага 4 мм — 1,36 т.
что следует отнести к более низкой прочности при растяжении
материала болта и влиянию размера.
Материал. Так как стали становятся более чувствительными
к надрезам с увеличением прочности на растяжение, то увеличе-
ние прочности материала болта не может дать в результате со-
ответствующего увеличения предела усталости. Кроме того, же-
лательно, чтобы материал болта был пластичным, что компенси-
рует деформации, возникающие от эксцентричности нагружения.
Оптимальная прочность на растяжение должна составлять около
110 кГ1мм2 для мало- и среднеуглеродистых сталей [471]. Однако
более высоким пределом усталости обладают материалы высо-
кой прочности, особенно при тщательном изготовлении (табл. 56).
Таблица 56
Сопротивление усталости болтов диаметром 6,25 мм с накатанной резьбой
(U. N. F.), нагруженных через гайку [476] G. К. N.
Материал ая_ в кПмм* °р Статическая прочность болтов в кГ Предел усталости, как размах напряже- ния при асимметрич- ном цикле (база 10’ циклов, R = 0,1) в кГ/мм*
Сталь (5% Сг, 1,5% Мо; 0.5% V) Титановый сплав (4% А1; 1,4% Мп) 157/172 427 284 72,0 43,0
Примечание: Напряжения принимаются по минимальному сечению резьбы.
Не рекомендуется проводить термическую обработку болтов
после их нарезания, так как это может вызвать обезуглерожива-
ние поверхности и навести неблагоприятные остаточные напря-
жения. Применение мягкой гайки на высокопрочных болтах мо-
жет благоприятно влиять на предел усталости (см. табл. 55), так
как при пластической деформации гайки нагрузки в резьбе вы-
равниваются.
Способ изготовления. Сопротивление усталости резьб, полу-
ченных обкаткой, значительно выше, чем сопротивление резьб,
полученных нарезкой или шлифованием. Это показано в табл. 55
и 57, где приведены результаты усталостных испытаний нарезан-
ных образцов диаметром 25,4 мм из стали с овр = 47 кГ/мм2 [477].
Более низкие результаты получены для образцов с нагружением
через гайку, что показывает влияние концентрации нагрузки.
Благоприятное влияние обкатки можно частично отнести за счет
сжимающих остаточных напряжений, наведенных в резьбе, час-
тично за счет упрочнения материала, а также, возможно, за счет
получения более гладкой поверхности. Последующая термиче-
ская обработка для повышения статической прочности накатан-
ных резьб не рекомендуется, так как снижается благоприятное
232
влияние остаточных напряжений. Было показано, что предел
усталости нарезанной резьбы можно повысить поверхностной
обкаткой [478] или цементацией, но применение последней для
болтов вызывает сомнения из-за уменьшения пластичности [471].
Таблица 57
Влияние способа изготовления на сопротивление усталости
резьб [477]
Способ изготовления Предел усталости как размах напряжения при пульсирующем цикле в кПмм*
Нагрузка через гайку Гайка не нагружена
Накатывание 19,95 29,1
Нарезание резцом 11,9 17,1
Шлифование 18,4
Фрезерование 11,9 19,0
Влияние затяжки. Чтобы избежать усталостного разрушения,
болт после затяжки должен испытывать растягивающую нагруз-
ку, большую, чем максимальная нагрузка, действующая на него
в рабочих условиях, т. е. он должен быть затянут так, чтобы
скрепленные детали имели надежный контакт. Если жесткость
соединяемых деталей является высокой по сравнению с жестко-
стью болта, пульсирующие нагрузки в болте будут совсем незна
чительными. Это было продемонстрировано блменом [478], ко-
торый показал, что долговечность соединения заметно возрастала
по мере увеличения начального растяжения в болте; такие же ре-
зультаты были получены Фишером, Кроссом и Норрисом [479].
Они подчеркнули важность сохранения начальной затяжки, кото-
рая может быть потеряна в процессе работы в результате обмя-
тия, ползучести или от других причин. Олмен утверждал, что до-
статочная затяжка более важна, чем другие факторы, влияющие
на сопротивление усталости болтов. Усилие затяжки болта будет
зависеть до некоторой степени от его назначения, вообще же це-
лесообразно, чтобы затяжка обеспечивала превышение предела
текучести в вершине резьбы, так как в результате этого полу-
чается благоприятное распределение остаточных напряжений, но
усилие не должно быть настолько высоким, чтобы пластическая
область распространилась по всему сечению болта. Требуемая
степень затяжки может быть обеспечена с помощью тарирован-
ных ключей, измерения удлинения болта или угла поворота гай-
ки. Кроме того, значение затяжки болтового соединения заклю-
чается в том, что при уменьшении относительного перемещения
деталей влияние коррозии трения понижается.
233
Методы повышения сопротивления усталости резьбовых сое-
динений. Прочность болтового соединения можно улучшить, по-
низив напряжение и концентрацию нагрузки <в болте или изменив
жесткость болта и соединяемых деталей. Усталостное разруше-
ние болта обычно происходит в одном из мест, показанных
на рис. 122.
Нагрузка по длине гайки распределяется неравномерно
вследствие сопряженных деформаций болта и гайки при нагруз-
ке [480, 481].
Сопвис [482] показал, что в нормальных гайке и болте макси-
мальный коэффициент концентрации нагрузки (со стороны опор-
ной поверхности гайки) составляет
от 2 до 4, в зависимости от формы
резьбы, соотношения размеров дета-
лей и степени смазки.
Для улучшения распределения
нагрузки между гайкой и болтом
был предложен ряд модификаций
конструкций. Виганд [483] показал,
что сопротивление усталости болто-
вого соединения можно улучшить на
30%, сделав кольцевую выточку в
основании гайки (рис. 123, а), и на 20% при слегка конусообраз-
ной резьбе гайки. Польза конусообразной резьбы была подтверж-
дена Хейвудом [484], он же показал, что сопротивление усталости
улучшается, если шаг резьбы гайки больше, чем болта, или гай-
Рис. 122. Места усталостных
разрушений болта:
1 — на переходе к головке
болта; 2 — на сбеге резьбы;
3 — опорная плоскость гай-
ки
ка имеет выпуклую или вогнутую наружную поверхность в соче-
тании с подходящей фасонной шайбой.
Более равномерного распределения нагрузки можно также
достичь, применив гайку с более низким модулем упругости, чем
болт. Сопвис [482], например, рассчитал, что коэффициент кон-
центрации напряжения для одного из соединений можно сни-
зить от 3,38 до 2,54, заменив на стальном болте стальную гайку
дюралюминиевой.
С чугунными гайками предел усталости стальных болтов уве-
личивался на 40% [483], а с гайками из магниевого сплава на
35—60%. При использовании гайки и контргайки сопротивление
усталости увеличивалось на 50% [486]. Хитней [487] иссле-
довал влияния модификаций конструкции на распределение
напряжения с помощью фотоупругих измерений и показал, что
коэффициент концентрации напряжения можно понизить с 3,85
для обычной гайки до 3,10 для гайки с конусообразной резьбой
и до 3,00 для гайки с конусообразной нижней частью (рис. 123,б).
Гайка, показанная на рис. 123, в, дает более равномерное распре-
деление нагрузки, так как на гайку и на болт действуют растя-
гивающие напряжения. Подобные условия нагружения имеют
место в шпильках, и, следовательно, шпилька лучше сопротив-
234
ляется усталости, чем стандартный болт и гайка. Влияние кон-
струкции шпилек на их сопротивление усталости приведено
в табл. 58 [488]. Концентрацию напряжения при сбеге резьбы
Таблица 58
Сопротивление усталости шпилек (см. рис. 124) [488]
Шпильки
Предел усталости
(10’ циклов) в К.Г1ММ1
С разгружающей канавкой . . .
С расточенной под шпильку частью отвер-
стия
С буртиком
Нормальная
С концом без нарезки, завинченная до дна
отверстия . . .
Болт диаметром 25,4 мм
16,2±1,45
14,1±9,42
13,5±8,8
12,7^8,0
11,45±6,75
9,42±4,72
можно значительно ослабить, уменьшая диаметр стержня болта.
Чтобы получить максимальный эффект, диаметр стержня дол-
Рис. 123. Конструкции гайки с улучшенным распре-
делением нагрузки:
а — гайка с кольцевой выточкой; б — гайка с конусооб-
разной нижней частью; в — гайка растяжения
жен быть меньше диаметра по дну резьбы; уменьшение в резуль-
тате этого жесткости болта является дополнительным преиму-
ществом. Можно использовать разгружающие канавки или про-
должить резьбу вплоть до головки болта.
В хорошо затянутом болтовом соединении переменная на-
грузка, передаваемая на болт, определяется отношением жестко-
сти болта к жесткости соединения. Опасность усталостного раз-
рушения может быть поэтому понижена уменьшением жесткости
Рис. 124. Детали шпилек, испытанные Брауном и Мак-Климонтом [448]
а — с расточенной под шпильку частью отверстия; б — с буртиком; в — с разгру-
жающей канавкой; г — нормальная; д — завинченная до отказа
235
Рис. 125. Влияние расположения де-
талей болтового соединения на сопро-
тивление усталости [478]:
а — пружина является опорной деталью,
болт ослаблен; б — пружина является
частью болта, болт усилен
болта или повышением жесткости соединяемых частей. При этом
большая часть переменной нагрузки воспринимается соединяемы-
ми частями, но так как они сжаты, то не разрушаются от устало-
сти. Применение упругих шайб полезно, потому что они понижа-
ют эффективную жесткость
болта, но прокладки со сто-
роны головки болта являют-
ся вредными и должны быть
как можно более жесткими.
Расположение деталей в
болтовом соединении может
быть также важным (рис.
125) [478].
Значительные изгибаю-
щие напряжения могут дей-
ствовать в болте, если он на-
гружен не по оси, чем, ве-
роятно, объясняется боль-
шая часть разрушений бол-
тов. Коттелл [1] утверждает,
болте распространяется в од-
ном направлении, то в этом случае гайка или головка болта опи-
раются неравномерно; в результате возникает несоосное нагру-
жение.
что если усталостная трещина в
Сопротивление усталости проушин
Усталостные разрушения в рабочих условиях часто зарож-
даются у отверстий для заклепок болтов или пальцев, и этому
вопросу в последнее время уделяется значительное внимание,
особенно применительно к самолетным конструкциям. Многие
факторы, влияющие на сопротивление усталости проушин, не
исследовались систематически, но Хейвуд [489] пробовал связать
имеющиеся данные и предложил простой способ расчета, кото-
рый можно использовать для оценки их сопротивления усталос-
ти. Хейвуд отметил, что сопротивление усталости больших про-
ушин заметно ниже, чем малых. С учетом существенных откло-
нений отдельных результатов была найдена зависимость предела
усталости от величины коэффициента концентрации напряже-
ния а, вычисляемого по площади нетто минимального сечения.
Поэтому можно нанести кривые о — N для стальных и алюмини-
евых сплавов (рис. 126), дающие предел усталости при пульси-
рующем нагружении для «стандартной» проушины с диаметром
отверстия 25,4 мм и значением коэффициента концентрации а =
= 2,5. Предел усталости проушин другого размера или формы
приблизительно дается зависимостью
236
где ао — предел усталости как размах напряжения при пульси-
рующем нагружении, рассчитанный по пульсирующей
нагрузке, деленной на площадь поперечного сечения по
отверстию;
d — диаметр отверстия в дюймах;
о о—предел усталости как размах напряжения стандартной
проушины при пульсирующем цикле.
Эту зависимость следует рассматривать только как прибли-
женную, поскольку она дает отклонения ±33%. Эта зависимость
построена по результатам для а.—„------------1---,------
проушин с отверстиями диамет- \ I
ром от 5 до 70 мм из сталей с
ов = 78,5 -е- 125,6 кПмм2 и
термически обработанных алю-
миниевых сплавов с ов =
= 50 -т- 60 кГ!мм2. Показано,
что пределы усталости проушин
Рис. 127. Значения теоретических ко-
эффициентов концентрации для про-
ушин, определенные Фрохтом м Хил-
^тах
лом [489] а =
1 — а для открытого отверстия
Рис. 126. Кривые о — N для стан-
дартной проушины с диаметром
отверстия 25,4 мм, а = 2,5 [489];
1 — сталь; 2 — алюминиевый сплав
для стали и алюминиевого сплава не зависят существенно от
предела прочности на растяжение. Все испытания проводились
на растяжение при асимметричном или пульсирующем цикле,
влияние среднего напряжения оказалось незначительным. Одна-
ко впоследствии было показано, что увеличение среднего напря-
жения цикла может заметно понизить предел усталости (490].
Прямая зависимость между пределом усталости и а в форму-
ле (38) характеризует значение конструкции для улучшения
усталостного сопротивления проушин.
Значения а для широкого диапазона проушин были опреде-
лены Фрохтом (255] (рис. 127).
Понижения а можно достигнуть увеличением расстояния
от отверстия до края проушины или увеличением отношения
237
диаметра отверстия к ширине проушины. Лав [491] показал, что
предел усталости (вычисленный по поперечному сечению) про-
ушины из алюминиевого сплава L65 шириной 57 мм увеличивает-
ся -по мере увеличения диаметра шипа вплоть до 25,4 мм. Также
было показано, что увеличение отношения толщины проушины
к диаметру отверстия понижает предел усталости и это следует
отнести к неравномерному распределению давлений, вызванно-
му изгибом шипа [490].
Хэйвуд своим анализом показал, что эффективный коэффици-
ент концентрации Ка для проушин, определенный на базе 107 цик-
лов, соответствует высокому значению (около 8), в то время как
а равняется 2,5. Таким образом, предел усталости составляет
меньше 7з значений, которые были получены обычными метода-
ми расчета, так что способ расчета, предложенный Хейвудом, по-
видимому, является приемлемым для оценки предела усталости
проушин. Указанное расхождение можно отнести, в основном, за
счет трения между поверхностью цапфы и отверстия проушины.
Значительное увеличение сопротивления усталости можно по-
лучить с помощью натяга. Лав [491] при испытаниях проушин из
алюминиевого сплава нашел, что с цапфой 25,4 мм оптимальный
натяг составлял около 0,18 мм и это повысило предел усталости
с 2,35 до 14 кГ!мм2\ подобные результаты были получены в дру-
гих работах [490, 492]. Влияние натяга заключается в повышении
среднего напряжения цикла и понижении размаха переменного
напряжения.
Повысить сопротивление усталости можно также понижением
коррозии трения или предварительной опрессовкой; это было
продемонстрировано Хейвудом (см. рис. 61).
Заклепочные соединения
Заклепочные соединения почти всегда разрушаются по листу,
причем усталостные трещины распространяются от заклепочного
отверстия. Такое разрушение происходит даже в соединениях,
рассчитанных на статическое разрушение от среза заклепок из-
за концентрации напряжения в листе по краям отверстий. Для
сталей большинство имеющихся данных по пределам усталости
заклепочных соединений было получено при натурных испыта-
ниях достаточно больших стальных пластин; некоторые типичные
результаты приводятся в табл. 59.
Наиболее исчерпывающие серии усталостных испытаний за-
клепочных соединений стальных пластин были проведены Виль-
соном и Томасом [493]. Было показано, что влияние материала
пластин незначительно, причем размах предела усталости при
пульсирующей нагрузке, рассчитанный по полному сечению, со-
ставляет 12,5 и 15,7 кГ)мм2 для всех испытанных сталей. Измене-
ния в конструкции соединения или применение различных методов
238
Таблица 59
Сопротивление усталости клепаных и болтовых двухсрезных стыковых соединений стальных пластин на базе 2-10® циклов
Материал авр в кГ!мм* Число рядов заклепок или болтов Расстояние между ряда- ми в мм Шаг заклепок или болтов в мм Диаметр за- клепки или болта в мм Ширина пластины в мм Толщина пластины в мм Предел уста- лости при растя- жении по полному сечению* в кГ/мм* Источник
заклепок или болтов
Клепаные соединения
Углеродистая сталь Углеродистая сталь 44,6 2 76,2 107,85 25,4 209,4 19,1 0 до 13,8 [493]
Кремнистая сталь То же 55,2 2 76,2 107,85 25,4 209,4 19,1 0 до 13,6
Никелевая сталь » » 69,5 2 76,2 107,85 25,4 209,4 19,1 0 до 14,1
Кремнистая сталь Марганцевая сталь 56,2 2 76,2 107,85 25,4 209,4 19,1 0 до 14,75
Углеродистая сталь У глеродистая сталь 3 76,2 101,6 25,4 171,5—196,9 19,1 ±9,9
То же То же 3 76,2 101,6 25,4 171,5—196,9 19,1 0 до +14,3
» » 3 76,2 101,6 25,4 171,5-196,9 19,1 14,6±4,82
$ > 4 76,2 177,8 25,4 177,8 12,7 0 до 14,3
» » X» » 2 76,2 123,8 25,4 206,37 12,7 0 до 13,2
» » » » 3 76,2 92,1 25,4 260,25 12,7 0 до 13,35
» » » > (0,3% С) 78,5 2 88,9 88,9 25,4 165,1 12,7 +9,42 [494]
Болтовые соединения
Углеродистая сталь । (0,3% С) П 2 I 88,9 I 88,9 1 25,4 1 1 1 1 1 1 165,1 п ±11,7 ।
* Предел усталости получен при малом числе испытаний и вычислен по эмпирической зависимости а =------, где W — долговечность
дгО.1
при напря> , а В —постоянная.
NO
а
Сопоставление усталости клепаных болтовых и
Материал
заклепок или болтов Вид соединений Число рядов заклепок или болтов
Характеристика соедине
Клепаные
DTD546B DTD327 Двухсрезный 2 19,1 19,1 Штампо- 4,8
плакирован- ный (Al-Cu); искусствен- ное старение DTD687A плакирован- ный (Al-Zn-Mg) DTD610B плакирован- ный (Al-Cu); естествен- ное старение DTD327 стык То же 2 2 19,1 19,1 19,1 19,1 ванная головка То же 4,8 4,8
24S-T пла- кированный (Al-Cu) 24S-T пла- кированный (Al-Zn-Mg) 24S-T пла- кированный (Al-Cu) 17S 17S-T Внахлестку Гладкий лист* Внахлест- ку** То же в Внахлестку с прокладкой длиной 76,2 мм, толщиной 7,25 мм 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 1 2 3 1 20,1 20,1 20,1 20,1 20,1 20,1 20,1 20,1 20,1 20,1 12,7 12,7 20,1 13,2 9,9 26,7 20,1 20,1 13,2 9,9 26,7 20,1 12,7 12,7 12,7 12,7 Штампо- ванная головка То же в в в в в в в Утоплен- ная То же в 3,05 3,05 3,05 6,35 6,35 3,05 3,05 3,05 6,35 6,35 3,2 3,2 3,2 3,2
240
16 Заказ 893

спелся СЛ OOOOOOOOoS -
0,79 0,79 0,79 3,0 3 0 0,79 0,79 0,79 3,0 3,0 1,02 1,02 1,02 1,02
28,3 33,9 31,4 25,0 32,4 26,4 39,8 40,7 23,8 31,0 47,5 18,25 32,6 35,3 17,55
ЬО 1— ы ооо 53 4^ Со ел 4» н-н- н- н- 00 00 4> - to to — "ел
— — со ел ьэо> о> ел-ч ел -ч °0” °5’ 7о"сл" 05 ^'сл ОоСЛ^ СЛ MWCOwSuiWCO СО СЛ н-н-н- н- н-н-н-н-н-н-н-н- н-н- 4ь 4ь tO — to_c*5 СЛ to со ел СП "ч'ооЬЭ 00 - ОО — СЛ СЛ sl”(O О "-ООО ~NW to СЛ СО 4^ 05 ОЗ to ОО СП —
-«J СЛ Ы —СЛ СЛ -003 05 -ч * ^*0*3 ” ^'сл^“ ^”сл to ел ел 2 w сЗ "со со со ел со "со to "со ел н-н-н- н- н-н-н-н-н-н-н-н-н-н-н- QOtOtO м- ->]>- — toto — — — tototo
СЛ to - СТ(ТЧО)_СТ _ S - - СЛ- 05- - - - СЛ- 05- 1П со • —- — сосл—- — - ел 05 00 to СО to 4* СЛ to СО to СО СЛ Ч- Н- H-H-H-H-H-H-H-H-I+H-H- кэ — о> ел "ю ’-ч’со со "оо oo"to”co"co"too ел Ю СЛ СЛ 4»- 4^ СО СО С5 4* >Р> 4«-
§
штифтовых соединений листов из алюминиевого сплава
w
о
ь
X
я
W
S
Материал Характеристика соедине
заклепок или болтов Вид соединений Число рядов заклепок или болтов Расстояние между ряда- ми в мм Шаг закле- пок или бол- тов в мм Тип заклепки или болта Диаметр В JHJK
24S-T пла- кированный (Al-Zn-Mg) Односрезный стык Двухсрезный стык Многократ- ная дуговая сварка 2 2 — 12,7 12,7 Утоплен- ная То же 3,2 3,2
Болтовые
24S-T пла- Сталь Внахлестку 1 — — 9,5
кированный 2 38,1 Только — 9,5
(Al-Cu) 1 — один — 9,5
2 38,1 В ряд 9,5
3 38,1 — 9,5
2 38,1 38,1 — 9,5
3 38,1 38,1 — 9,5
Штифтовые
DTD 610В
плакирован-
ный (Al-Cu);
естественное
старение
75S-T пла-
кированный
(Al-Zn-Mg)
Двухсрезное
стыковое
соединение
со штифтами
Штифтовое
соединение
внахлестку
Накладка
длиной
56 мм
Перекры-
тие в мм:
12,7
30,5
49,7
12,95
20,8
36,3
12,43
20,8
• Без соединения.
• • Типы соединения, испытанные Расселом и др., показаны на рис. 128.
242
tO NO ND Ю ND to ND ND слслслслслслслсл
СП
2,05 2,05 2,05 1,27 1,27 1,27 0,837 0,837 о
co СП to to 05 — О 05 05 CO — 00 rf* СП
00 00 СП " NDOCTN оо
о о о о о pp 1 1 1 1 1 1 1

1 7,9 ,32 0,85 8,85 1,6 3,96
►—
тпгг О) 00 ЫО)
оо оо — Си со н-н-и-
5 07 42 81 07 ,13 16 95 05 05 05

ооооооро 1 1 1 1 1 1 1 1
05 05 СП 05 05 Ю
'сО*4 O5ND ~ N3 СП оооослсл^сдоео
соединения
8
Я
соединения 38,1 2,59 38,1 2,59 38,1 9,5 38,1 9,5 38,1 9,5 115 9,5 115 9,5 СЛ СЛ СЛ Ширина листа в мм
1,02 1,02 1,02 Толщина листа в мм
18,7 27,5 36,1 24,7 34,8 ° ар ° кГ1мм* по полному сечению
О — 00 СЛ nd - 00— - - Си 00’ - СОСО ’ сл сл о nd О н-н-н-н-н- н- 05 СЛ 05 05 — О 05 05 СЛ 05 — ND о о Предел усталости при осевом нагружении по полному сечению в кГ/ммг
„ СЛ СЛ 05 сл КЗ — О Сл*- • * СлЭ * bgJSBVSS О 8 Н-Н-Н-Н-Н-Н-Н- н- н- н- 05 ND ND ND — 05 00 СЛ >> — 05 СО 05 00 05 О 00 05 СО *4 СЛ О 01
05 NO ND NO — 05 ND — СО *4 05 00 05 Й 00 00 "(О ND 2л н-н- н-н-н-н-н- н-н-н- JsD—J—j—— ND — 05 05 2 05 05 — *М ND ОО ОО СП О •
— -° — СЛ 1+ н- 05 NO — 00 ND ND о •J
[497] [498] Источник
Продолжение табл. 60
изготовления заклепочных отверстии также мало влияет на
сопротивление усталости. Результаты их испытаний в зависимо-
сти от среднего напряжения цикла показали хорошее соответст-
вие зависимости Гудмана. Результаты испытаний клепаных сое-
динений из алюминиевых сплавов приведены в табл. 60 [673].
Пределы усталости рассчитаны по полному сечению листа или
пластины, так что можно сделать непосредственное сравнение
Рис. 128. Типы заклепочных соединений, испытанные Расселом и др.
[497]:
а — однорядное внахлестку; б — двухрядное внахлестку; в — трехрядное
внахлестку; г — штифтовое внахлестку; д — односрезное в стык; е — пнух-
срезное в стык.
несущей способности заклепочных соединений с различным ша-
гом или заклепочных, сварных или штифтовых соединений. Дета-
ли соединений включены в таблицы, что позволяет ограниченные
пределы усталости рассчитать по сечению нетто.
Для алюминиевых сплавов влияние среднего напряжения цик-
ла на предел усталости заклепочных соединений определялось в
пределах относительно узкого диапазона. Результаты, получен-
ные Килсей и Спунер [495] (табл. 62), соответствуют приблизи-
тельно зависимости Гудмана, но результаты, полученные Рассел-
лом и др., показали небольшое понижение размаха предела уста-
лости при пульсирующей нагрузке с повышением среднего
напряжения цикла. Их результаты показаны на рис. 129. Они ил-
люстрируют низкое сопротивление усталости заклепочных соеди-
нений по сравнению с гладкими образцами.
Влиянию конструктивных факторов на сопротивление устало-
сти заклепочных соединений листов из алюминиевого сплава
уделялось значительное внимание. Метод клепки имеет некото-
рое влияние, и Гровер, Гордон и Джексон [135] установили, что
на понижение предела усталости наибольшее влияние оказывает
244
пробивание отверстий, затем прокалывание отверстий, сверление
отверстий, обработка отверстий под утопленную головку. Они
также утверждают, что соединения на заклепках с круглыми
головками лучше по сравнению с соединениями на заклепках с
плоскими головками, но Гартман (500] не нашел разницы при
больших долговечностях. Сопротивление усталости возрастает
с уменьшением шага заклепок. Гартман и Классен [496] рекомен-
довали выбирать отношение шага к диаметру заклепки около 3,
Рис. 129. Диаграмма R — M для гладких и клепаных листов из алюминиевого
сплава [497].
Все испытания проводились иа листах толщиной 1 мм. Гладкие образцы нмелн шири-
ну 25 мм; напряжения определялись по брутто сечению: 1 — 75S-T. гладкий лист;
2 — 24S-T, гладкий лист; 3 — 24S-T, клепаное соединение; 4 — 75S-T, клепаное сое-
динение
но оптимальное отношение, по-видимому, экспериментально не
определялось.
Сопротивление усталости также возрастает с увеличе-
нием числа рядов заклепок и с увеличением расстояния
между рядами [501].
Соединения внахлестку улучшаются усилением, но пока оста-
ются хуже стыковых соединений. Из табл. 62 видно, что штифто-
вые соединения могут иметь лучшее сопротивление усталости,
чем заклепочные.
Болтовые соединения
Во многих отношениях усталостные свойства болтовых соеди-
нений подобны свойствам заклепочных соединений и на сопро-
тивление усталости влияют одни и те же факторы. Это иллюст-
рируется некоторыми результатами, включенными в табл. 61 и
62. Однако при плотно посаженных болтах значительная часть
245
г)
Рис. 130. Болтовые соединения из алюминиевого сплава [504].
Диаметр болтов 12,7 мм
Таблица 61
Сопротивление усталости болтового соединения из алюминиевого
сплава 75S-T6 [504] (см. рис. 130)
Соединение Долговечность
при 7257± ±2419,82 кГ при 7257± ±4844,18 кГ
Односрезное (рис. 130, а) 42 000
Двухсрезное (рис. 130, б) 3 427 000 -—
Простой скос (рис. 130, в) 210 800 55000
Двойной скос (рис. 130, г) >26 000 000 >418 000
нагрузки может передаваться трением между пластинами и, та-
ким образом, возможно достичь более высокого сопротивления
усталости, чем в заклепочных соединениях. Например, Мане и
др. проводили испытания подобных образцов клепаных и болто-
вых соединений из стали с высокой прочностью на растяжение и
показали, что предел усталости болтовых соединений, надлежа-
щим образом собранных, приблизительно на 25% больше, чем
заклепочных соединений (см. табл. 61). При более тонких сече-
ниях эта разница значительно больше выражена; например, Фи-
шер и Винкворт [502] достигли четырехкратного увеличения пре-
дела усталости на лис-
тах из алюминиевого
сплава толщиной
1,62 мм три плотной по-
садке болтов. Преиму-
щества, которые полу-
чаются три использо-
вании натяга, отмечен-
ные в 'связи с проуши-
нами, в равной мере
относятся к болтовым
соединениям.
Результаты целого
Рис. 131. Выносливость стыковых соединений из
алюминиевого сплава при пульсирующем рас-
тяжении [503]:
/ — верхняя граница данных; 2 — средние значе-
ния (по Хейвуду [503]); 3 — нижняя граница
ряда усталостных испы-
таний соединений само-
летного крыла были
рассмотрены Хейвудом
[503], они включали
штампованные катаные
или кованые детали из алюминиевого сплава. Было показано, что
на размах предела усталости при пульсирующем нагружении ма-
ло влияет среднее напряжение цикла, статическая прочность при
растяжении или состав сплава, хотя алюминиево-медные сплавы
несколько лучше, чем алюминиево-цинково-магниевые. Конст-
рукция соединения существенно влияет на сопротивление уста-
лости.
Подобное заключение было сделано Гартманом и др. [504] по
результатам испытаний значительного числа самолетных конст-
рукций (табл. 61, рис. 130).
Хейвуд отметил, что даже для лучших соединений предел
усталости составляет только около одной четвертой предела уста-
лости полированных образцов и, следовательно, можно достичь
дальнейшего повышения предела усталости при сочетании плот-
ного соединения с очень близким расположением болтов. Резуль-
таты его анализа показаны на рис. 131.
Кривая 2 является осредняющей все результаты. Хейвуд уста-
новил следующую зависимость среднего значения полуразмаха
247
(амплитуды) ограниченного предела усталости а (в фунтах на
квадратный дюйм) от долговечности N:
H1+w)- <39>
Уравнение применимо для значений о ниже 7 кГ)мм2. Кри-
вая 1 представляет верхний предел усталостной характеристики,
когда особое внимание было уделено конструкции и изготовле-
нию, а кривая 3 приближается к нижнему пределу усталостной
характеристики, когда при проектировании не обращалось вни-
мания на усталость.
Сопротивление усталости конструкции самолетных соедине-
ний разбиралось Стифенсоном {506] и Спаулдингом [507].
Сварные соединения
Имеется ряд факторов, которые могут влиять на понижение
сопротивления усталости сварного соединения. Наиболее важным
является наличие концентрации напряжения при геометрических
нарушениях очертаний поверхности соединения, но, кроме того,
металл шва является литым или частично деформированным и
может быть менее прочным, чем основной металл, особенно, если
он содержит внутренние дефекты. На материал, примыкающий к
шву, может вредно влиять процесс сварки и, кроме того, в нем
могут возникать остаточные растягивающие напряжения.
Статическая прочность шва часто равна прочности основного
металла, потому что усиление (валик) шва увеличивает сечение.
С другой стороны, предел усталости не может возрастать с уве-
личением сечения сварного шва, потому что разрушение тогда
происходит по переходу между соединением и основным метал-
лом в результате концентрации напряжения в этой зоне. Макси-
мальное сопротивление усталости достигается при понижении де-
фектности соединения.
Сопротивление усталости сварных соединений равно и может
быть значительно выше сопротивления клепаных конструкций
при условии, что они надлежащим образом сконструированы.
Если конструкция плохо спроектирована, то могут возникать
дефекты в сварных швах, уменьшающие пределы усталости [508,
509].
Большая жесткость сварных соединений уменьшает демпфи-
рование и это может привести к разрушениям от вибраций. Не-
прерывность сварного соединения является еще одним недостат-
ком. Если усталостная трещина образовалась, она вероятно, рас-
пространяется в сварном соединении быстрее, чем трещина в
клепаном. Однако есть данные о том, что усталостные трещи-
ны в сварных конструкциях распространяются достаточно мед-
ленно, так что обнаружение и исправление усталостного повреж-
дения можно предпринять в процессе эксплуатации [510]. По
248
Рис. 132. Влияние формы шва уси-
ления (0 — угол усиления) на пре-
дел усталости поперечных стыко-
вых швов [514]:
черный лист
усталости сварных соединений имеется обширная литература
[508—513].
Стыковая сварка. Некоторые типичные значения предела
усталости с поперечными швами встык приводятся в табл. 64.
Предел усталости стыкового соединения без дефектов из мягкой
конструкционной стали составляет около двух третей предела
усталости целой пластины, но при обработке шва заподлицо с
пластиной можно получить предел усталости, равный пределу
усталости черной (необработанной) пластины (521].
Вообще, на сопротивление ус-
талости мало влияет процесс
сварки, одинаковые результаты
были «получены при дуговой и га-
зовой сварке, хотя при контактной
сварке достигается более высокий
предел усталости для мягкой ста-
ли [512] и для легированных ста-
лей [509]. Предел усталости в
большей мере зависит от формы
соединения и от качества сварки.
Ньюман и Гарней [514] отме-
тили влияние формы шва (рис.
132). Значения предела усталости
соответствуют базе 2-Ю6 циклов
пульсирующего растяжения и бы-
ли получены при сварке встык на
всю толщину плиты из мягкой
СТаЛИ без значительных внутрен- / _ обработанная гладкая плита: 2 —
них дефектов. Значение -предела
усталости составляло 18 кГ/мм2
для формы, показанной на рис. 133, а, и 10 кГ/мм2— для формы,
показанной на рис. 133, б. Последнее значение соответствует ниж-
нему значению предела усталости для бездефектной сварки.
Допустимые пульсирующие напряжения для стыковых свар-
ных швов мягкой стали приведены в В. S153 (1958) [522].
Влияние внутренних дефектов сварных соединений из мягкой
стали рассмотрено в работе [523]. Выяснено, что средняя степень
пористости, шлаковые включения или непровары не понижают
предела усталости мягкой стали в такой степени, как поверхност-
ные дефекты. Существенное понижение предела усталости может
быть результатом непровара или возникновения трещин в свар-
ном металле или в нагреваемой зоне. Ньюман [584] провел се-
рии усталостных испытаний ряда стыковых швов трубы диамет-
ром 14 мм, в которых преднамеренно были сделаны определен-
ные дефекты. Ограниченный предел усталости гладких труб
(при 2- 106 циклов) составлял от ±11,8 до ±17,5 кГ/мм2, а пре-
дел усталости сварки без дефектов и усиления был ±4,7 и
24
±9,4 кГ!мм2. (Этот размах значений ниже, чем величины, пока-
занные в табл. 62 для мягкой стали, потому что на трубах швы
могут быть сделаны только с одной стороны.)
Пористость, строчечные линии шлака, свищи или непровар не
понижают дополнительно сопротивления усталости, но непровар
понижает предел усталости на ±1,6 ± 2,4 кГ!мм2. Де Лир и Дю-
Рие. 133. Формы стыкового шва усиления [514]:
а — высокопрочный шоп; б — шов пониженной прочности
тилью [517] нашли, что дефекты понижали предел усталости сое-
динений, сваренных дуговой сваркой только в том случае, если
они обнаруживались радиографом, но поперечные трещины су-
щественно понижали предел усталости. Следует отметить, что эти
результаты были получены для соединений без усиления. Если
сварной шов обработан заподлицо с основным металлом, что
устраняет концентрацию напряжений, то наличие внутренних де-
фектов становится более вероятной причиной понижения сопро-
тивления усталости. Некоторые исследователи нашли, что обра-
ботка, снимающая остаточные напряжения, может улучшить со-
противление усталости соединений со стыковой сваркой из конст-
рукционной стали, но это влияние незначительно. Сопротивление
250
усталости высокопрочных сталей при малых долговечностях или
высоких средних напряжениях цикла значительно выше, чем для
мягких сталей, хотя при больших долговечностях эти материалы
обычно имеют небольшое преимущество или вообще его не име-
ют [525]. Эта особенность может объясняться рядом причин. Вы-
сокая прочность при растяжении часто достигается термической
обработкой, эффект может быть устранен в зоне нагрева, кроме
того, в процессе сварки могут возникать трещины в этих материа-
лах из-за их пониженной пластичности,
более чувствительны к надрезам и поэто-
му характерны большим понижением пре-
дела усталости от наличия резких изме-
нений поверхности и внутренних дефек-
тов. Результаты усталостных испытаний
Высокопрочные стали
2-пл. 152,4*19.1 мн 2
9 г
--------Lzzz/z.
2-пл.152,4* 19,1 мм
0
50,8*22,22*177,8
2-пл.152,4*19,1мм
1~пл -Г'
177,8*19,1мм
1-пл
177,8 *19,1 нн
------
0) г)
Рис. 134. Сварные соединения к табл. 64 [532]
Рис.
ные
а) О
135. Образцы, сварен-
поперечными швами
[517]:
а — образец с двумя присоеди-
ненными пластинами; б — об-
разец из двух пластин, прива-
ренных к третьей
Де Орвил Доти, -приведенные в табл. 62, показывают значитель-
ное повышение предела усталости, полученное для легированной
стали при механической обработке шва с усилением. Причиной
небольшого сопротивления усталости являются остаточные на-
пряжения, наводимые в процессе сварки, которые, вероятно, в вы-
сокопрочных сталях имеют большую величину и меньше снижа-
ются при дальнейшем нагружении.
Некоторые результаты, полученные для поперечной стыковой
сварки легких сплавов, иллюстрируют ряд особенностей, подоб-
ных результатам, полученным для стали (табл. 63). Из данных,
полученных -в работе [531] (табл. 63), следует, что при долговеч-
ности больше миллиона циклов, сварные соединения высокопроч-
ного сплава 14S-T6 сопротивляются усталости приблизительно
так же, как сплавы без термообработки. При малых долговеч-
ностях предел усталости более тесно связан с прочностью на рас-
тяжение соединений и, действительно, вплоть до 1000 циклов
ограниченный предел усталости почти равен прочности на растя-
жение для всех испытанных материалов. Эти авторы, нашли, что
механическая обработка усиления шва дала в результате незна-
чительное увеличение предела усталости, и цифры, приведенные
251
Сопротивление усталости при сварке поперечными швами стальных листов встык
Сталь а- л сз“ Ширина 2? W _ 2 ер плиты мм CU X 1 о Условия сварки и обработки адр соединение шва усиления в кГ/мм* Вид нагружения
BS15 (0,18% С) 44 63.1 или 101,6 12,7 Ручная дуговая свар- ка одним электродом Е319 до и после снятия напряжений Автоматическая дуго- вая сварка под флю- сом, напряжения сняты Осевое
ASTM А-7 (0,15— 0,26% С) 38,2 ДО 44,3 127 19, I Электроды Е6010 и Е7016 Осевое
Конструкционная А24200 (2% С: 1%Мп; 0 4% Си; 0.6% Ni) Т-1 (0,12% С; 0,75% Мп; 0.3% Си; 0,8% Ni; 0,6% Сг; 0.3% Si) 42,4 53,5 56,5 74,0 101,6 — Осевое
39,3 59,6 40,64 12,7 Ручная дуговая сварка Осевое
Никелехромомолиб- деновая закаленная и отпущенная 73,7 77,47 76,2 77,47 77,47 76,2 77,47 12,7 Электрод Е12015 Электрод Е12015, обдувка дробью Электрод Е9015 Напряжение снято Обдувка дробью Осевое плоский изгиб Осевое Осевое Плоский изгиб Осевое
SAE4 130 (0.8-1,1 % Сг; 0,15-0.25% Мо) 85 135.0 6.35, обработан до 3, 17 Пламя: нормализа- ция и отпуск перед сваркой Закалка в масле и отпуск перед сваркой Нормализация и от- пуск после сварки Закалка в масле и отпуск после сварки 86,2 119,0 80,0 121,0 Плоский изгиб
Углеродистая (0,18% С) 49,5 75,0 50. 0 Электрошлаковая После сварки Напряжение снято. 2 ч при 650° С Нормализация I ч при 920° С Наклеп молотком Плоский изгиб
252
Таблица 6
Предел усталости Источник
По усилению шва Вне усиления шва
При симметричном цикле При пульси- рующем рас- тяжении При симметричном цикле При пульси- рующем рас- тяжении
10» 2-10* 10» 10» 2-10‘ 10» 2.10* 10е 10* 2* 10«
18,05 10,2 ДО 17,3 25,2 25,2 [514]
±11.76 до ±15,85 ±8,16 ±9,74 18,05 До 26,5 11,92 До 16,65 ±16,15 До ±19,65 ±10,3 23.4 до 38,0 18,75 До 20.4 [515]
22,6 27,3 27,2 ДО 44,0 14.2 18,5 16,8 13,6 До 25,6 [516]
9,9 до 14,2 9,9 до 14.2 [517]
±24,3 ±35,4 ±9,9 ±11.1 34,5 33,7 30,6 44,7 14,9 19,65 18,05 25,9 ±30,6 ±40,8 ±19,65 ±18,8 [518]
±44,0 ±48,7 ±42,5 ±39,7 ±25. 1 ±36, 1 ±20,4 ±25,1 [519]
±8.5 ±10,8 ±11.45 ±17,4 ;± 1з, 8 ±15. 31 ±13.8 ±17,1 [520]
253
Сопротивление усталости поперечной стыковой сварки в легких металлах
Материал °'P* кГ/мм* Размеры плиты в мм Условия сварки Усиле- ние СврВ кГ/мм2
Ши- рина Тол- щина
Магниевые сплавы НК31-Н24 3. 17 Сварка в атмосфере за- щитных газов элек- тродом НК31 Есть Нет
Алюминиевые сплавы: HE30WP (1,01 % Si; 0,63% Мо; 0.57% Мп) NP5/6 (4,2% Mg; 0,17% Si; после прокатки) 32,1 34,0 31,65 31,65 6,25 6,25 Сварка в аргоне с одной и двух сторон Саморегулирующаяся ду- га с одной стороны Саморегулирующаяся ду- га с двух сторон Дуга с одной стороны Сварка в аргоне с двух сторон Саморегулирующая дуга с двух сторон Есть Есть и нет Есть х> 17,0 22,6 18,85 30,8 30,5
4V1H (2,11% Мп; 0,11% Si; 0.31% Fe; 0,11% Мп; 0,027% Си) •/,М (4,36% Mg; 0.12% Si; 0,28% Fe; 0.60% Мп; 0,025% Си) HP30WP (0,65% Mg; 1,04% Si; 0,28% Fe; 0,55% Мп; 0,029% Си) 25,0 31,1 33,4 88,9— 101,6 88.9— 101,6 88,9— 101,6 6,25 6,25 6,25 Инертный газ: ручная сварка с двух сторон с с заполнителем нз 6-леи проволоки Есть 20,6 29,4 18.55
BA28NP»/. (Al; 4,6% Mg) 19, 1 6,25 Инертный газ Есть Нет 28,9 26,2
3S, полутвердый 3S, полутвердый 14,9 14,9 1,6 3,2 Газ Газ Есть » 11,15 10,85
3S, горячая про- катка 16,05 9,5 Нет 12,25 13.5
14S-T6. плакиро- ванный 61S-T6 (Al-Mg-SI) 47, 1 31.4 127,0 127,0 9.5 9,5 Металлический электрод, флюс Металлический электрод, флюс Есть и нет То же 23,8 18,4
61S-T6 (Al-Mg-Si) A54S-H34 3S-F (чистый Al) 29,8 15,7 127,0 127.0 9.5 9.5 Полуавтоматическая свар- ка в инертном газе, вольфрамовый электрод 14.85 12,35
254
Таблица 63
Вид нагружения Предел усталости в кГ/мм* х X
10« 10» 10е 10» 10» X § S
Плоский изгиб - — ±3,62 + 5,65 ±2,67 ±5,35 ±2,51 ±5. 18 1526]
Осевое (размах пульсирующего растяжения а) 12,6—15.7 11,0-14,1 14, 1—17,3 9,41—11.0 14,1-17,3 12,6—15,7 7,06—11,0 7,06—9,41 9,41 — 12,6 5,5—7,85 9.41 — 12,6 7,06—10,2 [527]
Осевое 0±8,8 4,72 + 6,28 11,0±6,28 4,72±7,38 11,0±6,28 4,72 + 7,85 И ,0±7,07 0±5,82 4,72±3,93 11,0±3,62 0±6,45 4,72±3, 14 11,0±2,52 0 + 6,28 4,72±4,87 11,0±3,93 0±4,4 4,72±3, 14 11,0±2,36 0±5,35 4,72±3, 14 11,0±2.52 0±4,72 4,72 + 3,3 11.0±2» 36 0±4,08 4,72±3, 14 11,0±2,36 0±5.02 4,72±3.14 11.0±2,52 0 + 3,78 4.72±2,98 11.0±2.2 [528]
Плоский изгиб ±8,5 ±12,7 ±6,28 ±9,1 ±5,82 ±8,65 [519]
Плоский изгиб Осевое (размах пульсирующего растяжения а) Осевое (размах пульсирующего растяжения а) ±8,95 3,61 ±6,6 1,88 ±5.65 1.88 ±4.87 [530]
Осевое (размах пульсирующего растяжения а) 16,35—19,45 9. 12—15,55 14,3—18,1 17,3—22,0 11,15-13,0 10,5—13,5 4,56—11,15 9,43—13,8 9,9—14,0 7,08—10,2 6,28—9, 12 3,46—7,23 5.82—9.27 5,82—9, 1 4,66—7,23 3,88—5,82 3,3-5.5 5,03-6,93 5,03—7,85 4,56-6.93 [531]
255
в таблице, ограничивают зону разброса для всех результа-
тов. Нейман [527], с другой стороны, нашел, что предел устало-
сти алюминиевых сплавов при стыковой 'сварке в основном зави-
сит от концентрации напряжения в валике шва; процесс сварки
мало влиял на предел усталости.
Сварка внахлестку. Сварные соединения внахлестку имеют
более низкий предел усталости, чем сварные соединения встык,
из-за концентрации напряжения в сечении, где шов соединяет
листы.
Для увеличения сопротивления статическому напряжению
нужно накладывать шов достаточной толщины и длины, чтобы
получить соединение с более высокой прочностью, чем основной
металл, но как и для стыковых швов, сопротивление усталости
не может быть улучшено этим путем. На предел усталости свар-
ных соединений внахлестку не влияет размер шва в довольно
широких пределах и никакого дальнейшего увеличения предела
усталости не получается с увеличением толщины или длины швов
свыше определенного минимального размера [509].
Сравнение пределов усталости сварки встык и внахлестку
конструкционной стали дано в табл. 64 [532]. Сравнительно низ-
кий предел усталости поперечного шва внахлестку вызван тем,
что шов не распространен по всей ширине соединенных листов.
Можно отметить, что наблюдается небольшое понижение преде-
ла усталости сварных соединений внахлестку с увеличением сред-
него напряжения цикла.
При использовании высокопрочных сталей предел усталости
сварных соединений внахлестку повышается.
Швы внахлестку, не передающие нагрузки, а -примененные
только для присоединения ребер, могут понизить предел усталос-
ти элемента, передающего нагрузку. Как иллюстрацию этого,
Де Лир и Дьютелью [517] показали, что два образца на рис. 135
имеют одинаковые пределы усталости. Сопротивление усталости
сварных соединений зависит в большой степени от конструкции;
эти вопросы рассматривались наиболее детально Веком [508].
В стыковых поперечных швах трещины наиболее часто распро-
страняются от кромки наружной поверхности шва, а в продоль-
ных стыковых швах от конца шва. Поэтому можно увеличить
предел усталости, обработав шов так, чтобы он плавно соприка-
сался с листом; пересечения швов следует избегать. Когда это
возможно, надо применять швы встык вместо швов внахлестку.
В конструкциях из листов, например, лучше соединять плоские
листы переменной толщины или ширины стыковой сваркой, чем
применять сварку внахлестку с накладками. Это показано в
табл. 65 по результатам Манса и Стелмейера [533]. Можно от-
метить, что форма накладок значительно влияет на предел уста-
лости и использовались различные способы, чтобы сделать изме-
нение в поперечном сечении балки более постепенным и благо-
256
Таблица 64
Сопротивление усталости стыковых сварных соединений и сварных
соединений внахлестку ASTM-A7 из конструкционной стали (детали
сварных соединений внахлестку показаны на рис. 134)
Тип соединения Ограниченный предел усталости в кГ/мм*
Симметричный цикл Размах пульсирую- щего растяжения
10» 2-10« 10» 2-10«
Плоские образцы, сваренные встык и целые, с усилением шва и без него ±18,8 ±12,2 33,5 22,3
Поперечный стыковой шов (V-об- разный), необработанный ±15,7 ±10,35 24,5 16,2
Поперечный стыковой шов (V-об- разный (а), V-образный без усиления (6) . . ±19,15(6) ±11,15(6) 26,2 (а) 20.1(a)
Продольный стыковой шов V-об- разный, необработанный . . Продольный стыковой шов V-об- разный двойной, V-образный без усиления (б) 27,8 18,2
±14,7(6) ±Н,0(б) 33,0 (а) 21.4(a)
Соединение внахлестку, 8-мм поперечный шов (а) ±н,з ±7,85 21,2 12,85
Соединение внахлестку, 8-мм продольный шов (б) ±10,7 ±7,43 19,0 13,8
Соединение внахлестку, 8-мм поперечный и продольный швы (а) ±9,1 ±6,27 19,9 14,3
Соединение втавр, 8-мм флан- говый шов (а) ±9,25 ±4,4 13,3 6,75
приятным. Более высокий предел усталости достигается, однако,
при применении листов различной ширины и толщины, сваренных
встык. Широкую плиту следует сужать до размера меньшей, как
показано на рис. 136; лучшие результаты, видимо, получатся при
расположении швов на некотором расстоянии от места измене-
ния сечения. Не следует применять накладки для усиления свар-
ки встык. По данным Века [509], источниками усталостных раз-
рушений в сварных конструкциях являются ожоги, возникающие
при случайном касании материала с электродом, и крепежные
приварки для сборки перед сваркой. Он рекомендовал разме-
щать крепежную приварку либо в свариваемое соединение, либо
в областях, где действуют низкие напряжения.
Из-за высокой концентрации напряжений при сварке внах-
лестку на сопротивление усталости существенно влияют остаточ-
ные напряжения. Можно значительно повысить сопротивление
17 Заказ 893 257
Таблица 65
Сопротивление усталости балок с различными площадями сечения
поясов [533]
Опнсаиие к рис. 136 Предел усталости как размах напряжения при пульсирующем цикле в кГ/мм*
10а циклов 2-10е циклов
Накладки неполной длины с прямо- угольными концами, приваренные кругом (тип а) . 18,6 7,86
Накладки неполной длины со скошен- ными концами, приваренные кругом (тип б) 23,1 8,0
Накладки неполной длины с вогнутым профилем, приваренные кругом (тип в) 21,5 10,2
Накладки неполной длины с прямо- угольными концами, приваренные только по концам (тип г) 24,4 8,8
Накладки неполной длины со скошен- ными концами, приваренные юлько по концам (тип д) 25,6 9,6
Накладки неполной длины с выпуклым профилем, приваренные кругом (тип е) . . 20,3 8,2
Стыковая сварка пояса со скосом по ширине (тип ж) 24,6 13,7
Стыковая сварка пояса со скосом по толщине (тип з) 24,2 13,0
25,
Рис. 136. Детали накладок различной формы [533]
258
усталости, применив обработку, снижающую остаточные напря-
жения [534], или местный нагрев для образования благоприят-
ных остаточных напряжений. Так был повышен предел усталос-
ти сварных соединений внахлестку из мягкой стали [535].
Точечная сварка. Поведение соединений с точечной
сваркой под действием переменных напряжений во многом по-
добно поведению заклепочных соединений. На предел усталости
значительно влияет качество сварки, форма шва и конструкция
соединения и, как для заклепочных соединений, вид усталостного
разрушения отличается от вида статического. Статическое раз-
рушение происходит от среза или вырывания сварных точек из
листа, в то время как усталостные разрушения обычно происхо-
дят по листу.
Ряд исследователей проводили усталостные испытания
точечной сварки одной накладки, и характерные значения пре-
дела усталости, полученные как для стали, так и для алюмини-
евого сплава, составляли 10 и 15% от статической прочности
[536]. В исследуемом диапазоне было найдено, что предел уста-
лости возрастает с увеличением размера точки сварки, числа
рядов и точек в каждом ряду. Соединения с одной накладкой
являются неудовлетворительными из-за возникающего изгиба, и
более высокий предел усталости можно получить при двух на-
кладках. Заметные улучшения предела усталости (до 300%)
получали при действии обжима на сварные точки после свар-
ки [536], что можно отнести в первую очередь к полезному влия-
нию возникающих остаточных напряжений [537].
Таблица 66
Сопротивление усталости при изгибе с вращением паяных встык
соединений
Основной металл Металл припоя Cep в кГ/мм* Предел усталости в кГ/мм* Источник
Никелемолибдено- вая сталь (2,5 Ni; 0,5 Мо) B-Ag (45% Ag; 15% Си; 16% Zn; 24% Cd) B-Ag3 (50% Ag; 15,5% Си; 15,5% Zn; 16% Cd; 3%Ni) B-Cu (99,9% Си) 20,4 18,2—42,4 51,8 (10’ циклов) 7,85 6,28 9,43 1538]
SAE1020 (0,2% С) SAE4140 (Ni; Мо) B-Agl B-Agl 45,5 56,5—78,5 (10е циклов) 15,7 15,7 1539]
Мягкая сталь 60% Си; 40% Zn 1 - 13,35—15,7 [П6]
259
Паяные соединения
Сопротивление усталости паяных 'соединений в основном за-
висит от качества соединения и на него мало влияет основной
металл. Некоторые значения, полученные для соединений, спаян-
ных встык, приведены в табл. 66. Для использования три высо-
ких температурах разработаны паяные никелехромовые соедине-
ния, имеющие высокое сопротивление усталости [540].
Сопротивление усталости деталей
Подшипники скольжения. Большинство разрушений, происхо-
дящих в подшипниках скольжения, вызывается усталостью, и, сле-
довательно, значительное внимание уделяется вопросу улучше-
ния их сопротивления усталости. Однако существенно, чтобы ма-
териалы подшипников имели низкий коэффициент трения и были
достаточно мягкими, чтобы не вызывать чрезмерного износа шей-
ки вала. Эти требования имеют тенденцию не совмещаться с
высокой сопротивляемостью усталости. Сплавы на оловянной и
свинцовой основах обладают большинством свойств, требуемых
для материала подшипника, и являются удовлетворительными
для применения во многих случаях, но их низкое сопротивление
усталости делает их неподходящими для тяжелых условий рабо-
ты. Для тяжелых условий нагружения эти материалы заменяют-
ся высокопрочными сплавами, такими как медно-свинцовые или
алюминиево-оловянные, и шейки вала упрочняются для обеспече-
ния сопротивления износу.
Напряженное состояние, возникающее при работе подшипни-
ков, является сложным. Основным переменным напряжением яв-
ляется сжимающее, а растягивающие напряжения возникают в
продольном и окружном направлениях и вызывают образование
усталостных трещин. Растягивающие напряжения могут также
быть результатом изгиба вкладыша антифрикционного слоя или
самого подшипника или результатом колебания температуры. До-
статочно большие термические напряжения могут возникать в
материалах подшипника в процессе отливки, а переменные тер-
мические напряжения появляются в результате изменения темпе-
ратуры во время работы. Они будут особенно значительными,
когда коэффициенты термического расширения антифрикционно-
го слоя и материала вкладышей существенно различаются, как
например для свинцовых или оловянных сплавов на стальном
вкладыше. Кроме того, в олове термические напряжения появля-
ются даже тогда, когда металл находится в ненапряженном со-
стоянии, как результат анизотропии термического расширения
[541]. Перед усталостным разрушением на поверхности подшип-
ника образуется сетка трещин. Эти трещины медленно распрост-
раняются внутрь соединения, металла подшипника с вкладышем
или в сторону, так что подшипник разрушается на ряд мелких
частей.
260
Характеристики подшипникового сплава не могут просто оце-
ниваться по пределу усталости гладких образцов и поэтому для
испытаний натурных подшипников в условиях, приближающих-
ся к рабочим, сконструирован ряд специальных машин [542, 543].
В табл. 67 показаны некоторые типичные результаты таких ис-
Таблица 67
Характеристики материалов для подшипников с жидкой смазкой [544]
Материал вкладыша Типичный состав в % Толщина в мм Предел уста- лости в кГ/мм* Характерис- тика износа Характерис- тика навола- кивания Характерис- тика кор- розии
Баббит на оловянной 7 Sb; 3 Си; ост. Sn 18,8 1,38 1 1 1
основе 6,28—10,9 1,74 1 1 1
Баббит на свинцовой 1 Sn; 15 Sb; 1 As; 18,8 1,29 1* 1 2
основе ост. Pb 6,28—10,9 1,67 1* 1 2
Промежуточный баб- бит 12 Sb; 3Cu; 10 Pb; ост. Sn 18,8 ♦♦ 1 1 1
Медь — свинец ЗОРЬ; 70Си 18,8 2,4 3 3 4
Свинец — бронза 24 Pb; 4 Sn; 72 Си 18,8 3,84 4 4 4
Свинец — покрыт оло- вом на медь — сви- lOSn; ост. Pb на 30Pb/70Cu 2,36 2,87 1 I 2
нец
Свинец — покрыт ин- 50 In; ост. Pb 2,36 2,87 1 1 2
дием на медь — сви- нец
Алюминий — олово 20 Sn; 1 Си; ост. Al 18,8 3,2 2 2 1
Алюминий — олово 57 Sn, плюс раз- личные упрочни- те л и 18,8 3,5 3—4 3—4 1
Характеристика износа: / — наименьший износ вала; 2 — наибольший износ вала.
Характеристика наволакивания: / — наименьшая тенденция наволакивания при условии
обеднения масла; 4 — наибольшая тенденция.
Характеристика коррозии: /—без разрушения; 4 — заметное разрушение при содер-
жании кислоты в масле.
* Износ подшипника на свинцовой основе в некоторой степени выше,
ной.
• * Не используется для высоких переменных нагрузок.
пытаний, приведенные Форрестером [544], который рекомендовал
преднамеренно жесткие условия, создаваемые испытательной
машиной, чтобы при более благоприятных условиях все материа-
лы могли бы выдерживать большие усталостные нагрузки. Во
всех испытаниях материал вкладыша укладывался на стальную
основу. Пределы усталости рассчитываются по максимальной
нагрузке на проекцию поверхности подшипников.
Сравнение усталостных характеристик подшипниковых спла-
вов более подробно рассматривалось Касбертсоном [542].
261
Шариковые и роликовые подшипники. Условия нагружения
в шариковых и роликовых подшипниках особенно тяжелы из-за
небольшой площади контакта между элементами качения и на-
правляющими канавками и, так как возникающие напряжения
повторяются при прохождении каждого элемента, усталость яв-
ляется типичным разрушением. Поэтому необходимы стали с
высоким пределом усталости и сопротивлением износу и для
этой цели специально разработаны стали с 1% С и 1,5% Сг. Сжи-
мающие напряжения до 157—314 кГ!мм2 могут возникать на
поверхности контактной площадки, но было показано [115, 545],
что усталостные разрушения обычно распространяются от обла-
сти максимального касательного напряжения, которая возникает
под поверхностью. Это приводит к характерному типу осповид-
ного разрушения, при котором мелкие кусочки металла отделя-
ются от контактирующих поверхностей подшипника.
Был спроектирован ряд машин для испытания шариковых и
роликовых подшипников [545—547] и определения влияния на
долговечность таких факторов, как смазка и абразивный износ.
Испытания, проводимые на этих машинах, дают большой раз-
брос получаемых результатов, отклонение в долговечности при
данной' нагрузке часто достигает 50 к 1. В результате этого
обычно проводят большое число испытаний, по крайней мере 20
на каждом уровне нагрузки, чтобы сравнить результаты на
данной базе, для определения, например, нагрузки, дающей в
результате 10% разрушений для данной долговечности [548].
Большую часть этого разброса можно, видимо, отнести за счет
высокого разброса, свойственного высокопрочным сталям, при-
меняемым для роликовых подшипников. Было найдено, что дол-
говечность подшипников может возрасти при устранении вклю-
чений в стали, но это не уменьшает разброс [115].
Обширные испытания на усталость шариковых и роликовых
подшипников проводились Палмагреном и др.; по результатам
этих испытаний оказалось возможным вывести эмпирические
зависимости для вычисления долговечности. Было установлено,
что долговечность изменяется приблизительно обратно пропор-
ционально изменению третьей степени нагрузки на подшипник.
Эти закономерности сохраняются вплоть до долговечности по
крайней мере 109 циклов и нет признака существования предела
усталости [115].
Зубчатые передачи. Большинство разрушений зубчатых пере-
дач вызывается разрушением зуба в основании в результате
повторных изгибающих напряжений или выкрашиванием зуба
по поверхности контакта. Излом, происходящий у основания зу-
ба, является обычным усталостным разрушением, трещина рас-
пространяется от галтели, где напряжение наибольшее. Такие
разрушения могут быть результатом применения слишком мало-
го радиуса сопряжения или, в поверхностно закаленных шестер-
262
нях,— результатом возникновения растягивающих напряжений
на краю зоны упрочнения на впадине. Выкрашивание зуба по
поверхности контакта также является результатом усталости и
подобно разрушениям, происходящим в шариковых и роликовых
подшипниках [345].
Сопротивление усталости при изгибе определялось нагруже-
нием вершины отдельного зуба на гидравлическом пульсаторе,
значения предела усталости при изгибе (табл. 68) рассчитывали
Таблица 68
Предел усталости при изгибе для полностью закаленных и цементованных
зубчатых колес
Сталь Обработка Твердость V.P.N. (30 кГ нагрузки) Глубина трав- леного слоя в мм Предел усталос- ти при изгибе в кГ/мм'
Поверх* ность Сердечник
Еп24 (1,5% Ni, Сг, Мо) Закалка в масле, 840° С. Отпуск 1 ч при 230° С, закалка в воде 565 — — 53,4
Еп24, покрытая свинцом То же 551 —— — 35,1
ЕпЗОА (4,25% Ni, Сг) Охлаждение на воздухе от 820° С. Отпуск 1 ч при 180° С; закалка в воде 514 —— • 42,3
En36(3% Ni,Cr) Науглероживание при 910° С. Закалка в масле от 850° С до 780° С. Отпуск 1 ч при 180° С, закалка в воде 737 328 0,73 66,0
Еп39А (1,25% Ni, Cr) ЕпЗЭА, покрытая свинцом То же 718 410 0,79 81,5
» » 752 420 0,814 58 (или меньше)
Еп40С (3% Сг, Мо, V) Закалка в масле от 940° С. Отпуск 2 ч при 575° С и закалка в масле. Стабили- зация при 520°С в тече- ние 4 ч и охлаждение на воздухе. Азотирование при 500° С 978 427 0,417 61,2
обычным способом, причем зуб рассматривали как консольную
балку и принимали во внимание влияние концентрации напряже-
ния. Зубчатые колеса, применяемые для этих испытаний, были с
диаметральным шагом, равным 7, углом давления 22,5°, числом
зубьев 34; высота головки 3 мм, полная высота 8,2 мм. Цементи-
руемые зубья значительно лучше сопротивляются усталости, чем
объемно закаливаемые; добавление свинца для улучшения обра-
батываемости понижает предел усталости приблизительно
на 30%. В последующих испытаниях был получен более низкий
263
предел усталости зубчатых колес с упрочнением индукционной
закалкой, но это было, видимо, следствием неполного упрочне-
ния, потому что результаты, полученные при упрочнении индук-
ционной закалкой, сравнимы с результатами при цементации.
Дальнейшие испытания показали, что шлифование науглерожен-
ных впадин зуба может быть очень опасным, но что улучшение
на 15—20% можно получить дробеструйной обработкой. Обшир-
ные усталостные испытания на изгиб зубьев зубчатых колес про-
водились в США, применение результатов для проектирования
описано Колеманом [549].
Испытания по определению сопротивления выкрашиванию
проводились MJRA при обкатывании пары зубчатых колес. Уста-
Рис. 137. Усталостные кри-
вые сопротивления выкра-
шиванию зубьев зубчатых
колес из разных сталей (р —
удельное давление на боко-
вую поверхность зуба) [345]:
1 — Еп40С (3%-ная Cr-Mo-V.
сталь): 2 — ЕпЗб (3%-ная
Ni-Cr сталь); 3 — ЕпЗЭА
(4’/4%-ная Ni-Cr, сталь); 4 —
ЕпЗЭА (сталь, покрытая свин-
цом); 5 — Еп24 (1’/2%-ная
Ni-Cr-Mo сталь); 6 — Еп24.
(сталь покрытая свинцом); 7 —
ЕпЗОА (4,/«%-ная Ni-Cr сталь).
Обработка материала указана
в табл. 68.
новлено, что необходимо использовать уменьшенную активную
ширину науглероженных зубьев, чтобы исключить разрушение
зуба при изгибе, прежде чем начнется выкрашивание. Обобще-
ние результатов показано на рис. 137. Ряд исследователей ис-
пользовали при испытании контакт роликов, чтобы воспроизвес-
ти условия, ведущие к выкрашиванию зубьев. Этот метод был
подвергнут критике из-за разницы условий испытания и рабочих
условий, а Кноуатон и Шнейдер [550] нашли, что при роликовых
испытаниях получается более высокая прочность, чем при дина-
мометрических натурных испытаниях зубчатых колес. Тем не
менее, Гросс [551] утверждал, что результаты таких испытаний
можно связать в относительном смысле с поведением больших
зубчатых колес и некоторые его результаты на роликах диамет-
ром 38 мм, приведенные в табл. 69, могут быть использованы
для получения сравнительных данных о сопротивлении выкраши-
ванию некоторых сталей, цветных металлов и неметаллических
материалов.
Пружиньк В большинстве случаев на пружины действуют
переменные напряжения и их необходимо рассчитывать на со-
противление усталости. В винтовых пружинах, нагруженных рас-
тяжением или сжатием, проволока нагружается кручением и,
264
Таблица 69
Данные контактных испытаний на роликовой машине [551]
Материал Обработка ав в кГ/мм* Сжимающая на- грузка на 25,4 мм длины ролика, соответствующая выкрашиванию за 107 циклов, в кГ[мм*
Сталь SAE 1035 (0,36% С) Никельмолибденовая сталь Хромоникельмолибденова- надиевая сталь Сталь NE8615(CrNi) В состоянии поставки В состоянии поставки Закалка и отпуск при 427° С Закалка и отпуск при 316° С Закалка и отпуск при 205° С Нормализация и отпуск Азотирование Науглероживание 57 71,1 130,0 150,0 171,5 94.5 1,85 5,65 10,05 21,33 29,0 5,16 >91,30 >91,30
Кованый алюминиевомед- ный сплав 14S-T6 Отлитый в песок алюми- ниево-кремниевый сплав 356-Т4 Отлитый в песок алюми- ниево-кремниево-мед- ный сплав 319-Т61 ASTM В. 120 Медно-бериллиевый уп- рочненный дисперсным твердением Отлитый в песок магние- во-алюминиевый сплав после старения Нейлон-FM 1 Слоистый фенольный пластик Слоистый фенольный пластик Хлопковая ткань 100Z; хлопковая ткань 48,7 18,8 28,2 67 27,8 4,02 <1,11 1,77 6,15 2,93 3,7 3,22 5,65
если происходят усталостные разрушения, то трещины часто
начинаются на внутренней поверхности спирали и распространя-
ются либо продольно в направлении максимального касательно-
го напряжения, либо по диагонали в направлении, перпендику-
лярном максимальному растягивающему напряжению. Винто-
вые пружины обычно нагружаются только в одном направлении:
либо растяжением, либо сжатием и поэтому возможно увеличить
их сопротивление пластическим деформациям и усталости, пере-
гружая их в том же направлении, в котором они работают, что-
бы навести полезные остаточные напряжения [552]. Этот процесс
известен как заневоливание и обычно выполняется нагружением
пружин до соприкосновения витков.
265
Ряд исследователей проводили усталостные испытания вин-
товых пружин и каждый проектировал специальную усталостную
машину, чтобы получить требуемые большие перемещения; неко-
торые результаты приведены в табл. 70. Руководство по проек-
тированию винтовых пружин сжатия для 'пульсирующих нагру-
зок дано в работе [557].
Заневоливание и обдувка дробью также могут быть исполь-
зованы для улучшения сопротивления усталости других типов
пружин. Олмен [558] приводит пример увеличения предела уста-
лости при переменном нагружении торсионной пружины больше
чем на 20% при начальной перегрузке, а дальнейшее улучшение
было получено при обдувке дробью и последующей перегрузке.
Рессоры часто имеют низкое сопротивление усталости, потому
что они применяются с обезуглероженными поверхностями, а со-
прикосновение пластин может вызвать дополнительно коррозию
трения. Балдвин [559] приводит предел усталости паровозной ли-
стовой стальной пружины с черной обезуглероженной поверхно-
стью, который составляет от 41 ± 13,3 до 41 ± 18 кГ/мм2.
Валы. Сопротивление усталости валов в большей степени
зависит от уровня концентрации напряжения за счет изменения
формы сечения (поперечные отверстия, галтели и т. д.). Большая
часть разрушений, обычно происходит в месте изменения сече-
ния и значительное улучшение сопротивления усталости часто
можно получить увеличением радиуса перехода. На рис. 138
показана зависимость между коэффициентом концентрации а,
изменением диаметра вала и радиусом галтели. Кривые показы-
вают, что а в большей степени зависит от радиуса галтели, чем
от изменения диаметра вала; даже для разницы между диамет-
рами только в 1 % степень концентрации может быть значитель-
ной, если радиусы галтели малы.
Влиянием абсолютных размеров нельзя пренебрегать даже
при отсутствии концентрации напряжения. Обнаружено значи-
тельное понижение предела усталости для больших валов (см.
табл. 28). Влияние размера на зависимость между Ка и а рас-
сматривается в гл. V. Некоторые экспериментальные результаты,
приведенные Дори и Шмедлеем [288], показали влияние размера
галтели на предел усталости при кручении больших валов
(рис. 139). Валы ковались из среднеуглеродистой стали с прочно-
стью на растяжение 44—53 кГ[мм2. Эти испытания проводились,
чтобы получить данные для расчета больших коленчатых валов
морских дизелей.
Для некоторых конструкций нет возможности выполнить гал-
тель соответствующего радиуса, и в этих случаях можно достичь
некоторого уменьшения концентрации напряжения, используя
сопряжение по двум радиусам или другому плавному очертанию.
Правка валов может понизить предел усталости из-за наве-
дения неблагоприятных остаточных напряжений и поэтому за
266
правкой должна следовать обработка, снимающая остаточные
напряжения.
При конструировании шпонок и шлицев следует назначать
надлежащие радиусы впадин, чтобы предупредить усталостные
разрушения от кручения вала.
Рис. 138. Коэффициенты концентра-
ции в зависимости от радиуса галте-
ли при растяжении, изгибе и круче-
нии [253]:
коэффициент а равен отношению макси-
мального касательного напряжения при
наличии галтели к касательному напря-
жению вала диаметром d без галтели
На сопротивление усталости от
знакопеременных изгибающих
напряжений значительно влия-
ет форма шпоночного паза в
месте выхода фрезы; преиму-
щественно изготовления шпо-
ночных пазов дисковыми фре-
зами иллюстрируется в табл.
71.
Рис. 139. Влияние радиуса г гал-
тели на предел усталости при кру-
чении больших валов (I07 циклов)
[288]:
/ — вал 0 76,2 jhjm; 2 — вал 0143 jhjw;
3 — вал ta 244 мм
Гаф [56] исследовал влияние напряжений кручения и изгиба
на предел усталости моделей пустотелых шлицевых валов из
никелехромомолибденовой стали с прочностью на растяжение
102 кГ/мм2. Валы имели 6 шлицев глубиной 8 мм и радиусом
по дну 0,2 мм. При кручении, для которого вычисленное а должно
равняться 2,1, -было получено значение К а = 2,0, а при изгибе,
для которого а = 1, было найдено, что /Са составляет 1,04.
Результаты испытаний при сочетании изгиба и кручения по-
добны результатам испытаний надрезанных образцов других
типов соответствующих эллиптической зависимости. Следует от-
метить, что предел усталости вала может понижаться, если
кручение передается через шлицы или шпонку, особенно, если
имеет место коррозия трения. Значительное улучшение сопротив-
ления усталости можно получить поверхностным упрочнением
дна шлицев или канавки шпонки.
267
Таблица 70
Сопротивление усталости спиральных пружин
Сталь Термообработка (температура, °C) tww/jy s deD Параметры пружины Обработка пружины Долговеч- ность Предел усталости в кГ/мм* Источник
Диаметр про- волоки или стержня в мм Средний диа- метр пружи- ны в о Число витков
R9357. крем* ниево-магниевая Навивание, 1000е; охлаж- дение воздухом; закалка в масле, 900°; отпуск, 470° Навивание прн 800—850е; охлаждение воздухом; за- калка в масле, 900°; от- пуск, 470° Навивание, 1000°; закалка в масле, 830—850°; от- пуск. 470° Навивание, 1000°; закалка в масле, 830—850°; от- пуск, 470’ — 26, 5 89 23«/« Заневоливание Заневоливание Заневоливание Заневолнвание, обдувка дробью, заневоливание I08-103 (средняя) 76-Ю3 107-Ю3 17. Ю*— 27-10* 68,4±37,0 [553]
0,85% С Закалка, 850°; отпуск, 400’ (ДРН 460) 12,7 66,7 5 Без обработки Предел усталости 31,4± 15,7 50,3±13,35 70,7 + 12,0 77,0±10,5 [554]
0,9% С Закалка, 900°; отпуск, 400° (ДРН 550) 12,7 66,7 6 Без обработки Заневоливание Обдувка и зане- воливание Заневоливание и обдувка 44,0± 17,4 44,0±20,6 44,0 + 24,9 44,0 + 30,9
269

0,65% С Отпуск в масле и воронение, 315,56° Закалка в масле и отпуск, 390,56° Закалка в соли 260 (*/» мин)-, отпуск, 390,56° (1 ч) Отпуск в соли, 313,33° (19 мин) 161,5 160,0 160,0 157,0 3,4!
0,89% С (проволо- ка холоднотянутая для музыкальных инструментов) - 259
Закалка в масле, 871,11 °, отпуск, 426,67° 198 0,91
Вакуумное плавление, 0,88% С (про- волока холодно- тянутая для музыкальных инструментов) - 245
28,3 - Обдувка дробью 2-10» 46,5+43,2 45,7±42.3 46,1±42,6 46,5±43,2 [555]
) 9,9 4 Заневоливание 10» 48,7±38,6 (экстрапол.) [556]
Заневоливание и обдувка Заневоливание Заневоливание и обдувка 70, 7±60,5 55,7±45,6 63,6±53,5
Заневоливание Заневоливание и обдувка 51,8±41,7 69,3 + 59.0
Таблица 71
Влияние шпоночного паза на сопротивление усталости валов
[560] (детали шпоночного паза показаны на рис. 140)
Сталь Термообработка авр в кГ/мм* Предел усталости в кГ/мм*
Без шпонки По полному сечению По сечению нетто
Дисковая фреза Пальце- вая фреза к И Есе Пальце- вая фреза
Среднеугле- родистая Хромоникеле- вая Нормализация, 825° С Закалка в воде, 875° С; отпуск, 650° С 55,5 72,2 25,9 40,7 19,65 25,3 16,2 19,65 23,4 30,0 19,15 23,4
Поперечные отверстия в валах часто необходимы для смазки.
Концентрация напряжения, вызываемая отверстием, обычно зна-
чительно больше, чем буртом или галтелью хорошо сконструиро-
Рис. 140. Усталостные образцы со шпонками [560]:
а — клиновая шпонка; б — вкладная шпонка

ванного вала (рис. 141), и поэтому, если возможно, не следует
размещать отверстия в местах высокого переменного напряже-
ния. Острые края отверстия следует затупить шариком, что одно-
временно обеспечивает поверхностное упрочнение краев отвер-
стий. Особенно сильно понижает предел усталости напрессовка
такой детали, как маховик или втулка, что можно объяснить ли-
бо возникающим резким изменением сечения, либо коррозией
трения, вызываемой относительным смещением вала и напрессо-
ванной детали.
Этот вопрос исследовался Хорджером [419, 420] на валах
большого диаметра и некоторые результаты приведены в табл. 72.
Было показано, что разрушения иногда происходят после боль-
270
Рис. 141. Коэффициенты концентрации
сплошных и пустотелых валов с попе-
речным отверстием при растяжении,
изгибе и кручении [253]
материалом
шого числа циклов и поэтому результаты были получены на базе
85 • 106 циклов. Следующая особенность этих испытаний заклю-
чалась в образовании нераспространяющихся усталостных тре-
щин в области вала, которая корродирует по краям втулки при
уровне напряжения более низком, чем требуемый для полного
разрушения. По результатам можно видеть, что на сопротивле-
ние усталости мало влияет предел прочности стали при растяже-
нии, но что значительное улуч-
шение можно получить поверх-
ностным упрочнением. Улучше-
ние также можно получить из-
менением конструкции, напри-
мер увеличением диаметра по-
садочного места под колесо
(рис. 142) [419].
Кривая 1 соответствует пре-
делу усталости для вала, не
разрушившегося полностью по-
сле 85«106 циклов знакопере-
менного напряжения, а кривая
2 — пределу усталости по на-
чалу образования усталостных
трещин.
Испытуемым
была сталь с содержанием
0,49% С и овр = 69 кГ)мм2.
Большинство натурных ис-
пытаний проводилось на ко-
ленчатых валах и некоторые
полученные результаты как при
изгибе, так и при кручении при-
водятся в табл. 73. ^Сравнение
результатов испытаний коленчатых валов одной конструкции
из кованых и литых материалов показало, что предел усталости
при изгибе и при кручении пропорционален прочности на растя-
жение./Низкая чувствительность чугунов к надрезам мало улуч-
шает "сопротивление усталости коленчатых валов вероятно из-
за влияния абсолютных размеров по сравнению с надрезанны-
ми лабораторными образцами (см. гл. V). Прямое доказатель-
ство чувствительности чугуна к надрезу при больших сечениях
детали вытекает из результатов испытаний литых коленчатых
валов, представленных Миллесом и Ливом [564]. Эти дан-
ные показали, что отделка поверхности почти не влияет на пре-
дел усталости, но увеличение радиуса галтели от 0,79 мм до
3,2 мм увеличивает предел усталости на 85%. Лер и Руф [274]
при испытании коленчатых валов больших дизелей (см.
табл. 75) обнаружили низкий предел усталости валов больших
271
Таблица 72
Сопротивление усталости соединений с прессовыми посадками [419, 420].
Испытания при изгибе с вращением стальных валов диаметром 241,3 мм
с прессовой посадкой на длине 177,8 мм
Химический состав в %
Мп
N1
Сг
Мо
Дополни-
тельная
обработка
Предел уста-
лости (85/10*
циклов)
в кГ/мм*
0,51
0,51
0,51
0,51
0,47
0,32
0,24
0,51
0,51
0,32
0,4
0,4
0.79
0,79
0,79
0,79
0,85
1,58
0,89
2,95
0. 17
0, 19
35,2
64,0
0,76
0,76
0,94
0,7
0.7
2,98
1,89
1,89
0,77
0,77
0,27
0,27
42,5
52,0
46,2
72,3
72,8
61,3
Закалка
в воде, 625° С
Обдувка
дробью
Обкатка по-
верхности
роликами
15
3
10
57,0
59,5
70,0
87,6
87.6
74.4
86,0
103,0
Закалка в воде
от 537° С
7.85
13.3
11.0
15,7
6,28
6,28
6,28
8,65
12,5
7,85
7,85
7,85
3,46
4,71
6,28
5,5
5.5
6,28
С
V
ы:
S
I

5*
з
5
3
3
9
6
5
5
2 2
ё Э
§
К
.8?
размеров. Эти авторы нашли, что предел усталости при круче-
нии модели шатунной шейки диаметром 40 мм был вдвое выше
Рис. 142. Влияние увеличения диаметра посадочного
места под колесо на ограниченный предел усталости
вала (85-Ю6 циклов) [419]:
1 — по разрушению; 2 — по образованию трещины
предела усталости натурного коленчатого вала, имеющего ша-
тунную шейку диаметром 245 мм, причем в обоих случаях ис-
пользовался один и тот же материал.
272
Таблица 73
Сопротивление усталости коленчатых валов
Материал 1 * а Ъ* Параметры валов в мм Номинальный предел усталости в кГ/мм* Источ
Диаметр цапфы Радиус бурта Толщина щеки Изгиб по се- чению щеки Кручение по сечению шейки вала
Чугун с пластинчатым графитом: низколегированный хромомолибденоволегированный игольчатый низколегированный углеродистый (или графитизированная литая сталь) обработанный магнием глобулярный чугун, после литья обработанный магнием глобулярный чугун, закаленный и отпущенный Литые легированные стали: 0,5%Ni; 1% Сг; 0,2%Мо 0,5% Ni; 1%Сг; 0,2%Мо l,9%Ni; 0,9%Сг; 0,3% Мо 34,5 33.0 37,7 56,5 80,0 75,4 102,0 118,0 129,0 101,6 6,35 38, 1 5,9 5,34 6,6 9,1 7,85 7,37 8,63 9,9 8, 15 III II 1111 [290]
Кованая 0,5%-ная углеродистая сталь Кованые легированные стали: 3,7%Ni; 0,85%Сг 2,3% Ni; 0,37%Сг 3,4% Ni; 0,9%Сг; 0,5% Мо DTD 306, азотированная 73,8 92,0 106,5 108,8 68 68 63.5 50,0 50,0 3,95 3,99 3,96 3,5 3,5 22, 2 22,2 21,4 21,5 21,5 14,0 16, 15 14,0 17,25 21,2— 27,4 [561]
Перлитный чугун Сталь с поверхностной закалкой пламе- нем Кованая сталь Кованая сталь 83, 1 130,5 48,0 2,0 5,02 6.44 8,95 5,5 5,96 9,73— 10,5 10,5— 10,6 [562]
Низколегированный чугуи Высоколегированный чугун Высокоуглеродистая литая сталь Кованая сталь Кованая сталь Кованая сталь 62,7— 70,6 94.1 — 102,0 125.5 60,0 4,55 5, 17 5,81 6.9 8,95 13,2 [562]
Сталь (0,35 %—0.4 % С) 55,0— 64,3 242,3 15.0; 5.0 4,24 3.77 [274]
Х4340А (Ni-Cr-Mo сталь), закаленная н отпущенная: остаточное напряжение не снято остаточное напряжение снято обдувка дробью азотированная 103,5— 118 76,2 4,76 25,5 17,25 18,0 22,0 29,0 12,52 13.95 16,80 [563]
18 Заказ 893
273
Гед и др. [565] представили результаты испытаний коленча-
тых валов дизелей, упрочненных поверхностной обкаткой и азоти-
рованием и валов, у которых закалкой т. в. ч. упрочнялись только
галтели. Удовлетворительная зависимость была найдена между
пределами усталости и поверхностной твердостью. Эти резуль-
таты согласуются с результатами, полученными при испытаниях
двигателей; наибольшее сопротивление усталости было получено
при азотировании поверхности. При обкатке буртов было достиг-
нуто увеличение предела усталости от 60 до 80% как для литых,
так и кованых коленчатых валов [345]. На предел усталости зна-
чительно влияет изменение конструкции. Наиболее важным фак-
тором в этом отношении является радиус галтели, который дол-
жен быть возможно большим, хотя поднутрение галтели в щеку с
этой целью не всегда может быть полезно [564]. Расточка шейки
может повысить предел усталости и на сериях испытаний Миллс
и Лув [564] получили максимальный предел усталости при изгибе
и диаметре расточки, равном 0,4 диаметра шейки. Могут иметь
значение также форма и размеры щек, их влияние на предел
усталости вала было подробно рассмотрено Лавом [562].
Трубы под действием пульсирующего внутреннего давления.
Пределы усталости тонкостенных труб под действием пульси-
рующего внутреннего давления и осевой нагрузки определялись
Таблица 74
Сопротивление усталости тонкостенных труб
(соответствующее пределу усталости мягкой стали и 2-10° циклам
для алюминиевого сплава)
Материал °вр в кГ/мм* Размах кольцевого напряжения в кГ!мм* Размах продольного напряжения в кГ/мм* Размах максимального касательного напряжения в кГ/мм* Источник
Мягкая сталь SAE 1020, — 5,5 14,93 24,3 25,0 28,3 27,45 29,0 12,56 25,1 14,15 14,12 15,7 13,35 14,12 [194]
отожженная 44,0 18,05 25,9 27,5 29,0 14,12 7,85 14,93 28,24 15,7 14,12 14,93 15,7 [192]
Алюминиевый сплав 14S-T4 44,0 12,56 11,0 15,7 18,85 21,2 22,0 12,55 21,2 7,07 0 20,4 11,0 12,56 11,0 8,65 10,2 11,75 [193]
274
рядом исследователей (табл. 74). Испытывались трубы внутрен-
ним диаметром 25,4 мм и наружным диаметром 27,94 мм. Можно
видеть, что результаты в первую очередь зависят от величины
максимального касательного напряжения и что на этом основа-
нии результаты испытаний при внутреннем давлении хорошо со-
гласуются с результатами, полученными при осевом растяжении
без внутреннего давления. Испытания на усталость толстых ци-
линдров под действием пульсирующего внутреннего давления
проводились Моррисоном и др. [118]; диаметр отверстия цилинд-
ров составлял 25,4 мм, толщина стенки 25—25,4 мм. Было пока-
зано, что сопротивление (табл. 75) определяется величиной мак-
симального касательного напряжения и вполне согласуются
с результатами, полученными для тонких труб. Из таблиц
видно, что величина размаха максимального касательно-
го напряжения равняется ’/з^вр для сталей и ’Ливр для алюмини-
евого сплава.
Таблица 75
Прочность толстостенных цилиндров под действием
повторного внутреннего давления [118]
Материал кГ/мм* Предел усталости при кру- чении сплошных образцов (сдвиг) в кГ/мм* Размах пульсирующего напряжения на пределе усталости (107 циклов) толстостенных цилиндров (сдвиг) в кГ/мм*
k
1.2 1.4 | 1,6 1.8 2,0 | 3.0
Vibrac, никелехромомо- 88,4 ±30,6 29,2 28,25 29,2 28,25 27,5 29,8
либденовая сталь
Vibrac*, автофретирова- 88,4 — -— — 32,2 — 37,0 —
ние
Нукго, хромомолибдено- 104,2 ±37,1 — 37,0 — 37,0 — —
вая сталь 84,5 ±29,2 29,1 — 29,9
Нукго, с азотированным — — — — 45,5 — — —
отверстием Сталь (0,15% С) 40,0 ±13,8 — 12,56 13,3
Нержавеющая сталь 60,2 ±18,7 — 16,5 — 25,9 —
(18% Сг; 8% NiTi) до ±22,3
Алюминиево-медный 51,4 ±9,74 — — — я 14,1
сплав DTD364
Титан, промышленно чи- 42,2 ±16,0 — 17,3 — — 20,4 —
стый
* Максимальное касательное напряжение в отверстии равно ----—. где р — внутрен-
(Л«- 1)
нес давление, a k — отношение наружного диаметра к внутреннему.
Эти зависимости можно использовать как ориентировочные
при проектировании, но следует отметить, что при сравнении с
результатами испытаний сплошных образцов на кручение предел
18* 275
усталости толстостенных цилиндров составляет только около по-
ловины ожидаемых значений (см. табл. 75), а Моррисон показал,
по крайней мере для стали Vibrac, что это можно частично от-
нести к вредному влиянию масла, применяемого при испытаниях.
Фрост [677] отметил, что это можно объяснить, если предел уста-
лости цилиндра под действием пульсирующего давления опреде-
ляется напряжением, достаточным для распространения мелень-
ких поверхностных микротрещин. Трещины распространяются
в направлении, перпендикулярном к окружному напряжению, и
номинальное напряжение, заставляющее трещины раскрываться,
представляет сумму касательного напряжения и внутреннего дав-
ления в трещине. Если р — внутреннее давление, a k — отноше-
ние наружного диаметра цилиндра к внутреннему, то сумма ок-
ружного напряжения в отверстии и внутреннего давления со-
ставит
р + />.<.+**) = ^_ = 2г (40)
Н /г2—1 /г2 — 1 47
и будет равна удвоенному максимальному касательному напря-
жению на контуре отверстия т.
Трубопроводы и их детали. Усталостные разрушения могут
происходить в системах трубопроводов в результате повторного
термического расширения, пульсирующего внутреннего давле-
ния или вибрации, либо сочетания этих факторов. Усталость де-
талей трубопроводов была исследована Меклом [566, 567], кото-
рый вывел эмпирические зависимости для расчета. Он нашел, что
результаты большинства испытаний на изгиб прямых и искрив-
ленных трубопроводов и различных деталей трубопроводов при-
близительно соответствуют такой зависимости:
шД/0-2=С, (41)
где i — коэффициент усиления напряжения для отдельных де-
талей (эквивалентен коэффициенту понижения прочно-
сти для усталости /Са);
о — номинальное переменное напряжение, вычисленное по
зависимостям для упругого изгиба о = M/W;
N — число циклов до разрушения;
С — постоянная.
Уравнение справедливо для значений W между 100 и 106 цик-
лов. Результаты испытаний гладкого трубопровода и трубопрово-
да, соединенного стыковой сваркой, использовались как эталон
и приблизительно соответствуют уравнению (41) при i = 1.
Значения С и /, определенные экспериментально, приведены
•в табл. 76. В основном испытывались трубы диаметром 116 мм
•стандартного веса. Уравнение (41) действительно для других
276
Таблица 76
Рекомендуемые значения С и i в уравнении (41)
Материал Температура С в кГ/мм2
Сталь (0,15—0,29% С) ASTM Spec А106, сорт В Комнатная температура 178
Нержавеющая сталь, тип 316 Комнатная температура 565,56°С 196 128
Детали
Сварная в стык прямая труба
Сварные колена, изогнутые по радиусу или под прямым углом,
или неусиленное тройниковое соединение с равными толщи-
нами сопрягаемых труб, при изгибе в плоскости, перпенди-
кулярной плоскости колена
Рифленая труба
Болтовое фланцевое соединение
Конусообразные переходы:
конус 15°
конус 30°
конус 45°
2,5
1,5
1,1
1,2
1,3
деталей при условии, если соответствующее значение h исполь-
зуется для определения г, причем
h = — , (42)
Г“
где t — толщина стенки трубы;
R — радиус колена;
г — средний радиус трубы.
Значения, приведенные в таблице, включены в Американский
стандартный кодекс для труб под давлением ASA В.31 1-1955, но
их следует рассматривать только как приблизительные данные
для определения сопротивления усталости и следует отметить,
что поправки на коррозию при этом не внесены.
В Англии Лейн [568] испытывал трубы из углеродистой стали
в виде колен и результаты хорошо соответствовали результатам
Меркла. Результаты испытаний на изгиб статическим внутрен-
ним давлением также хорошо соответствовали формуле (41),
когда была сделана поправка на влияние среднего напряжения
цикла, но результаты испытаний при (пульсирующем давлении
были приблизительно на 25% ниже. При испытаниях на изгиб и
при внутреннем давлении максимальное напряжение растяжения
277
возникает в кольцевом направлении, и усталостные трещины
обычно распространяются вдоль оси.
Возможность разрушений в результате повторных термиче-
ских напряжений также рассматривалась Мерклом [567]. В боль-
шинстве случаев допускаемые напряжения растяжения опреде-
ляются статической и длительной прочностью материалов труб
и это обеспечивает соответствующий запас против термической
усталости, но если число термических циклов превышает 7000
(соответствует 1 циклу в день приблизительно в течение 20 лет),
то рекомендуется ввести дополнительный коэффициент запаса
прочности.
Котлы под давлением. В прошлом конструирование котлов
под давлением основывалось на пределе прочности при растяже-
нии, но в последнее время, учитывая увеличение принимаемых на-
пряжений, признается возможность усталостного разрушения.
Было установлено, что разрушение может происходить при дав-
лении ниже начального испытательного давления, если котел на-
гружался и разгружался достаточно часто. Для большинства
практических случаев число таких нагружений вероятно не пре-
вышает 105 и часто не больше 103 или 104. При таких относитель-
но малых числах циклов могут возникать значительные повтор-
ные пластические деформации и это особенно существенно в зо-
нах концентрации напряжения, так как эти зоны определяют со-
противление котла усталостному разрушению. Сопротивление ста-
лей повторной деформации рассматривалось в гл. III, где было
показано, что при числе циклов 103—104 -все стали имеют при-
близительно одни и те же усталостные характеристики, выра-
женные в деформациях. При этом нет каких-либо преимуществ
в применении высокопрочной стали.
Исчерпывающее исследование сопротивления усталости мате-
риалов для котлов под давлением было предпринято в США,
включая испытания при повторной деформации гладких стерж-
ней и надрезанных пластин и испытания модели котла при пуль-
сирующем давлении. Результаты были обобщены Куистрой [170].
Наиболее сильным источником концентрации явился выходной
патрубок, и по сравнению с данными для гладких образцов раз-
мах деформации для данной долговечности понизился в зоне
патрубка приблизительно в 4 раза. При отсутствии данных по
натурным котлам под давлением следует принимать, что размах
деформации для данной долговечности будет снижен на коэффи-
циент, равный максимальному коэффициенту концентрации на-
пряжения в упругом случае.
Детали подъемных механизмов. Гаф, Кокс и Сопвитс [569]
рассматривали конструкции деталей подъемных механизмов и
привели результаты усталостных испытаний крюков и коушей,
проведенных для определения безопасных рабочих нагрузок, а
также экспериментального анализа их напряженности.
278
Таблица 77
Сопротивление усталости крюков (Гаф, Кокс и Сопвитс [569])
Тип крюка Материал Безопасная рабочая нагрузка в т Разрушающая на- грузка при статиче- ском растяжении в т Размах пульсирующей нагрузки в т Вычисленный размах напряжения на пре- деле усталости в кГ/мм*
Для разруше- ния за 5-10* циклов На уровне предела усталости
Подвесной крюк Мягкая сталь 1,5 — 2,4 1,8 23,7
Ливерпуль То же 1,5 13,4 и 11,9 3,9 з,з 29,2
в 1,5 11,1 и 12 3,9 3,1 28,9
Из табл. 77 видно, что нагрузка, соответствующая 'пределу
усталости, выше рабочей нагрузки, хотя запас прочности по
усталости для подвесных крюков составляет только 1,2. Тем
не менее, авторы пришли к выводу, что усталостные разрушения
в рабочих условиях были, вероятно, связаны с другими 'причи-
нами, посколько обычно эти детали подвергались действию ма-
лого числа циклов. Возможно, однако, что применение деталей
подъемных механизмов из высокопрочных сталей, работающих
при высоких нагрузках, вызовет необходимость пересмотра ра-
счета на усталость.
Рельсы. Усталостное разрушение рельсов и бандажей колес
является важным вопросом, имеющим непосредственное отно-
шение к железнодорожной технике [559, 570, 571].
Образованию трещин способствовал поглощенный водород и
теперь это почти полностью устраняется контролем условий
охлаждения рельсов после прокатки. Разрушение головок рель-
сов или бандажей колес может также происходить при выкраши-
ваниях; это связано с высоким напряжением среза под поверхно-
стью и подобно разрушению подшипников качения и зубьев зуб-
чатых колес. Усталостные трещины часто появляются в ножках
рельсов, особенно, если местные условия благоприятствуют кор-
розии. Если используются соединения накладками, эти трещины
обычно распространяются от болтовых отверстий; в этом случае
значительно увеличить сопротивление усталости можно примене-
нием стыковой сварки.
Было исследовано сопротивление усталости рельсов из сред-
немарганцевой стали с пределом прочности на растяжение около
78,5 кГ/мм2 [669]. Предел усталости при переменном напряжении
гладкого нового рельса составлял около 15,7 кГ/мм2 и снижался
до 11 или 12,6 кГ/мм2, если рельс был сначала подвергнут воз-
действию влаги и коррозии. Эти низкие значения объяснялись
в основном обезуглероживанием поверхностного слоя рельсов.
279
Для рельсов с просверленными отверстиями под болты диамет-
ром 46 мм предел усталости «при повторном изгибе, измеренный
по напряжениям на краю отверстия, составлял 26,7 кГ)мм2, но это
значение могло быть увеличено на 50% при предварительном
сверлении отверстий с последующей прошивкой их закаленным
инструментом до нужного диаметра.
Сопротивление усталости конструкций
Испытания целых конструкций очень дороги и поэтому они
проводятся в основном в самолетостроении, где необходимо ис-
ключить возможность опасных усталостных разрушений в усло-
виях службы. В других типах конструкции, где последствия уста-
лости являются менее серьезными, данные о сопротивлении уста-
лости часто оценивают по опыту эксплуатации в рабочих усло-
виях.
Разрушение от усталости достаточно распространено в инже-
нерных сооружениях, хотя переменные нагрузки встречаются от-
носительно редко и составляют небольшую часть от величины
статических нагрузок. Большинство таких разрушений происхо-
дит в клепаных или сварных соединениях и часто их можно от-
нести за счет плохой конструкции деталей и действия коррозии.
Такие повреждения не приводят обычно к полному разрушению
конструкции и разрушенные детали ремонтируют или заменяют
и, если необходимо, изменяют их конструкцию.
В судах усталость, видимо, не встречается в основных несу-
щих конструкциях, не предполагают, что усталостные трещины
могут распространяться от мест концентрации, если не предпри-
нимались соответствующие меры предосторожности, и могут при-
водить к хрупкому разрушению корпуса.
В некоторых случаях воспроизведение при испытаниях рабо-
чих условий используется для обнаружения слабых мест кон-
струкции. Примером этого является испытательный трек для ус-
коренного испытания автомобилей. Было установлено, что пове-
дение автомобилей на этом треке может характеризовать пове-
дение в рабочих условиях, и удовлетворительные результаты в
процессе таких испытаний при пробеге 1850—3700 км со скоро-
стью 46—55 км/ч признаются достаточным критерием надеж-
ности.
Усталостные испытания самолетных конструкций применяют-
ся для двух целей: во-первых, чтобы получить общие сведения по
поведению конструкции при разнообразных условиях нагруже-
ния и, во-вторых, чтобы определить чувствительность новой кон-
струкции к усталости.
Целью последнего испытания является в первую очередь об-
наружение слабых мест, не выявленных предварительно в от-
дельных частях конструкции при их испытаниях, и выяснение
процесса распространения трещины, для того чтобы избежать
280
катастрофического разрушения в рабочих условиях. Для полу-
чения сведений общего характера по усталости использовались
устаревшие конструкции и проводились испытания, достаточные
для некоторых выводов. Например, на рис. 143 показана кривая
а — N, составленная Авиационным обществом по результатам
усталостных испытаний натурных крыльев и стабилизаторов раз-
личных английских и американских транспортных, боевых и тре-
нировочных самолетов, сконструированных из средне- и высоко-
Рис. 143. Кривая а — N для усталостных испытаний на-
турных крыльев и стабилизаторов [81].
По оси ординат отложена амплитуда асимметричного цикла,
вычисленная по площади нетто.
Кривые /, 2, 3 соответствуют кривым усталости стыковых
соединений на рис. 131
прочных алюминиевых сплавов. Эти испытания проводились со
средним напряжением 5—13 кГ/мм2, соответствующим ускоре-
нию g при летной перегрузке, или для боевых и тренировочных
самолетов — 25% предельной статической нагрузки; как среднее,
так и переменное напряжения рассчитывались по площади нетто
в месте разрушения. Наблюдается неизбежный разброс резуль-
татов; поскольку особенности деталей конструкций имеют преи-
мущественное влияние на долговечность, постольку соответст-
вующие данные считаются пригодными только для данной
конструкции и ее сопротивления усталости. Штриховые кривые
/, 2 и 3, представляющие результаты испытаний соединений из
алюминиевого сплава и взятые из рис. 131, показывают, что наб-
людается хорошее соответствие между пределами усталости от-
дельных соединений и всей конструкции.
Обзор, включающий некоторые из вышеприведенных данных,
а также другие английские, американские и австралийские ре-
зультаты испытаний крыльев, стабилизаторов и профилей, был
сделан Пейне и др. [572] для алюминиевого сплава 24S-T и из 230
281
результатов, соответствующих восемнадцати различным типам
разрушений из восьми различных источников; он получил диаг-
рамму оа — ит, показанную на рис. 144. Анализ разброса ре-
зультатов показал, что при предположении нормального логариф-
мического распределения стандартное отклонение s от средней
долговечности составило 0,32. Это соответствует 1 % вероятности
Рис. 144. Экспериментальная диа-
грамма R — М конструкций из
сплава 24S-T [572]
разрушения при долговечности
0,20 от средней долговечности.
Разрушения наиболее часто
происходили либо в точках высо-
кой концентрации напряжения,
вызванной неоднородным распре-
делением нагрузки между соеди-
ненными элементами, или начи-
нались в вырезах обшивки и раз-
вивались вдоль многорядного за-
клепочного соединения. Началь-
ная трещина обычно появлялась
после 30—50% общей долговеч-
ности и затем распространялась
практически с постоянной скоро-
стью для дальнейших 20—30%
долговечности, а затем с прогрес-
сивно возрастающей скоростью —
до окончательного разрушения.
Те же авторы показали полезное влияние предварительной ста-
тической нагрузки на долговечность крыльев самолета «Mus-
tang». Было установлено, что оптимальная предварительная
нагрузка составляет около 90% предельной разрушающей на-
грузки и это дает увеличение долговечности при низких разма-
хах нагрузки больше чем в 4 раза; подобные же результаты были
получены при испытаниях стабилизаторов самолета «Мете-
ор» [573].
Повышение долговечности связано с влиянием местного пере-
распределения напряжения и наклепа материала в зонах концен-
трации напряжения, а также с улучшением распределения на-
грузки между элементами конструкции; предполагается что по-
добный полезный эффект получается в конструкции самолета
в течение службы от случайного возникновения высоких нагру-
зок, это подтверждается результатами испытаний с переменной
амплитудой крыльев самолета С-46, проведенных Вейлей [57].
Шесть крыльев нагружались спектром нагрузок, полученных на
основе статистики нагрузок в неспокойном воздухе, и их средняя
долговечность была в 4,8 раза больше, чем долговечность, опре-
деленная по линейному закону суммирования повреждения. Были
опубликованы два отчета конференции по усталости авиацион-
ных конструкций [684, 688].
282
Глава X
КОНСТРУИРОВАНИЕ, ПОВЫШАЮЩЕЕ
СОПРОТИВЛЕНИЕ УСТАЛОСТИ
Конструирование деталей машин, имеющее целью
устранить усталостное разрушение, является более сложным, чем
конструирование на основе представления о статической прочно-
сти, так как оно требует учета концентрации напряжений и мно-
гих других факторов, влияющих на сопротивление усталости, та-
ких, как нагружение с нестационарной амплитудой и сочетание
статических и динамических нагрузок. Решение этого вопроса
удобно проводить в такой последовательности:
1) выбор материала;
2) проектирование деталей;
3) оценка сопротивления усталости;
4) оценка долговечности.
Эти вопросы будут рассматриваться сжато в связи с тем, что
основные данные по усталости рассматривались в предыдущих
девяти главах.
Выбор материала
Для деталей, которые в рабочих условиях подвергаются пере-
менным нагрузкам, выбор материала должен основываться на
характеристиках усталости, но на практике чаще делается по ха-
рактеристике статической прочности, а именно по пределу теку-
чести либо по пределу прочности на растяжение.
В определенных пределах выбор на основе прочности при ста-
тическом растяжении является удовлетворительным критерием
вследствие достаточно устойчивой зависимости между статиче-
ской прочностью и пределом усталости, но в некоторых случаях
это может стать ненадежным, например, при малых долговечно-
стях или при наличии коррозии трения.
Сравнение пределов усталости (определенных при изгибе
гладких образцов) и предела прочности при растяжении бы-
ло сделано в гл. III. Для сталей (см. рис. 28) предел усталости
возрастает приблизительно прямо пропорционально прочности
при растяжении от значений порядка 63 кГ1мм2 до 126 кГ/мм2,
и в пределах этого диапазона предел прочности на растяжение
обеспечивает достаточно надежный путь для оценки влияния на
предел усталости легирующих добавок, термической обработки
283
или холодной обработки. При дальнейшем увеличении прочности
на растяжение наблюдается ограничение дальнейшего увеличе-
ния предела усталости. Таким образом, для деталей, прочность
которых определяется сопротивлением усталости, менее целесо-
образным является использование сталей со статической проч-
ностью выше 126 кГ/мм2. Действительно, применение материала
более высокой прочности связано с увеличением разброса, чувст-
вительности к надрезам и склонности к усталостным трещинам.
Поведение алюминиевых сплавов до некоторой степени подобно
стали, причем при прочности на растяжение выше 39,0—47 кГ/мм2
наблюдается лишь небольшое увеличение предела усталости.
Наличие выраженного предела усталости является желатель-
ным свойством и оно встречается у низко- и среднепрочных ста-
лей, чугуна, алюминиево-магниевых сплавов и некоторых тита-
новых сплавов.
Результаты испытаний небольших надрезанных образцов по-
казали, что увеличение предела усталости при надрезах, получен-
ное при увеличении предела прочности на растяжение, является
небольшим (см., например, рис. 77), но выбор не может основы-
ваться только на таких результатах, потому что чувствительность
к надрезам нельзя рассматривать отдельно от эффекта абсолют-
ных размеров. Для деталей больших размеров следует предпо-
лагать, что при действии переменных напряжений все материалы
полностью чувствительны к концентрации и что предел усталости
при надрезах будет равняться пределу усталости гладкого образ-
ца, деленного на а. В этих случаях предел усталости гладкого
образца является более подходящей характеристикой, по кото-
рой выбирается материал. Это следует помнить, когда сравнива-
ются литые и кованые материалы. Предел усталости гладких
образцов выше для кованого материала, чем для литого, но ли-
тые материалы менее чувствительны к надрезам, так что срав-
нение результатов испытаний небольших образцов с надрезом ча-
сто показывает небольшую разницу пределов усталости этих ма-
териалов.
Предположение о том, что детали больших размеров полно-
стью чувствительны к концентрации, не учитывает полезное
влияние пластической деформации, хотя это влияние может быть
важным при асимметричных циклах напряжений. Преимущест-
во относительно низкого предела текучести в этих условиях
хорошо иллюстрируется результатами, полученными для алю-
миниевых сплавов. Сравнение рис. 87 и 88, например, показыва-
ет, что предел усталости надрезанных образцов из алюминиево-
медного сплава 24 S-T3 при действии пульсирующих растягиваю-
щих напряжений выше, чем у алюминиево-цинко-магниевого
сплава 75 S-T6, несмотря на его более низкую прочность при рас-
тяжении, и это подтверждается усталостными испытаниями де-
талей самолетов (см. рис. 129).
284
Сравнительные испытания этих двух материалов также пока-
зали, что сплав 24 S-T3 лучше сопротивляется распространению
усталостных трещин и на его статическую прочность меньше влия-
ет наличие трещин (см. гл. V). Вероятно, поэтому сплав 24S-T3
лучше сопротивляется усталости, в то время как сплав 75 S-T6
лучше сопротивляется статическому нагружению и выбор мате-
риала будет зависеть от напряженного состояния и эксплуата-
ционных условий.
Выбор материала до некоторой степени будет зависеть от об-
работки поверхности. Если отделочной обработки после изготов-
ления не предусматривается, то выбор высокопрочного материала
мало целесообразен, но для высокопрочных материалов поверх-
ностные обработки, такие как обдувка дробью и обкатка, дают
большой эффект.
Наибольшие пределы усталости достигаются при цементации,
и если это требуется, то следует выбирать соответствующие це-
ментуемые стали.
Действие относительно малого числа циклов знакопеременно-
го напряжения в процессе нагружения требует специального рас-
смотрения. Сопротивление переменному нагружению для малых
долговечностей довольно тесно связано с прочностью на растя-
жение, но для деталей с концентрацией напряжений сопротивле-
ние усталости может больше зависеть от переменной пластиче-
ской деформации, а для долговечностей между 100 и 10 000 цик-
лов сопротивление переменной пластической деформации являет-
ся приблизительно одним и тем же для различных материалов.
Следовательно, для малых долговечностей сопротивление устало-
сти деталей нельзя существенно улучшить повышением их ста-
тической прочности.
Усталостные разрушения часто являются результатом вибра-
ций, особенно для случаев резонансных состояний. Чтобы избе-
жать таких разрушений, выгодно применять материал с высокой
демпфирующей способностью. Иногда полагают, что демпфиро-
вание за счет материала является слабым по сравнению с конст-
руктивным и аэродинамическим демпфированием и поэтому мо-
жет не учитываться. Это может быть верным лишь в некоторых
случаях, но -при сильных вибрациях, могущих вызвать усталост-
ное разрушение, депфирование материала может стать важным
фактором сопротивления разрушению. Это впервые было показа-
но Феппле [575], который привел ряд случаев, когда применение
малопрочного материала с высокой демпфирующей способно-
стью улучшило сопротивление усталости. Например, при резо-
нансных колебаниях провода от ветра разрушения были предот-
вращены заменой меди алюминиевым сплавом; сопротивление
усталости коленчатых валов было улучшено применением стали
с прочностью на растяжение 55—63 кГ]мм2 вместо стали с проч-
ностью на растяжение 86—94 кГ[мм2. Демпфирование материала
285
возникает в основном за счет пластической деформации и непо-
средственно связано с площадью петли гистерезиса на диаграм-
ме напряжение-деформация и является мерой способности мате-
риала сопротивляться повторном пластической деформации без
разрушения. Демпфирование можно определить путем измерений
в процессе усталостных испытаний как напряжения, так и дефор-
мации или энергии рассеивания. Не наблюдается простых зави-
симостей демпфирующей способности от уровня напряжения или
от механических свойств. Демпфирование заметно зависит от
размаха напряжения и, кроме того, меняется со временем, что
затрудняет использование критерия демпфирования при проек-
тировании. Этот вопрос рассматривался более детально Лаза-
ном; он измерял демпфирующую способность различных мате-
риалов в процессе испытаний на усталость [576]. Высокой демп-
фирующей способностью обладают мягкая сталь и чугун, а осо-
бенно нержавеющие стали, в то время как высокопрочные стали
и алюминиевые сплавы показали низкие значения этих характе-
ристик.
Хотя повышение прочности на разрыв материала в общем
улучшает сопротивление усталости, но в рабочих условиях пре-
дел усталости детали повышается не всегда. Более -пластичный
металл может быть лучше, например, для соединений, где соче-
тается концентрация напряжения и коррозия, или для деталей,
на которые действуют вибрации, или работающих в коррозион-
ных условиях. Следует всегда помнить, что только небольшую
часть усталостных разрушений в рабочих условиях можно отне-
сти за счет дефектности материала. Поэтому следует обращать
внимание, во-первых, на недостатки конструкции агрегата или на
неправильную эксплуатацию, а потом уже рассматривать вопрос
о роли материала.
Проектирование деталей
Из большинства факторов, влияющих на сопротивление уста-
лости, которые должны учитываться при проектировании узлов
и конструкций, форма является наиболее важным. Значительное
большинство усталостных разрушений в рабочих условиях мож-
но предотвратить улучшением конструкций, и это дает большие
возможности для повышения сопротивления усталости, чем лю-
бые другие пути, хотя обеспечить такое конструирование на
практике достаточно трудно [81]. Наиболее важной задачей
является максимальное снижение концентрации напряжений, хо-
тя следует также обращать внимание на обработку поверхностей
и методы изготовления. Таким образом, изучение распределения
напряжения является существенной частью проектирования де-
талей повышенного сопротивления усталости. Для деталей
сложных форм трудно получить теоретические решения, а экспе-
риментальный анализ часто утомителен и дорог. В этих случаях
286
может быть более целесообразным основываться на усталостных
испытаниях деталей, при этом можно обнаружить наиболее на-
пряженные зоны и в то же время оценить роль дополнительных
факторов, таких как дефекты изготовления, остаточное напряже-
ние и коррозия трения.
Для понижения концентрации напряжения надо избегать рез-
кого изменения лоперечного сечения. Важно придавать плавные
очертания сопряжениям конструкционных элементов, избегать
острых углов и краев. Вместо ступенчатых изменений сечений
следует использовать, по возможности, конусообразные, так как
даже малые ступенчатые изменения сечения могут вызвать высо-
кую концентрацию напряжений (см. рис. 138). Отверстий и на-
дрезов желательно избегать, но когда они необходимы, их сле-
дует располагать в областях низкого основного напряжения. Это
также относится к расположению клейм, которые могут быть
источником усталостного разрушения в высоконапряженных зо-
нах. Подбирая очертания конструкции в целом, следует обеспе-
чивать симметрию и избегать концентрации •нагрузок. Где этого
нельзя достигнуть, там следует учитывать местный изгиб и при-
менять необходимое усиление. Должны также учитываться ха-
рактер деформации конструкции и вторичные деформации в ре-
зультате изменения формы сечения. Особое внимание следует
обращать на соединения отдельных частей (см. гл. IX); для по-
вышения сопротивления малоцикловой усталости следует приме-
нять увеличенные сечения.
Болты лучше сопротивляются пульсирующим растягивающим
нагрузкам, чем заклепки, и заклепки следует нагружать очень
небольшими амплитудами растягивающего напряжения. Уста-
лостные разрушения в соединениях на срез обычно происходят
по пластине или листу, поэтому применимы либо болты, либо за-
клепки, но сочетать их в одном и том же соединении не следует.
Нужно помнить, что в многозаклепочном (или болтовом) соеди-
нении нагрузка распределяется неравномерно между заклепка-
ми; заклепки, расположенные у краев листов, обычно наиболее
сильно нагружены, это нужно учитывать. В сварных соедине-
ниях рекомендуется применять стыковую сварку, если возможно,
потому что она лучше сопротивляется усталости, чем сварка вна-
хлестку; наибольшее сопротивление усталости получается, если
сварка встык обрабатывается заподлицо с листом.
Другим фактором, который должен учитываться — это пони-
жение напряжений от вибраций. Там, где вибрация неустранима,
необходимо обеспечить достаточное демпфирование с помощью
демпфера колебаний или использования демпфирующего мате-
риала для ограничения вибрационных напряжений. Предупреж-
дение усталостных разрушений от вибрации становится серьез-
ной задачей при проектировании реактивных самолетов, для
которых усталостное повреждение конструкции планера может
287
являться результатом вибрации системы от выхлопа двигателей
[660].
Необработанные поверхности имеют низкое сопротивление
усталости из-за концентрации напряжений, вызываемой дефек-
тами, и вредных остаточных напряжений, а для сталей — и по-
верхностного обезуглероживания. Обработка поверхности ослаб-
ляет эти влияния, поэтому обдувка дробью, поверхностная обкат-
ка или цементация должны назначаться при проектировании де-
Рис. 145. Конструкция термообработанной стальной
шпильки (деталь 4):
а — быстроразъемное соединение; б — первоначальная кон-
струкция и в, г, д, е — последующие модификации дета-
ли 4 [577]
талей, склонных к усталостному разрушению (см. гл. VI). Сле-
дует избегать высокоскоростных и грубых шлифовальных процес-
сов, потому что они могут вызывать остаточные растягивающие
напряжения в поверхностном слое, уменьшающие сопротивление
усталости.
При проектировании деталей часто возможна переоценка со-
противления усталости, поэтому полезно проводить испытания
ответственных деталей конструкции на усталость. Если при этом
окажется, что деталь не имеет требуемого предела усталости, то
следует изменить проект и снова провести испытания; этот про-
цесс продолжается до тех пор, пока не будет достигнуто необхо-
димое сопротивление усталости. Этот метод применительно к кон-
струкции быстроразъемного соединения (рис. 145) был описан
288
Шлейхером [577]. Детали 1 и 5 (рис. 145, а) — стальные фитинги,
присоединенные к конструкции из алюминиевого сплава. Детали 2
и 4 — шпильки из легированной стали (SAE 4340) и термообра-
ботаны до Овр =141-7- 157 кГ/мм2, а соединительная муфта 3
была изготовлена из легированной стали (SAE4140) и термооб-
работана до авр = 126 -г- 141 кГ/мм2. Для детали 4 вычисленное
напряжение по дну сечения резьбы составляло 111,5 кГ!мм2\ это
соответствовало статическому запасу 38%, и статическое испы-
тание шпилек дает запас 40%. Однако усталостные испытания
Рис. 146. Модификации детали усталостной машины,
повышающие сопротивление усталости
на пульсаторе при размахе напряжения 74,6 кГ1мм2 (вычислено
по сечению по дну резьбы) дали в результате разрушение при
1400 циклах в первой нитке резьбы (рис. 145, б). В первоначаль-
ном проекте шпилька доходила до дна конусообразного отвер-
стия и резьба не имела предварительного натяжения. Первая
модификация, состоящая из укороченной шпильки, допускает
предварительное натяжение и оно составляло 83 кГ/мм2. Это не
дало увеличения долговечности, но разрушение переместилось на
головку, как показано на рис. 145, в. Для уменьшения концентра-
ции напряжения в головке был сделан промежуточный выступ
(рис. 145, г), что повысило долговечность, но только до 1800 цик-
лов. Недостаточность повышения была отнесена за счет наличия
двух близко расположенных буртов, после этого диаметр бурта
был увеличен на 3,1 мм (рис. 145, д) и долговечность увеличилась
до 9800 циклов. Наконец, бурт под головкой был обкатан после
термической обработки. Это повысило долговечность до 20 900
циклов (рис. 145, е), и деталь работала удовлетворительно.
19 Заказ 893 289
Данные об эксплуатации могут быть также полезными для
улучшения сопротивления усталости конструкции. Как иллюст-
рация этого, на рис. 146, а показана деталь испытательной маши-
ны на усталость при осевом нагружении, которая сама разруша-
лась от усталости после 80-106 циклов, вследствие неподходя-
щих радиусов галтели бурта. Изменение радиуса галтели бурта
(рис. 146, б) увеличило долговечность до 240-106 циклов. Во вто-
рой модификации детали были просверлены четыре разгружаю
щих напряжение отверстия, как показано на рис. 146, в, умень-
шающих концентрацию напряжения. Это оказалось целесообраз-
ным, и деталь после этого работала без усталостного разрушения
больше 10 лет.
Оценка сопротивления усталости
Наиболее надежным способом оценки сопротивления уста-
лости детали являются усталостные испытания натурных дета-
лей, но на предварительной стадии проектирования такие дан-
ные обычно получить невозможно и сопротивление усталости
должно определяться по данным испытаний лабораторных об-
разцов. Тогда необходимо делать поправку на влияние напря-
женного состояния, абсолютных размеров, концентрации напря-
жения и условий на поверхности.
Рассматривая предел усталости гладких ненадрезанных об-
разцов, следует отметить наличие таких данных для многих ма-
териалов (табл. 82). Если нет достаточных данных по пределу
усталости, то приблизительное его значение можно оценить по
прочности на разрыв (см. гл. III, рис. 28, 35, 38, 40 и 43).
Статическое растягивающее напряжение, наложенное на пе-
ременное напряжение, понижает предел усталости, и поправку на
это можно сделать по диаграммам на рис. 50—56. Для плоских
образцов из пластичных металлов экспериментальные результа-
ты лежат между линией Гудмана и параболой Гербера, так что
линия Гудмана дает заниженные значения пределов усталости и
может быть рекомендована для расчетов. При комбинировании
изгиба и кручения предел усталости можно оценить с достаточ-
ной точностью по эллиптической зависимости Гафа для кованых
металлов при отсутствии концентрации напряжений, а соответст-
вующая эллиптическая дуга относится к литым материалам и
кованым материалам с концентрацией напряжения. Чтобы при-
менять эти зависимости, требуется знание предела усталости при
кручении, и если оно неизвестно, то его можно определить по
рис. 58 и 59 и табл. 19.
Поправка на абсолютные размеры и концентрацию напряже-
ния является наиболее важным фактором и наиболее трудным
в смысле достижения достаточной точности. При отсутствии кон-
центрации напряжения результаты усталостных испытаний лабо-
290
раторных образцов разных размеров отличаются несущественно,
но пределы усталости валов очень больших диаметров и листов
больших толщин значительно ниже, чем небольших образцов
(см. табл. 28 и 29). Много экспериментальных работ было про-
ведено по определению влияния концентрации напряжения, но
результаты трудно обобщить и нельзя применять непосредствен-
но к вопросам проектирования из-за понижения предела устало-
сти с увеличением абсолютных размеров. Можно определять
эффективный коэффициент концентрации К с по значению коэф-
фициента концентрации напряжения а при помощи эмпирической
зависимости Нейбера {уравнение (33)] подстановкой соответст-
вующей постоянной материала и радиуса надреза (гл. V). Одна-
ко значение, полученное этим путем, может иметь значительное
отклонение (±20% Для сталей, а для цветных металлов и спла-
вов можно ожидать большей ошибки из-за меньшего количества
экспериментальных данных), и в случаях, когда концентрация
напряжения мала, например меньше соответствующей радиусу
надреза 3,1 мм для мягкой стали или алюминиевых сплавов, це-
лесообразно использовать усталостные данные для гладких
образцов и снижать предел усталости на полный коэффи-
циент а.
Для оценки предела усталости деталей, имеющих концентра-
цию напряжения при наличии налагаемого статического растяги-
вающего напряжения довольно хорошее приближение можно по-
лучить при допущении, что переменное напряжение понижается
на а и что среднее напряжение не влияет. Линия Гудмана, про-
веденная на диаграмме оа — От от значения предела усталости
при симметричном цикле напряжения, деленного на а, к стати-
ческому пределу прочности при растяжении поэтому дает зани-
женную оценку сопротивления усталости. Этот метод, однако,
ненадежен для материалов с высоким отношением предела теку-
чести к пределу прочности при растяжении (таких, как высоко-
прочные алюминиевые сплавы), и тогда следует использовать по-
строение Ганна.
Методы, описанные выше, можно применять с достаточной
степенью уверенности для оценки предела усталости целых дета-
лей, имеющих концентрацию напряжения, но к соединениям их
применять нельзя из-за трудности точного определения а, а так-
же потому, что усталостные разрушения соединений часто связа-
ны с коррозией трения, влияние которой очень трудно учесть.
Предел усталости соединений поэтому должен определяться по
результатам предварительных испытаний их на усталость (см.
гл. IX).
Даже применяя этот метод, нельзя получить результаты вы-
сокой точности, потому что предел усталости зависит от конструк-
ции соединения; это иллюстрируется разбросом результатов, по-
лученных для типичных самолетных соединений (см. рис. 131).
19* 291
Поэтому особенно важно проверить конструкцию соединений по-
следующим усталостным испытанием узла.
Следующей стадией в оценке предела усталости детали явля-
ется учет условий на поверхности (см. гл. VI), особенно влияния
поверхностной обработки и отделки (обдувка дробью, цемента-
ция, покрытия). Наконец, необходимо сделать поправку на влия-
ние коррозии (гл. VII) и температуры (гл. VIII).
Оценка долговечности
Там, где это возможно, действующие переменные напряжения
ограничивают значениями ниже предела усталости или рассчи-
тывают деталь по ограниченному пределу усталости, как это
описано выше. Однако иногда нельзя избежать повторного нагру-
жения выше предела усталости. В этом случае усталостное раз-
рушение в конце концов должно произойти, и задача расчета со-
стоит в оценке безопасной долговечности. Это является более
трудным вопросом, потому что расчет должен отражать величи-
ну и повторяемость переменных нагрузок, возникающих при ра-
боте. К тому же наклон кривых о — N для технических сплавов
является таким, что увеличение напряжения на 10% сокращает
наполовину долговечность, вследствие этого трудно заранее вы-
числить усталостную долговечность, тем более, что разброс в
долговечности для данного уровня напряжений приблизительно
в десять раз больше разброса предела усталости для данной
долговечности. Вопрос оценки усталостной долговечности при-
влек внимание в связи с конструированием самолетов, и метод
оценки, разработанный для этой цели, будет кратко описан ниже
(более подробно см. [578—580]).
Усталостные разрушения в самолетостроении стали серьез-
ным вопросом сравнительно недавно. Их возросшее значение
можно отнести в первую очередь за счет значительно большей
долговечности, необходимой для транспортных самолетов, и по-
вышения статической нагруженности конструкции. Современные
алюминиевые сплавы выдерживают высокие статические нагруз-
ки, что не сочетается с соответствующим увеличением предела
усталости. Нагрузки на самолет создаются в первую очередь от
неспокойного воздуха, маневрирования (включая взлет, посадку
и выруливание) и давления в фюзеляже. Влияние неспокойного
воздуха и маневрирования наиболее существенно для крыльев, но
они также могут вызвать усталость в стабилизаторе, в то время
как влияние давления ограничивается почти полностью воздейст-
вием на фюзеляж. Прежде чем делать попытку оценить долго-
вечность крыла или деталей стабилизатора, необходимо опреде-
лить величину и повторяемость нагрузок от неспокойного возду-
ха и маневрирования. Эти данные получают с помощью счетчи-
ков ускорений, разработанных для автоматической записи часто-
292
ты повторения величины ускорений во время полета. Так как из-
менение этих параметров носит случайный характер, то должно
быть собрано большое количество данных, которые анализируют
на статистической основе. Были получены обширные записи на
всех регулярных авиационных маршрутах, по которым можно
было воспроизвести спектр нагрузки (581, 582].
Чтобы определить долговечность, необходимо было бы в ла-
боратории каждый узел нагружать так же, как в рабочих усло-
виях. Это затруднительно, и был предложен ряд упрощений. Наи-
лучшее приближение к рабочим условиям получается при про-
граммном испытании узлов, т. е. нагружении их циклическим
напряжением с различными амплитудами, соответствующими ча-
стотам их повторяемости в рабочих условиях (см. рис. 62). Одна-
ко машин для проведения таких испытаний мало, поэтому часто
приходится определять долговечность по результатам испытаний
с постоянной амплитудой. В этом случае наиболее подходящий
метод интерпретации результатов — применение линейного за-
кона суммирования повреждения, хотя он может дать довольно
большие расхождения с действительной долговечностью (см.
гл. IVk Для условий, когда напряжения действуют преимущест-
венно одного знака, т. е. при высоком среднем напряжении (это
условие соответствует большинству самолетных деталей), закон
линейного суммирования повреждений дает заниженную долго-
вечность, так как несколько высоких перегрузок могут вызвать
полезные остаточные напряжения, повышающие выносливость.
Принимая во внимание это влияние, Королевское авиационное
общество выпустило стандарт на усталостные испытания с по-
стоянной амплитудой после одного воздействия высокой статиче-
кой нагрузки [583]. Если преимущественно действуют знакопере-
менные напряжения, то закон линейного суммирования повреж-
дений дает иногда завышенную долговечность (см. табл. 25).
Пример использования линейного закона суммирования по-
вреждения для расчета на усталость соединения лонжерона при
действии нагрузок от неспокойного воздуха показан на рис. 147
[578]. Переменные напряжения, выраженные как процент от ста-
тического предельного напряжения, вычислялись по измеренным
скоростям воздействия неспокойного воздуха. Для упроще-
ния вычислений эти напряжения группировались по интервалам,
составляющим 4% от предельного напряжения, и указывалось
число циклов внутри каждого интервала, например, число цик-
лов 104 соответствует диапазону 10—14% от предельного напря-
жения. Повреждение, вызываемое в каждом интервале перемен-
ных напряжений, согласно закону линейного суммирования по-
вреждений равняется отношению числа циклов действия напря-
жений в этом интервале к числу циклов, требуемых в том же ин-
тервале для усталостного разрушения соединения; это отношение
наносится как процент повреждения (кривая 5). Общее повреж-
293
дение равняется сумме повреждений, вызванных каждой группой
напряжений. На рис. 147 можно видеть, что наибольшее повреж-
дение согласно линейному закону вызывается перегрузками в пре-
делах относительно узкой полосы от 4 до 14% предельного напря-
жения, причем максимальный повреждающий эффект имеет ме-
сто приблизительно при;8% и соответствует перегрузке от неспо-
койного воздуха приблизительно 3 м]сек. Поэтому такой размах
напряжения часто выбирается для лабораторных испытаний са-
молетных узлов с посто-
янной амплитудой.
Следующий вопрос,
связанный с оценкой дол-
говечности,— разброс вы-
носливости номинально
одинаковых деталей.
Трудности возникают по-
тому, что необходима не
средняя долговечность, а
минимальная или безопас-
Рис. 147. Пример использования закона
линейного суммирования повреждений для
оценки долговечности лонжерона (и ско-
рость воздуха):
1 — типичный сектр нагрузки для 10 000 ч поле-
та; 2 — типичная кривая о — N для соединения
лонжерона; 3 — кривая повреждения
ная долговечность, ниже
которой не будут происхо-
дить разрушения. Очевид-
но, невозможно получить
эту долговечность с абсо-
лютной точностью, но с
помощью статистического
анализа усталостных результатов можно установить безопасную
долговечность с определенной степенью доверия.
Было установлено, что расчет самолета на сопротивление ус-
талости следует основывать на заданной вероятности разруше-
ния [584] (см. гл. II). Из опыта работы вытекает, что если боль-
шое число узлов из алюминиевого сплава испытывалось при од-
ном и том же размахе напряжения, то разброс долговечности со-
ставлял около одного порядка, при этом минимальная долговеч-
ность составляет примерно одну треть от средней. Поэтому в на-
стоящее время обычным является испытание шести идентичных
узлов при одних и тех же условиях, при этом определяют логариф-
мическую среднюю и делением на коэффициент 3 получают безо-
пасную долговечность. (При другом способе используют напря-
жение, равное 70% от напряжения, соответствующего требуемой
долговечности по средней кривой а — N.) Уверенность, с которой
можно гарантировать, что данная долговечность является безо-
пасной, возрастает с числом проведенных испытаний или, други-
ми словами, безопасная долговечность для данной степени досто-
верности возрастает с увеличением числа испытаний. Это яв-
ляется дополнительным обстоятельством, говорящем о целесооб-
разности определения долговечности путем испытания узлов, по-
294
тому что они могут быть легко повторены в нескольких экземпля-
рах, в то время как натурную конструкцию обычно можно испы-
тать только одну.
Из этого обзора очевидно, что оценка безопасной долговеч-
ности деталей машин затруднена. Учитывая это положение, са-
молет следует проектировать не только по критерию безопасной
долговечности, но и на сопротивление процессу разрушения, т. е.
его надо проектировать так, чтобы треснувшие детали могли
быть обнаружены и заменены до разрушения конструкции. При-
менение понятия «повышенного сопротивления разрушению» раз-
биралось Спаульдингом [507, 585]. Свойства, требуемые от конст-
рукции, заключаются в обеспечении малой скорости распростра-
нения усталостных трещин' и отсутствии влияния их на статиче-
скую прочность. Жизненно важные части конструкции должны
быть доступны для освидетельствования, где этого нельзя пре-
дусмотреть, они должны проектироваться с большим запасом.
Например, проект, в котором все растягивающие нагрузки выдер-
живаются одним или двумя тяжелыми лонжеронами, должен
исключаться, потому что трещины в этом случае трудно обнару-
жить и наличие их понижает статическую прочность на значи-
тельно большую величину, чем уменьшение поперечного сечения.
Вместо этого Спаульдинг рекомендует применять коробчатую
балку с небольшими лонжеронами, умеренно тяжелыми стринге-
рами и тонкую обшивку. При ’применении метода проектирования
самолета с обеспечением повышенного сопротивления в процессе
разрушения возникли определенные противоречия. С одной сто-
роны, утверждается, что проектирование на этой основе не идет
в запас прочности, с другой стороны, возражают против такого
метода, так как это требует жесткого контроля, а замена деталей
с трещинами является неэкономичной и следует установить, дей-
ствительно ли метод обеспечивает большую надежность. Этот во-
прос нельзя считать разрешенным, но представляется, что может
быть достигнут компромисс между обоими подходами.
ПРИЛОЖЕНИЕ
Данные по усталости
Следующие таблицы содержат некоторые данные по характе-
ристикам усталости и другим механическим свойствам металлов,
главным образом по английским источникам. Результаты, пред-
ставленные в табл. 78—86, были получены при нормальной тем-
пературе; результаты при низкой температуре приводятся
в табл. 87 и результаты при высокой температуре — в табл. 88.
Химический состав приводится в % веса.
Характеристики усталости, приведенные в этих таблицах, по-
лучены на гладких полированных образцах при изгибе или при
осевом нагружении. Данные, по влиянию статического растяги-
вающего напряжения на пределы усталости, приводятся в
табл. 14, 15 и 16, стр. 96, 98, 100. Сравнение пределов усталости
при изгибе и кручении сделано на рис. 58 и 59, а результаты при-
ведены в табл. 19. Влияние концентрации напряжения рассмат-
ривается в гл. V, и данные по влиянию обработки поверхности
включены в гл. VI. Некоторые данные по пределам усталости
в коррозионной среде приводятся в гл. VII, см. табл. 44—49.
Таблица 78
Сопротивление усталости углеродистой стали при нормальной температуре
Материал (состав в %) Условия обработки *’’• 1 Относительное попе- речное сужение в % НВ Ударная вязкость по Изоду в кГ-м Диаметр образца в мм Вид нагру- жения Источник
в кГ/мм* Изгиб с враще- нием Осевое
Предел усталости 1 в кГ/мм*
Армко-железо (0,012 С; 0,07 Мп) Литое железо (0,015 С; 0,03 Мп) Литое железо (0,014 С; 0,015 Мп) Кованое железо (0,017 С; 0,122 Si; 0,004 Мп; 2,24 шлак) Кованое железо (0,017 С; 0,122 Si; 0,004 Мп; 2,24 шлак) Сталь (0, 12 С; 0,61 Мп) То же (0, 13 С) » » (0, 15 С; 0,66 Мп) То же Сталь (0,25 С; 0,65 Мп) То же (0,30 С) » » (0,31 С) > » (0,33 С; 0.59 Мп) » > (0,36 С; 0,66 Мп) То же 0,39 С сталь, 0,65 Мп, 0,12 N1 0,39 С сталь, 0,65 Мп, 0.12N1 0,42 С сталь, 0,62 Мп 0,45 С сталь, 0,54 Мп 0,60 С сталь, 0,77 Мп, 0,21 S1 0,08 Ni, 0,09 Сг То же 0,65 С сталь, О.НМп, 0.14SI, 0.20S 0,82 С сталь. 0,4 1 Мп, 0,25 Si То же । 0,86 С сталь, 0,13 Мп Отжиг 1000° С Отжиг Нормализация, 940е С Продольное, в состоянии поставки Поперечное, в состоянии поставки Нормализация, 900° С Нормализация — продольное поперечное В состоянии поставки В состоянии поставки В состоянии поставки Нормализация, 850° С Нормализация, 850° € Закалка в масле 850° С, отпуск 600® С Нормализация, 850° С Нормализация, 900° С 6 дней при 650° С В состоянии поставки Нормализация Закалка в масле 950® С, отпуск 400® С Закалка в масле 950® С, отпуск 450® С Закалка в масле 950® С, отпуск 500® С Закалка в масле 950® С, отпуск 550® С Нормализация 800° С Закалка в масле 900° С, отпуск 500° С Закалка в масле 900° С, отпуск 550° С Нормализация, 820° С 10,7 16,15 16,75 21,0 20,4 26,0 31,4 33,3 24^4 34,0 48,7 35,2 39,1 49,5 36,8 29,2 39,2 36,0 130 114,7 106,5 35,8 102,0 91,0 29,4 30,8 30,8 33,0 33,0 43,7 48,0 40,0 46,8 59,0 66,5 58,6 59,5 73,5 66,0 48,5 64,2 66,0 171,0 144,5 122,5 1 16,0 78,6 129,0 121,0 86,2 80 75 47 16 16 70 72 1 58 62 58 67 46 10 17 21 27 19 26 18 83 127 126 128 U9 195 144 182 455 422 370 353 222 377 344 248 1,23 0,40 0,442 0,55 1,66 2,48 2,48 1,66 1,66 0,48 8,35 8,35 7,62 7,62 5,*08 5,08 7,62 19,8 18,8 20,4 21,0 19,6 26,7 25,6 22,9 19,3 19,5 26,2 33,8 27,5 26,7 29,8 32,6 15,9— 27,3 27,2 28,7 73,7 64 ,4 59.6 58,9 32,2 62,8 60,5 34,9 15,5 21,6 19,3 22,0 24,6 28,3 30,2 [24] [231] [291] [56] [24] [118] [24] [56] [24] [647] [24] [6[$
Сопротивление усталости легированных сталей
298
Материал (состав и %) Термообработка
Кремниево-марганцевая сталь (0.54 С. 1,95 Si, 0,94 Мп) То же > » » > Хромооанадиевая сталь (0,55 С, 0,29 Si, 0.68 Мп, 0, 10 Ni, 1 . 16 Сг. 0,27 V) То же » » BS970 Ел 100: слиток 1, »ерх; 0.37 С; 1,48 Мп; 0,58 Ni; 0,4 2 Сг; 0.17 Мо Слиток 1, середина. 0,35 С; 1.48 Мп; 0.58 Ni; 0.4 2 Сг; 0 , 1 8 Мо Слиток 1, дно; 0,36 С; 1.47 Мп; 0.58 Ni; 0.43 Сг; 0, 17 Мо Слиток 15, середина (0.37 С; 1 .50 Мп; 0,58 Ni. 0,42 Сг; 0,18 Мо) Слиток 31, середина (0,38 С; 1,4 8 Мп; 0.57 Ni; 0,4 1 Сг; 0,18 Мо) Закалка в масле 950е С, от- пуск 4 50е С То же. отпуск 500е С То же, отпуск 550° С То же. отпуск 600° С Закалка п поде 87 0е С. от- пуск 4 5 0° С То же. отпуск 500° С То же, отпуск 550° С То же. отпуск 6 00° С Закалка □ масле 850° С. от- пуск 4 00° С То же. отпуск 4 75° С То же. отпуск 550° С То же. отпуск 6 00° С То же, отпуск 6 25° С
BS970 Еп24 (0.37 С; 0,64 Мп; 1,53 Ni; 1.06 Сг; 0,21 Мо) Закалка в масле, 840° С: от- пуск 700е С
Таблица 79
zwwljn е а о. а Удлинение в % Относитель- ное попереч- ное сужение в % НВ к Л g U 1 5* SigS Диаметр об- разца В ММ X я- 3 <U д So то Чх ч Педел уста- лости при изгибе с вра- щением х S X о • S
162,0 170,0 4 20 470 1.24 5,08 10» 75,0 [647]
130,0 143,0 8 21 4 15 1.66 72,2
113,0 125,5 10 25 390 1,93 69. 1
99,0 113,0 13 30 337 2,35 55,6
171,5 176,0 4 28 470 1.52 78,5
133,5 143,0 8 22 420 1.79 73,7
121.0 133,2 9 25 370 2,07 65,0
108,0 122,3 10 26 342 2,62 61,3
166,0 176,0 6 12 516 1.24 73,6
162,0 165,0 5 19 460 1.79 68,3
128,5 132,0 7 32 4 15 2,76 68,3
119,0 124.0 7 31 390 4,15 66,7
90,0 100,0 22 54 — - 7,62 3-10» 55,7 53,8 [86]
88.6 97,8 22 54 53,5
51,7
87,5 97.5 22 55 53,2
51,0
89,0 98,5 22 57 53,2
51,0
88,4 98,5 22 56 53,5
51,8
78,5 88,0 1" “ 1 8, 15 7,62 10» 49,8 [ЮЗ]
Материал (состав в %) Термообработка
BS 970 En 24 (0.37 С; 0,64 Мп; 1,53 Ni; 1,06 Сг; 0,2] Мо; 0,19 РЬ) То же. без РЬ Закалка в масле, 840е С;
То же, 0,19 РЬ То же, без РЬ То же, 0, 19 РЬ BS970En36 (0,11 С; 0,45 Мп; 3,08 Ni; 0.76СГ) То же, 0,18 РЬ BS970 ЕпЗб (0,14 С; 0,4 8 Мп; 3,16 Ni; 0.88СГ) То же, 0,19 РЬ отпуск 600”С То же То же, отпуск 300® С То же Закалка в масле, 780° С; пуск 4 00е С То же То же
Никелевая сталь (0,11 С; 0,42 Мп; 3,18 Ni) То же (0,34 С; 0,57 Мп; 3,25 Ni) Хромованадиевая сталь (0,4 1 С; Закалка в масле 850е С; от- пуск 700е С То же, отпуск 610е С Закалка в масле, 850° С;
0,71 Мп; 1,27 Сг; 0,28 V) Никелехромистая сталь (0,3 С: 0.58 Мп; 3.62 Ni; 0,85Сг; нормальная ударная вязкость) Никелехромистая сталь (0,3 С; 0,58 Мп; 3.62 Ni; 0,85 Сг. низкая ударная вязкость) пуск 700е С Закалка в масле, 830е С; пуск 620® С Закалка в масле, 830° С; от- пуск 1 ч 45 мин при 620е С и охлаждение до 100° С за 42 ч
Никелехромистая сталь (0,24 С; Закалка в масле, 850® С;
0,57 Мл; 3,06 Ni; 1,29 Сг; 0.54 Мо; 0,25 V) Никелехромомолибденовая сталь (0,24 С; 0.57 Мп; 3,10Ni; 1,33 Сг; 0,41 Мо; 0,25 V) Хромоникелевая сталь (0,28 С; 0,48 Мп; 4,42 Ni; 1,36 Сг) кэ пуск 64 0® С Закалка в масле, 850® С; пуск 600е С Закалка в воздухе, 820е С; отпуск 200е С
s
Продолжение табл. 79
ат в к. Г’мм1 в кГ/мм1 Удлинение в % Относитель- ное попереч- ное сужение в % НВ Ударная вязкость по Изоду в кГ’М Диаметр образца в лм» Долговеч- ность в цик- лах Hi? Источник
78,2 87,2 24 62 - 8.7 48,7
66,0 107,0 21 58 — 7, 18 62,0
59,7 106,0 19 56 5,8 58,2
162,0 165,0 172,0 170,5 15 13 49 42 0,415 0,968 80,5 65,3 [ЮЗ]
78,2 86,3 24 64 — 7,74 44,0
78,2 84,6 22 60 7,05 40,8
111,5 117,0 16 60 — 55,5
106,0 112,5 19 56 — 47,1
— 53,5 40 72 163 13,8 7,62 10’ 31,9
59,7 73,6 26 67 237 11,85 4 1,7
69,2 76,5 26 66 229 15, 1 41,7
77,3 91,0 25 65 282 11.9 53,0
76,8 91,3 24 60 278 0,76 50,2 [56]
96,5 102,0 23 67 325 12.4 59,0
— 126,5 20 60 394 7,6 3-10» 61,2
- 170 16 52 479 3,31 2-10» 70,6
J Материал (состав в %) Термообработка

Основная дуговая печь (0,31 С; 0,62 Мп; 3,76 Ni; 0,91 Сг; 0,24 Мо) Основная дуговая печь (1,00 С; 0,40 Мп; 1,50 Сг; 0,09 Мо) Кислая высокочастотная печь (0,94 С; 0,46 Мп; 1,40 Сг) Кислая высокочастотная печь (0,87 С; 0,44 Мп; 1,39 Сг; 2 , 11 Со) Кислая открытая печь (0,32 С; 0,65Mn; 3,06Ni; 0,84Сг; 0,94Мо) То же Кислая открытая печь (0,32 С; 0,54 Мо); 3.56N1; 0,94 Сг; 0,25Мо То же Кислая открытая печь (0,32 С; 0,56Мп; 3,82 Ni; 1,31 Сг;0,32Мо) То же Кислая открытая печь (0,90 С; 1,02 Мп; 0.91 Сг) Кислая открытая печь (0,95 С; 0,36 Мп; 1,55 Сг) Нейтральная открытая печь (0,3 С; 0,63 Мп; 2,37 Ni; 0,84 Сг; 0,45 Мо) То же Закалка в масле, 830° С; от- пуск 650° С (продольное) То же (поперечное) Закалка в воздухе, 830° С, отпуск 200° С (продольное) То же (поперечное) То же, отпуск 200° С и 250° С(продольное) Закалка в масле 850° С; пуск 185° С То же Закалка в масле, 850° С; пуск 250° С То же Закалка в масле, 830° С; от- пуск 620° С (продольное) То же (поперечное) Закалка в масле, 830° С; от- пуск 655° С (продольное) То же (поперечное) Закалка в масле, 820° С; от- пуск 200° С (продольное) То же (поперечное) Закалка в масле, 850° С; от- пуск 185° С (продольное) То же (поперечное) Закалка в масле, 830° С; от- пуск 575° С (продольное) То же (поперечное)
Продолжение табл. 79
Qr в кГ/мм* И j к а о. со & Удлинение в % Относитель- ное попереч- ное сужение в % НВ Ударная вяз- кость по Изо- ду в кГ-м Диаметр об- разца В JKJW Долговеч- ность в цик- лах Предел уста- лости при из- гибе с вра- щением Источник
а0,1 в кГ/мм* На 25,4 мм Твердость по Брине- лю (Б) или по Виккер- су (В)
67,5 98,2 26 64 293 (Б) 7.0 3-10» 51,0
73,2 119,0 98,2 178,0 21 16 60 59 572 (В) 3-10» 10« 45,5 59,6
116,0 127,5 187,0 170,0 11 15 32 47 523 (В) 1 О' 10» 47,0 62,8
819 (В) 10* 58,8
748 (В) 760 (В) 10« 10» 59,6 70,6
751 (В) 10« 62,0
78,6 96,4 (12) 47 293 (Б) 2-10» 51,8 [92]
71,2 85,2 89,6 95,9 21 17 47 72 293 (Б) 4-10» 5-10» 38,8 52,7
81,3 114,5 96,0 178,0 13 14 42 38 560 (В) 5-10» 10» 40, 1 71,5
130,5 185,0 4 0 808 (В) 10» 10« 45,6 74,0
866 (В) 10« 68,5
114,0 124,0 15 68 375 (Б) 4-10» 64,7
117,5 129,0 11 26 4-10» 46,0
Материал (состав в %) Термообработка
Нейтральная открытая печь (1,00 С: 0,4Mn; 0.30N1; 1,29 Сг) Основная открытая печь (0,4 С; 0,65 Мп; 2,62 Ni; 0,81 Сг; 0,55 Мо) То же » » » » Закалка в масле, 850° С; от- пуск 185е С Закалка в масле, 830° С; от- пуск 590° С (продольное) То же (поперечное) Закалка на воздухе, 830° С; отпуск 200° С и 250° С (продольное) То же (поперечное)
BS970[En40 (основная, дуговая печь 0,24 С; 0,55 Мп, 3,18 Сг; 0,53 Мо) То же Cr-Mo-W (кислая, индукционная печь 0,5 С; 0,61 Мп; 8,28 Сг; 3,68 Мо; 4,04 W; 0,22 Си) Сг-Mo (кислая, индукционная печь 1,72 С; 0,21 Мп; 13,86 Сг; 0,49 Мо) Сг-Со-Мо (основная индукцион- ная печь 1,41 С; 0,39 Мп; 13,93 Сг; 0,41 Мо; 3,27 Со) W-Cr-V (кислая, индукционная печь 0,67 С; 0,26 Мп; 3,57 Сг; 0,25Мо; 13.61 W; 0,32 V) W-Cr-V (кислая индукционная печь 0,68 С; 0.19 Мп; 4,90 Сг; 0, 19 Мо; 18,46 W; 0,88 V) W-Cr-V (основная, индукционная печь 0,68 С; 0, 18 Мп; 4,77 Сг; 0, 15 Мо; 18,32 W; 0,88 V) Закалка в масле, 900° С; пуск 595° С То же, азотирование 72 ч при 485—490° С Закалка в масле, 1100° С; отпуск 550° С Закалка в масле, 1050° С; пуск 500° С То же Закалка в воздухе, 1280° С; отпуск 550° С Закалка в воздухе, 1280— 1300° С; отпуск 560°С То же
Продолжение табл. 79
н я адр в кГ/мм* Удлинение в % Относитель- ное попереч- ное сужение в % НВ Ударная вязкость по Изоду в кГ-м Диаметр об- разца в леи Долговеч- ность в цик- лах Предел уста- лости при изгибе с вра- щением Источник
831 (В) 10« 80,2
110,0 124,2 21 67 387 (Б) 4-10’ 66,0 [92]
108,0 145,5 117,0 189,0 7 9 23 45 590 (В) 4-10» 10» 45,6 74,0
138, 1 188,5 3 9 10« 43,2
78,6 96,4 — 74 7,62 2-10’ 53,0 69,2
766 (В) 10» 62,8
821 (В) 10* 62,8
841 (В) 10« 61,2 [93]
854 (В) 1 О' 64,5
760 (В) 10" 70,2
760 (В) 10« 69,2
co
о
КЗ
Материал (состав в %) Термообработка
Cr-V-W (0,75 С: 0,26 Мп; 4,34 Сг; 0,46 Мо; 18,5 W; 0,33 Со; 1,29 V) То же Закалка на воздухе, 725— 730° С То же, 650—660° С и затем 670° С То же, 6 10° С (дважды) и за- тем 630° С
Еп56А (0,10 С; 0,50 Мп; не- ржавеющая сталь типа F, J. 13,0 Сг) En56 С (0,22 С; 0,30 Мп; не- ржавеющая сталь типа F. G. 13.0 Сг) Еп56СМ (свободно режется 0,20 С; 1,3 Мп; 0.23S не- ржавеющая сталь 13,0 Сг; 0,28 Мо) Еп57, S80 (0,16 С; 0,50 Мп; Закалка в масле, 1000° С; отпуск 750° С Закалка в масле, 960° С; пуск 700° С Закалка в масле, 1000° С; отпуск 700° С Закалка в масле, 975° С;
16,5 Сг; 2,5 Ni) F. V. S20 (В) (0.06 С; 0,80 Мп; 15,0 Сг; 5,5 Ni; 1,5 Мо; 1,5 Си; 0,3 Nb) То же пуск 650° С Закалка и отпуск Упрочнение, дисперсионным
Еп58А, очищенная FST (0,08 С; 0,80 Мп; 18,0 Сг; 8,75 Ni) En58B FDP (0.08С; 0,80 Мп; 18,0 Сг; 9,0 Ni; 0,50 Ti) En58FCB (0,08С; 0,80 Мп; 18,0 Сг; 9,0 Ni; 0.85 Nb) En58J FMR (0,07 С; 1,5 Мп; 17,75 Сг; 10,0 Ni; 2,75 Мо) твердением Размягченная
Продолжение табл. 79
м я 6. о iWWld* Н UQ Удлинение в % Относитель- ное попереч- ное сужение в % НВ Ударная вяз- кость поИзо- ду в кГ-м Диаметр об- разца в мм Долговеч- ность в цик- лах Предел уста- лости при изгибе с вра- щением Источник
400— 415 (В) 7,62 2-10» 67,0
38,5 58,5 —- 75 595— 615 (В) 700— 815 (В) 172 13,55 — 10» 74,0 80,0 24,3
64,8 77,0 65 223 9,52 34,5
45,4 70,0 54 220 4,97 38,8
70,7 89,5 55 270 3,45 37,7 [99]
84,9 99,0 60 310 10,35 56,5
102,0 119,2 50 380 3,45 59,7
28,3 62,8 50 170 15,2 26,7
28,3 66,0 50 180 11,0 27,5
27,0 64,3 65 175 11,0 30,6
28,3 62,8 50 180 11,0 27,5
Сопротивление усталости чугуна (диаметр образца 8,41 мм)
Марка и состав в %
Диаметр
отливки
в мм
М305, пластинчатый перлит (2,78 С; 1,75 Si; 0,80 Мп)
А пластинчатый перлит (3. 13 С; 2,31 Si; 0,69 Мп;
0,67 Р; 0,12, Ni; 0,1 2 Сг)
V216, пластинчатый перлит (2,99 С; 2,09 Si; 0,60 Мп)
В пластинчатый перлит (3,02 С; 1,57 Si 0,87 Мп;
0,17 Р; 0 , 16 Ni; 0 , 1 1 Си; 0 , 10 Сг; 0,57 Мо)
М309, пластинчатый перлит (2,56 С; 1,63 Si; 0,76 Мп)
М540, пластинчато-игольчатый (3,08 С; 2,00 Si; 0,68 Мп;
2,2 1 Ni; 0,7 1 Мо)
М528, пластинчато-игольчатый (3,09 С; 2,19 Si; 0,64 Мп;
1 .58 Ni; 0,59 Мо)
V531, пластинчато-игольчатый (2,93 С; 2,11 Si; 0,60 Мп;
1 , 25Ni; 0,65 Мо)
V636, пластинчато-игольчатый (2,91 С; 2,16 Si; 0,64 Мп;
1 . 92 Ni; 1 , 18 Мо)
N0D67, глобулярный, обработанный церием (3,85 С;
2,69 Si; 0,49 Мп; 0.029 С1)
V980, глобулярный, обработанный церием (3,86 С;2,49Si;
0,85 Мп)
W16, глобулярный, обработанный церием (3,59 С; 2,79 Si;
0,85 Мп; 0,038 С1)
V895, глобулярный обработанный церием (3,67 С; 3,01 Si;
0,88 Мп; 0,050 С1)
W3, глобулярный обработанный церием (3,60 С; 2,33 Si;
0,84 Мп; 2,20Cu; 0.047 С1)
W105, глобулярный, обработанный церием (3,68 С; 2,13 Si;
0,74 Мп; 2,38Cu; 0.052 С1)
N0D517, после литья, зернистый, обработанный магнием
(3.01С; 1,98 Si; 0,47 Мп; 1.93 Ni; 0,089 Mg)
То же, отожженный
N0D518 после литья, зернистый, обработанный магнием
(3,00 С; 2,01 Si; 0,4 2 Мп; 1 ,83 Ni; 0,09 Mg)
То же, отожженный
303
22,2
30,5
22,2
3,05
22,2
22,2
22,2
22,2
22,2
22,2
22,2
22,2
22,2
22,2
22,2
76,2
76,2
76,2
76,2
Таблица 80
авр в кГ)ммг Удлине- ние на 50,8 мм в % 8 НВ Ударная вязкость по Изоду (BS1349, гладкий образец 0 20, 15 мм) в кГ • м Предел усталости при изгибе с вращением в кГ/мм* Источник
28,8 28,8 244 244 1,38 18,05 13,4
29,5 34, 1 211 259 2,35-3,32 13,4 14,9
37,2 45,0 245 343 2,49-3,88 16,5 17,3
45,7 312 3,88-5,25 17,3
46,2 283 — 18,05
53,2 331 3,04-3,18 18,05 [648]
38,0 198 3,04—3, 18 18,85
40,0 204 10,3—15,2 23,6
48,7 224 — 27,5
55,3 249 15,0-16,6 25,2
60,0 290 14,7-16,6 29,0
64,3 305 — 31,4
67,0 3 260 1* 25. 1
44,0 72,2 10 3 155 269 9* !• 20,4 28,2
47,4 18 158 1 1* 20,4
Сопротивление усталости деформируемых алюминиевых сплавов
(см. табл. 7 для данных по алюминиевому листовому металлу) [136]
Материал (состав в %) Обозначение по В 1470—1477 Заготовка Обработка*
2S (99‘/«Al) 1с 25,4 лом, штамповка МИ
26S(4»/±Cu; »/4Si; «/«Мп; »/,Mg) Н15 25.4 мм, штамповка Р
То же рд
» » Прокатанный пруток.
квадрат. 28,6 мм р
Поковка лопасти РД
> * гребного винта р
» » рд
50S(»/,Mg; ’/iSi) Н9 25,4 мм.штамповка р
То же рд
51S(1 Si; «/«Mg) НЮ То же р
То же рд
54S(3‘/,Mg; V.Mn) N 5 > > и
B54S(4‘/4Mg; ’/«Мп) NP 5/6 Плита 15,9 мм и
A 56S (5Mg; V,Mn) N6 25,4 мм, штамповка и
M57S(2Mg; l/4Mn) N4 То же и
58S (7Mg; ‘/.Mn) N 7 > » и
62S(l»/»Cu; «/4Mn; ISi; IMg) Н И » » р
To же — » » рд
» > — 50,8 мм, поковка. р
лист
> » — То же рд
65S(lMg; »/«Si; ‘/4Cu; »/4Cr) — 25,4 мм, штамповка р
To же — рд
M75S(6Zn; 2‘/,Mg; l‘/,Cu; ‘/4Mn; (DTD 683) 127 мм. штамповка
V«Cr) (DTD 687) РД
Хидумнн 55(2,4Cu; l.OMg; l,0Si; Штамповка р
l.OFe; 0,7Ni; О.ЗМп) —
To же — То же РД
RR56(2.1Cu; 0,9Mg; 0,9Si; 0,9Fe; HF 12 Поковка. пруток
1. INI; 0. IT!) рд
RR 57 (6,0Cu; 0,25Mn; 0, IT!) То же рд
RR58(2,5Cu; l,5Mg; l.OFe; ],2Ni РД
0,1TI)
RR 59 (2t2Cu; l,5Mg; 0.85Si; l.OFe; HF 18 РД
I.2NI; 0.1 Ti)
To же » » о
RR 77 (0.4Cu; 2,8Mg; 0.5Mn; 5.5Zn) » » рд
To же Штамповка РД
* О отжиг; И после изготовления; Р — обработка в растворе; РД — обработка в рас-
304
Таблица 81
Типичные свойства при растяжении Предел усталости при изгибе с вращением в кГ/мм*
Условный предел текучести °0.1 в кГ/мм* в К.Г/ММ1 Удли- нение в % 10е 10» 10’ 10»
31,4 8,65 38 6,28 5,03 4,73
31,4 47,3 18 27,8 22.5 19, 15 16,5
47,3 51,8 10 28,0 23,6 20,4 17,3
— — — 28,3 24,0 20, 1 16,8
— — — 29,1 23,9 20, 1 17,3
22,8 40,2 23 25,5 20,4 17,3 14,6
44,0 48,7 UV. 29,8 23,6 18,4 14,6
11,0 17,3 20 14,15 11,45 9,75 8 5
18,85 25,2 18 15,8 12,5 10,2 8,95
14,12 23,6 20 16,8 13,65 11 9,1 9,75
28,24 31,4 13 19,2 14,9 12,1
10,2 22,8 25 18,4 15,2 14,3 14,0
20.4 30,6 20 18,85 15,2 14,15 13,35
14, 15 29, 1 27 19,65 14,9 14,9
9,43 20,4 20 — 14,15 12,25 11,9
19,65 34,7 35 22,8 18, 1 17,0 16,85
23,6 37,8 17 21,8 17,6 14,9 13,3
40,8 44 12 25,2 18,85 15,7 13,3
18, 05 33,0 24 20,4 15,7 13,3 10.65
33,8 42,3 II1/. 23,7 17,6 13,7
14,15 23,4 20 18,85 16,0 14,0 12,6
26,7 31.4 13 20,8 17,6 14,9 13,05
56,6 61,25 11 25,9 20,42 16,8 14,73
15.7 31", 4 15 18,0 14,1 12,55
31,4 40,8 8 16,95 13,2 12, 1
34,6 44,0 12 21,6 16,5 13,8
23.6 39,3 8 15,05 12,25 11,0
26,7 42,4 12 19,65 15,7 14,6
33,0 44,0 13 21,5 17,0 14,4
6,28 17,3 20 10,0 8, 8 8,32
44,0 51,8 12 19,65 17,15 15,7
53,5 59,75 8 21,2 18,0 17, 3
творе и дисперсионное твердение, Д — диффузионное твердение.
20 Заказ 893
305
• ’Сопротивление усталости литых алюминиевых сплавов* Таблица 82
Типичные свойства при растяжении Предел усталости в кГ/мм*
Материал (состав в %) Обозначение по В 1490 Заготовка Обработка* Условный предел текучести V 1 в кГ/мм' в кГ/мм* Удлинение в % на 4 У~А~ 10' 10’ 10«
Хид у мин 40(0,5Мр; 5.5Si) LM8 Отливка в песок И Р рд 12,55 16,5 23,6 2* ** 2,5** 7,85 8,62 8,64 6,11 6,1 1 6,43 5,7 5,5 5,65
Отливка в кокиль и р рд 16,5 23,6 28,2 3** 5** 2** 9,41 10,4 10,5 8,62 8,95 8,95 8,32 8,47 8,47
RR 50(1, OCu; O.lMg; 2.5SI; 1. OFe; 0.9NI; 0.2Ti> LM23 Отливка в песок Отливка в кокиль Д Д 11.0 12,55 17,3 20,4 2 3 8.8 10,65 7,38 8,8 7,23 8,62
RR53B(1.5Cu; 0,8Mg; 0.75SI; l.OFe; l.ONi; 0,2Ti) LM15 Отливка в песок РД 26,7 29,0 1 9, 1 7,85 7,7
Хидумин 90(10,5Mg) LM10 То же Р 15,7 31,4 15 7,22 6,44 6,28
RR 250 (5.OCu; 0.25Mn; I.ONI; 0.2Ti; 0,25Sb; 0,25Co) » РД 15,7 25, 1 2 8,0 6,44 6,28
Y сплав (4,2Cu; 1.5Mg; 2, ONI) LM14 » рд 22.0 23.5 1 8,62 6,28
Отливка в кокиль рд 23.5 29,8 ’ 1 11,0 9,42
'Сокращения см. в табл. 85.
•• Специальные значения.
g Таблица 83
« Сопротивление усталости медных сплавов
(см. табл. 9 и 10 для данных по листовым медным сплавам и проволоке)
Материал (состав в %) Состояние* Размер зерна в мм Условный предел текучести °0,1 в кГ/ммг •4 а о. О Удлинение 6 в % на 50,8 мм Предел усталости при изгибе с вращением в кГ/мм* Источ ник
10» 10' 10’ 10' 10»
Электролитическая медь (99,93% Си) Тянутая, 30% 0,040 28, 1 30,8 19 17,6 13,65 11,45
Патронная латунь (69,37Си; 30,61 Zn) Тянутая, 21% 0, 120 31,9 40,0 42 22,0 14,8 10,5
Латунь (61,78Си; 34,8 IZn; 3,31РЬ) Тянутая, 20% 0,040 29,8 38,5 28 21,4 16,5 14,0 23,2
Судовая латунь (59,88Си; 39,31 Zn; Тянутая, 24% Мягкое 50,75 61,0 14 33,6 25,5
0,68Sn) Судовая латунь (59,74Си; 39,39Zn; Грубое 48,2 61,2 9 20,4 15, 1 14,75
Тянутая, 24%
0,71Sn) 14,3 10,55 [ISO]
lV«%-HaH кремнистая бронза (97,18Cu; Отожженная 0,025 7,55 28,4 57 11,9
1.35Zn; l,43Si) 23,1 19,65 19,7
11/г%*ная кремнистая бронза (97,12Cu; Тянутая, 21% 0,020 33,6 37,9 29
l,39Zn; l,46Si) 3%-ная кремнистая бронза (95,87Cu; 0,020 29,7 44,0 49 20,7 17,45 16,8
Тянутая, 10%
l,05Zn; 3,01Si) 31,7 25,3 24,2
3%-ная кремнистая бронза (98,84Cu; Тянутая, 44% 0,040 56,1 71,7 14
l,05Zn; 3,01 Si) Алюминиевая бронза (87,84Cu; 9.65А1; 37,0 65,0 19 32,3 23, 1 19,9
Тянутая, 10%
l,95Fe; 0.52Te) Медно-ннкелевый сплав (68,04Cu; 0,025 53,8 57,2 12 30,0 25,6 24,2
Тянутая. 33%
30.67N1-, 0,49Fe; 0.53Mn)
Фосфористая бронза 316 (88.35Cu; Тянутая, 36% 0,020 78,0 80,8 7 49,5 40,0 31 ,60 23,2 ——
9,31Sn; l,36Fe; 0,78Mn; 0.20P) 27,3 22,8 21,0 20,4 20,4
Фосфористая бронза сорт A (95,27Cu; Отожженная, 0,025 14,1 35,5
4,32Sn; 0.38P) Фосфористая бронза сорт A (95,27Cu; 550е С Тянутая, 15% 0,070 34,9 39,8 30.3 23,8 20,7 19,65 19,3 [149]
4,32Sn; 0.38P) 35,8 25,6 21,7 21,0 19,9
Фосфористая бронза сорт A (95,27Cu; Тянутая, 30% 0,090 42,75 49,0
4,32Sn; 0.38P)
Фосфористая бронза сорт A (95,2 7Cu; Тянутая, 50% 0.0651 59,0 67, 7 1 39,3 30, 1 24,5 23, 1 22,4
4,32Sn; 0.38P)
* В процентах указано обжатие.
I
Сопротивление усталости никелевых сплавов (см. табл. 11 и 12)
Материал (состав в %) Состояние
Моиель (63NI; 28—34Cu; 2,5Мах Fe; Горячекатаный, А
2,0Мп)
То же Горячекатаный, после прокатки
» » Холоднокатаный
Инконель (72Ni; 14-17Сг; 6,1 OFe; 1,0Мп) Отожженный
То же Горячекатаный
» » Холоднотянутый
» » То же, отожженный 275° С
Сопротивление усталости оловянных сплавов
Материал Состояние Размер зерна в мм
Адастрел «А» (4,85—5,33Sb; 2,88— 3, 12Cu) Отлнвка в форму 3,77
Адастрел «А» (6,89Sb; 3,86Cu) То же 4,55
Таблица 84
Овр в кПмм* Предел усталости при изгибе с вращением (база 10* циклов) в кГ/мм*
53,5 20,4
61,2—70,5 28,3-36,2
69,0-81,5 28,3—33,0
61,2-67,5 20,4-25,1
64,3-69,0 26,7-33,0
88,0—106,5 28,3-39,4
91,0-114,5 31,4—42,5
Таблица 85
Условный предел текучести °0.1 в «Г/лсм* °вр в кГ/мм* Удлинение 8 в % на 50,8 мм Предел усталости при изгибе с вращением (база 10* цик- лов) в кГ/мм2
3,77 5,97—7, 85 13,5—14 2,51
4,55 9,1 10 3,41
Сопротивление усталости магниевых сплавов
Материал (состав в %) Спецификация
ZW3 (3,0 Zn; 0,6 Zr)
То же
ZW1 (1,3 Zn; 0,6 Zr)
ZW6 (5,5 Zn; 0,6 Zr)
ZTY (0,5 Zn; 0,6 Zr; 0,75 Th)
AM503 (1.5 Mn)
AZM(6,0 A!; 1,0 Zn; 0,3 Mn)
To же
AZ855 (8,OA1; 0,4 Zn;
0,3Mn)
ZRE1 (2.2 Zn; 0,6 Zr; 2,7
редкоземельные металлы)
MTZ (0,7 Zr; 3,0 Th)
A8 (8.0 Al; 0,5 Zn; 0,3 Mn)
AZ91(9,5A1; 0,5Zn;
0,3 Mn)
To же
C(7,5—9,5 Al; 0,3-1,5 Zn;
0, 15 Mn)
To же
MCZ (0,71 Zr; 2,84 редко-
земельные металлы
RZ5 (4,64 Zn; 0,7 Zr; 1,30
редкоземельные металлы)
MSR-A(0,6Zr; 2,50Ag;
1,6 9 редкоземельные ме-
таллы)
MSR-B(0,6Zr; 2.55—
2,61 Ag; 2,63—2,68 ред-
коземельные металлы)
DTD622A
DTD5011
DTD5031
DTD142A, BS1355
DTD259A, BS1354
DTD88C, BS1351
DTD88C, BS1351
DTD708MA66 — МогР
MAG1-M. BS2970
MAG3-M, BS2970
MAG3-WP, BS2970
MAG3-P, BS2970
MAG-7M, BS2970
MAG-7W. BS2970
MAG-7WP. BS2970
DTD728
BS2970 MAG 5-Р
DTD5025
DTD5035
о * База 10е циклов.
со ... ...—............
Таблица 86
Форма и обработка Типичные свойства при растяжении Предел усталости иа базе 5-10’ циклов в кГ/мм*
Условный пре- дел текучести Vl в кГ!мм* в кГ1мм* Удлине- ние 8 в % на 50,8 мм*
Кованые сплавы
Лист, 6,25—25,4 мм 14,15 25, 1 8 8,24 — 10,2
Штамповка, 9,5—101,6 мм 22—26,7 31,4-36,1 26,7—31 ,4 10—25 12,2-13,72
Штамповка, 9,5—50,8 мм • 17,2—22,0 10-20 11,4-12,55
Штамповка 20,4 29,8 10 9,42
Штамповка, 25,4 мм 14,15 22,0 30 7,85
Штамповка 12,55-20,4 23,5—31,4 4-10 7,06-8,25
Штамповка, 75,2 мм 17,25—22 26,7-34,5 10—18 12,05-13,75
Поковка 15,7—20,4 28,2—31 ,4 8-14 11,75—12,95
Прессованная поковка 15,7-22 28,2—34 ,5 8-14 12,05—13,75
Литые сплавы
После литья и отжига 7,85-9,44 14,15-17,2 3—6 6,67—7,46
Полностью термообработан 7,85 20,4 5 6,28—7,06
После литья 7,07-8,65 14,15-17,2 2-5 7,85—8,65
То же 7,07—9,44 12,55-16,5 1-3 7,85—8,65
Обработан в растворе 7,07-9,44 20,4—25,1 4—8 7,85-9,44
Полностью термообработаи 10,2—13,35 20,4-25.9 1-4 7,06—7,85
После литья 6,28—8,63 12,55—17,2 2-5 7,46—8,25
Обработан в растворе Полностью термообработан 6,28—8,63 18,85—25, 1 4-10 7,85—8,65
7,85-1 1,75 18,85—25,1 1-3 6,28—7,46
После литья 9,42 16,65 8,5 6,6*
2 ч при 330\С 14,25 23,8 6 11,93*
4 ч при 535° С; закалка, 18,85 29,2 9 10,05*
16 ч при 200е С
4 ч при 535° С; закалка, 19,15—19,95 25,8—27,6 2,5-4 11,0*
8 ч при 200°С
Сопротивление усталости металлов при низких температурах
Материал (состав в %) Состояние или обработка в кГ[мм*
Легко обрабатываемая мягкая сталь Еп1В(0,13С; 1,2 Мп; 0,18 РЬ) Холоднотянутая, норма- лизованная 950° С
Легированная сталь Еп25 (0,29 С; 2,44 N1; 0,74 Сг, 0,52 Мо) Закалка в масле, 950° С; отпуск 670°С
20° С —78° С — 188° С
Мягкая сталь (0,08С; 0,59 Мп) Нормализация 25,6 38,7 —
Сталь (0,4 С; 0,78 Мп; 0,42 S) Отожженная 35,2 50,0 —
С0.2
Сталь (0,64 С; 0,75 Мп) Нормализация 40,8 46,3 99.5
Сталь (0,22 С; 0,60 Мп; 0,83Сг; 0.22 Мо) Закалка в воде и отпуск 65,0 75,6 115.0
:Сталь (0, 22 С; 0,60 Мп; 0,83 Сг; 0,22 Мо) То же 84,7 93,5 129,5
Сталь (0,34 С; 0,45 Мп; 2,27 NI; 1.88 Сг; 0,40 Мо) » > 89,1 100,0 129.0
20° С —78° С — 196° С
Сталь (0,10 С; 0,77 Мп; 8,5 N1) 1 ч 899° С воздух, 1 ч 788° С воздух, 2 ч 566° С воздух — 61,2 —
SAE2330 (0,28—0,33 С; 0,6— 0,8 Мп; 3,25—3,75 N1) Нормализация 62,8 70,75 —
SAE2330 (0,28—0.33 С; 0.6— 0,8 Мп; 3,25—3,75 N1) Закалка в масле, 815° С; отпуск, 496° С 97,55 103,5 —
Сталь NE8630 (0,27—0,33 С; 0, 7— 0,9 Мп; 0,48—0.67 Ni; 0,49— 0.56 Сг; 0.18Мо) Нормализация Закалка в масле, 815° С; отпуск 454° С 55,0 83,2 62.8 94,2
Нержавеющая сталь 304 (18,50 Сг; 8,82 N1) Холоднокатаная 103,6 138,0 —
Нержавеющая сталь 322 (17,0Сг; 6,5 Nt; 0.37Т1; 0,12 Al) Охлаждение воздухом, 1038° С; старение 40 мин, 538° С 122,5 138,0 —
Ну—Tuf (0,26 С; 1,26 Мп; 1,37 Si; 1 ,91 Ni; 0,43 Мо) Нормализация 137,5 — 163,5
SAE4340 (0,46 С; 0,70 Мп; 1.78 N1; 0,95 Сг; 0,23 Мо) Закалка в масле; отпуск 649° С 95,5 — 140,0
SAE4340 (0,46 С; 0,70 Мп; 1,78 N1; 0,95 Сг; 0.23 Мо) Закалка в масле; отпуск 427° С 150,0 — 187,0
310

161.5 102,1 161.5 81 ,6 77,0 100,5 62.8 99,0 147,5 127,0 to о О 42,5 60,6 79,6 80,0 95,2 100,0 20° С 45,5 92,6 э оог iWWlj* Я daD
1 1 1 92,6 86,4 110,0 74,0 102.0 170,0 140,0 —78° С 51 ,5 74,0 90,0 90,5 108,0 120,5 оо О 50,3 100,6 —60° с
198,0 145,5 202,0 118,0 114 ,0 138,0 105,0 135,0 211,0 170,0 со о О W Ю О СО 00 ы сл о — ел о ел сл ел ел о о х 00 оо О 80,0 131,5 — 186° с
Плоский изгиб Плоский изгиб О п о п О о о о л Вид нагру- жения
7,62 7,62 6,7— 7,9 5,1— 6,1 оо со Диаметр усталостного образца в мм
О а о о о W База долго- вечности
72,3 53,5 75.5 53.5 41 ,0 51 ,9 33,0 47, 1 78,5 66,0 20е С 20,4 23,6 28,3 41,0 48.8 56,5 Э о 03 19,7 44,0 э оог Предел усталости в кГ[мм*
1 1 1 61,4 47,2 66,0 47,1 62,8 88,0 86,5 —78° С 28,2 33,0 37,7 47,2 56,5 62,8 —78° С 0* frfr —60° с
91,0 91 ,0 95,6 69,3 78,5 85,0 62,8 89,5 107,0 113,0 —196° С 00 О» О> О» Сл О СЛ СО СО О» 00 О СЛ о о о •— —188° С 45,5 67,5 | —186е С
[650] [649] [426] [427] Источник
Таблица 87
Материал (состав в %) Состояние или обработка 0^ в кГ/мм*

Алюминиевый сплав DTD363A. 127 jwjw, экструзия (Al. Zn. Mg) Продольная 54.7
То же Поперечная 44,5
°0,2
20° С —78° С — 196° С
2 S, алюминий (99 А1) Твердый 12,5 12,5 -
24S-T. алюминиевый сплав (3,8— 4 .4 Си) - 34,0 34,5 44,1
61 S-Т. алюминиевый сплав (0.5— 0.7SI; 0,8—1.0 Mg) — 26.7 28,3 —
75S-T. алюминиевый сплав (5.7 Zn; 2.8 Mg; 1,5 Си) — — — —
S 1. магниевый (3 .1 AI; 1.05 Zn) Алюминиевая бронза (9,0 А1) - 22,0 34,6 26,7 37,8 34,0
Титан Горячая штамповка 50,7 - 124.0
Титановый сплав 150 A (l,3Fe; 2,7 Сг) 100,1 119,0 173,0
Титановый сплав RC-130 (3,8 А1; 3.8 Мп) 99,0 117,3 177.5
Медь (0.03 кислорода) Отжиг 600е С
Серебро (99,995) Отжиг 620° С — — —
Золото (99.997) Отжиг 660° С — — —
Кадмий (> 99,95) Отжиг 60° С — — —
Магний (99.98) Отжиг 380° С — — —
Алюминий (> 99,99) Отжиг 400° С — — —
312
Продолжение табл. 87
«,р»«г<' Вид нагру- жения Диаметр усталостного образца в мм База долго- вечности Предел усталости в кГ!мма Источник 1
20е С —40е С - Изгиб с вращением 10,16 10» 20° С —40° С - [651]
60,4 50,7 63,3 50,9 18,15 12,25 20,2 11,6
20° С —78° С — 196* С Плоский изгиб 12,7 10» 20° С —78° С — 196еС [649]
14,1 49.3 31,4 58,7 28,2 55,0 15,7 53,4 34,5 61,3 33,0 58,2 22,0 61,2 42,4 69,8 44,0 67,6 9.4 23.5 17,25 23,5 15,7 28,3 1 I .0 26.7 20,4 26,7 18,05 34.6 37,7 40,8 42,5
62,8 - 130,5 Плоский изгиб 6,35 10е 51.8 - 72,2 [650]
107,0 103.5 122,0 119,0 173,0 179,0 Плоский изгиб 6,35 10* 77,0 59,7 85,0 67,5 99,0 91 ,0 [652]
Э oOZ и о СО 7 и 3 сч 1 —269е С Осевое 0,5 10» 20° С 2 7 -253е С О о <о <м 1 [127]
28,3 18,8 18,8 7.85 19,6 12,5 42,4 29,0 30,6 23,6 26.7 22,0 48,7 34,6 37,0 30,6 31,4 46,3 51,0 36,1 38,5 32,2 35,3 51,8 14,9 8,63 12,55 33,0 50,3 55,0 20.4 12.55 18,8 8.0 8,95 15,5 27,5 16,5 22,8 10,62 14,0 25,1 29,8 18,8 24,4 13,3 14,72 27,4
313
Сопротивление усталости материалов при повышенной температуре
а. Оловянный н магниевые сплавы
Материал и состояние (состав в %) aep в кГ/ммг при 20°С Вид нагружения
Оловянный сплав (литой) Dsyl (8.48 Sb; 6.5 Си) Деформируемые магниевые спл авы AZM (6 Al; 1 Zn; 0.3 Мп) прессованный ZT1 (2,2 Zn; 0.7 Zr; 3.0 Th) прессованный ZTX (1 Zn; 0,6 Zr; 2.5 Th) прессованный AZ855 (8,0 Al; 0,4 Zn; 0.3 Мп) прессованный Литые магниевые сплавы А8 (8 Al; 0.5 Zn; 0.3 Мп) обработанный в растворе ZRE1 (2,2 Zn; 0.6 Zr 2.7 лантаноиды) ZT1 (2,2 Zn; 0,7 Zr 3,0 Th) термообработанный RZ5 (4,0 Zn; 0,7 Zr; 1 ,2 лантаноиды) термообработанный Z57 (4,5 Zn; 0,7 Zr) термообработанный MSR-B (0.7 Zr; 2,5 Ag; 2,5 лантаноиды) 8,64—9,1 39,3—47,2 20,4—26.7 18.85—22,0 20,2—22,8 23,6—28,3 24,4 Изгиб с вращением То же » »
б. Алюминиевые сплавы
Материал и состояние (состав в %) свр в кПмм* при температуре в °C
20 100 150 200 | 250 300 | 350 | 450
Деформируемые RR56 (2.11 Си; 1.06N1; 0.78 Fe; 44,0 38,8 36,6 29,7 21,2
0.91 Mg; 0.75S1). 6 ч, 525° С. за- калка в воде до 100° С; 15 ч, 170° С охлаждение в воздухе’) RR59 (2,21 Си; 1.16N1; 1,62 Mg; 42,7 39,1 36,4 32, 1 21,4
1,2 Fe; 0,86 SI 2 ч. 520° С, закалка в воде до 100° С; 17 ч, 165° С охлаждение в воздухе* Y сплав (3,76 Си. 1,85 Ni 1.33 Mg; 40,0 11,0 1,82
0,4 Fe; 0,45 Si) 511° С; закалка в во- де, естественное старение LO-Ex (11,8 Si; 1,03 Си; 1,02 Ni; 35, 1 7,85 2,04
0,91 Mg; 0,5Fe) 12 ч. 522° С; за- калка в воде; 6 ч, 135° С и 4 ч, 200° С охлаждение в воздухе RR77 (DTD683) (5,46 Zn; 2.24 Mg; 51,5 41,0 25,9 14,0 8, 16
0,74 Си) 2 ч, 460° С, закалка в воде До 70° С; 12 ч, 135° С охлаждение в воздухе A1-S1 (11.02 S1; 2.74 Си 2.95 N1) 6 ч. 21,7 35,2 29,4 21,4 10,35 5,35
250е С, закалка в воде до 70° С; 3 ч. 190° С охлаждение в воздухе RR58 (2,37 Си; 1.6 Mg: 1,05 N1; 45,6 39,0 33,3 24,5 17.75 9,75
1.04 Fe) 24 ч, 525° С. закалка вводе до 100° С 20 ч, 200° С охлаждение в воздухе Al—Ni—Си (2,04 Ni; 2,30 Си 1, 19 Mg; 42,7 42,3 36,0 24,2 13,0 7,85
0,95 Мп; 0,91 Fe) 6 ч. 550° С. закал- ка в воде до 100° С, 20 ч. 190° С охлаждение в воздухе DTD 364 (4,36 Си; 0.84 Mg; 48,3 42,7 36,3 26,7 10,35
0,73 Мп—0,69 St; 0,41 Fe) 3 ч. 505° С. закалка в воде до 70° С; 185° С, охлаждение в воздухе
314
Таблица 88
Частота нагруже- ния в цикл/мин База Предел усталости в кГ/мм* при температуре в °C
20 100 150 200 250 300 350
3000 10« 3,45 1.88 1,57 - — — —
3000 10’ (при 20° С — 5-10’) - — — 5,8 — —
3000 3000 3000 То же > > 12,55-13,75 — 7,7 7,7 5,18 5,65 6.6 4,87 4.25 4,08
3000 3000 3000 3000 7,85—9,03 5.81 3.61
6,67—7,45 8,65—9.42 — 5,73 7,06 5, 1 5,35 6.28 4.4 4,24 5. 1 3,54 3,61 2,36
3000 7.06—8.63 6,28 5,5 4,4
3000 10.2-11,4 6,91 5,"б — —
Вид на- гружения Частота нагруже- ния в цикл/мин База Предел усталости в кГ/мм* при температуре в °C Источник
20 100 150 200 250 300 350 400 450
Осевое 2000 10’ - 11,3 - 9,57 6, 13 - - - —
2000 10’ 16,2 13,8 — 11,0 7,07 - - - - [653]
2000 10’ 14,14 - 11,3 — 7,23 — 3,45 — 2,04
2000 10’ 15,05 - 11,15 - 7,07 - 2,98 — 1,88
Плоский изгиб 2000 12-10’ (1000 ч) 17. 15 - 11,6 6, 12 - - - — - [146]
То же 2000 То же 15, 1 - 10,2 7,37 4.18 4,18 2,36 — —
2000 - 13,33 - 9,41 7,06 6,28 3,92 2,82 — -
2000 12-10’ (1000 ч) 13,33 - 8,32 5,8 5,97 3,77 3,92 — - [654]
2000 То же 13,0 — 8,0 5,8 3,92 3,92 - - -
315
Материал и состояние
(состав в %)
авр в кГ/мм‘ при температуре в °C
20 | 100 150 | 200 | 250 300 350 450
RR57 (5. 8 Си; 0,29 Мп; 0,23 Fe;
0.13TI) 24 ч, закалка в воде до
60° С; 16 ч, 215° С охлаждение в
воздухе
Хидумин 100 (спекшийся алюминиевый
порошок)
Литые
RR53C (1,33 Си; 0,87 Ni; 0.50 Mg;
1,12 Fe; 2,24 Si 2 ч. 530° С, закалка
в воде, 15 ч, 165° С охлаждение в
воздухе
RR50 (l,4Cu; 0.87NI; 0,50Mg;
1,12 Fe; 2,42, S1 2 ч. 530°С, закалка
в воде; 10 ч 165° С охлаждение в
воздухе
Al — Si BS-2L33 120 (12,0—12,6 81)
0,28—0,40 Fe
Al —Si —Си (4,52-4,65 81; 2,7-
2,94 Си)
Y сплав (4,44 Си; 2, И Ni; 1,63 Mg)
510® С обработан в растворе, 175° С
старение
Al —Si LO-Ex (10,62 Si; 2,59Ni) об-
работан в растворе, 510е С старение
RR350 (5,0 Си; 1.5 N1 5 ч, 540—
545° С, закалка в воде до 100° С; 16 ч,
212—218° С охлаждение в воздухе*
43,2 — 34,9 29.2 23,1 17.3 1 1,3
36.1 _ _ _ - _ _
28.0 — — — — 7.85 25,1
19,15 — — — — 5.82 2,36
— 14,45 ~ 9.75 — 6,6 —
16,65 15,85 — 14,9 — 9,74 —
35,8— — — — — — —
38,3
33,6— — — — — — _
36,4
25.9 — — — 19,0 15,7 12,75
♦ Предел длительной статической прочности для долговечности 1000 ч сплава RR56
и 4,86 кГ/мм* при тех же температурах и сплава RR350 10,2; 5,5 и 2,2 кПмм* при
в. Титановые и медные сплавы
Материал и состояние (состав в %) or в кПмм* при температуре вр *с
20 200 300 400
Титановые сплавы Хил нт 0 (промышленно чистый титан) 42,4 — — —
Хилит 20 (5А1; 2,5 Sn; N) 88,0 — — —
Хилит 30 (2 Мп; 2 А1) 810° С до 700° С охлажде- 69,0 — — —
ние в воздухе Хилит 40 (4 Мп; 4 А1) термообработан 100,5 80,7 74.6 49,6
Хилнт 45 (6 А1; 4 V) 950° С нормализация, 500° С 99,0 80,0 72,4 67,5
старение Хилит 50 (сплав Т1—А1) нормализация и старе- 125,5 104.0 95,0 89,0
ние* Медные сплавы Алюминиевая бронза (6,96 А1; 2,07 Ni) отожжен- —
ная То же, после холодной обработки — —
» » (6.48 А1; 0,9 Fe; 0.71 N1) отожженная — — — —
Медноникелевый сплав (30 Ni; 1 Мп; 1 Fe) 2 ч. — — — —
700° С, охлаждение в воздухе Раникель (30 N1; 0.5 Сг; 15 А1 2 ч, 925° С, ох- — —
лаждение в воде Алюминиевая бронза (10 А1, 5 NI; 5 Fe) 70,7—86,4 77.5 69,2 50,2
* Предел длительной статической прочности для долговечности 1000 ч, составлен 82,5
316
Продолжение табл. 88
Вид эта »же- 'мин Предел усталости в кГ/мм* при темпе- X
нагружения ь а «« £ с к « База ратуре в °C S о
3" £ х » 20 200 300 400 500 550 S
Изгиб с вращением - 10е (при 20°— 2-10е) 23.6 14,1
То же » » — То же > » 44.0 42,4 — 33.0 22,0 - -
— 2X10® 10® (при 20°— 47, 1 55.7 - - (40X10®) 36.2 40,8 26,7 —
20X10®) —
То же 59.7 — — 42.4 37.7 —
- 10» — — — — 11,0
То же — — — — 17,3
3000 10® — 11,0
16,5 — 15,7 [655]
3000 10® — — — 22,0 — 21,2 [430]
— 10® 32,8 — 28,2 27,5 — —
и 42,5 кГ/мм* при температуре 400 и 500е С соответственно.
317
г. Стали и жаропрочные сплавы
Материал и состояние (состав в %)
При темпе
Стали 20 300 400 500 600
F. С. В. (Т.) (17,5 Сг; 12,0 Ni; 0,8 Nb) 1050— 63.8 44,7 44,0 41,1 38,8
1100° С, закалка в воздухе 448 (10.5 Сг; 0,65 Мо; 0,15 V; 0,45 Nb) 1150— 105,0 89,5 88,0 76,0 57,0
1170°, закалка в масле или воздухе, отпуск 650—700°

467 (14,0 Сг; 9,5 N1; 2,0 Мо; 2,5 Си; 0.7 Ti) 1220- 69,0 58,5 58,0 56,1 53,5
1240°; закалка в масле, старение 16 ч, при 700—750°

Н 40 (2,7 Сг; 0.5 Мо; 0,75 V; 0,5 W) 1060° за- 100,5 86,4 82,5 74,5 58, 1
калка в масле или воздухе, отпуск 700° Н46 (11,6 Сг; 0,6 Мо; 0.3 V; 0,25 Nb) 1150° за- 102,0 85,5 78,2 69,7 54,2
калка в воздухе отпуск 690°
R20 (18,75 Сг; 12,0 Ni; 1,25 Nb). 1050°; закалка 60,4 46,3 44,7 43,2 39,5
в воздухе
При темпе
Жаропрочные сплавы 20 300 400 500 600
R22 (22,5 Сг; 11,5 N1; 2,7 W) 950°, нормализация. 74,5 59,6 58,8 54,2 47,5
деформируемый То же, литой 53,3
G18B(13Cr: 13 Ni: 10 Со обработан в растворе, 72,8 79,4 58,7 56,7 51,6
старение То же, 1300®, охлаждение в воздухе* 72,2 60,4 58,0 55,7 53,3
То же* 72,2 60,4 58,0 55,7 53,3
G19 (19 Сг, 13 Ni, 10 Со), деформируемый, 85,0 65,3 64,5 63,7 59,0
нормализованный То же, литой 60,6 48,5 44,8 47,4 43,4
G32(19Cr: 12 Ni: 45 Со), 1280° закалка в масле. 105 91,0 86,5 81,7 76,3
750° старение То же 105 91,0 86,5 81,7 76,3
G34, то же что G32 точное литье 62,8 — — — —
G38 (16 Сг; 12 N1) обработан в растворе 70,7 59,6 59,0 57,8 55,0
То же, термообработан 84,7 69,0 66,7 65,2 62,8
G40, полностью термообработан 86,0 — 73,8 72,2 69,1
Материал и состояние
(состав в %)
Нимоник 75 (18—21 Сг; 0,2—0.6 Т1). 900—1080°,
отжиг
Нимоник 80А (18—21 Сг; 2Со; 1,8—2,7 Т1; 0,5—
1,8 А1) 8 ч, 1080° (охлаждение в воздухе, 16 ч,
700° охлаждение в воздухе
Нимоник 90 (18-21 Сг; 15—21 Со; 1,8—3,0 Ti;
0.8—2 А1) 8 ч, 1080°, охлаждение в воздухе; 16 ч,
700°, охлаждение в воздухе
Нимоник 105 (13.5—16 Сг; 18—22 Со; 0,9—
1.5 Ti; 4,5—5,5 Мо) 4 ч, 1150°; охлаждение в воз-
духе; 16 ч, 1150°, охлаждение в воздухе; 16 ч,
850°, охлаждение в воздухе
Нимоник 90 (18,5—20.5 Сг; 15.5—18 Со; 2,2—
2,6 Ti; 1,0—1,4 Al), литой, 4—8 ч. 1080° охлаж-
дение в воздухе, 16 ч, 700°, охлаждение в воз-
духе
Нимоник 258 (10—11,25 Сг; 18,5—21.5 Со, 3,4—
4 Ti; 4.6-5.5 Al; 4,5-5,5 Мо). литой
То же, литье в вакууме
ст в кГ/мм* при темпе
вР
20 600 700 750 815
81,6 58,2 36, 1 23,6 15,7
108,2 84,7 73,5 62,8 47, 1
125,7 105,0 83,2 70,7 51,8
100,5 95,7 100,5 - -
71,3 58,2 55,0 — —
— — — — —
92,6 — — — —
318
Продолжение табл. 88
в кГ/мм* Предел длительной статической прочности в кГ/мм2 для долговечности 1000 ч
р атур е I 650 °C 700 750 500 550 600 650 700
36,3 33.8 29,7 — — 25,1 15,7 11,9
45.8 36,1 — 37,7— 25, 1 — 14,2
50.4 48,2 42,7 - 39,3 26.7 29,1 21,2
— 35, 1 — 47, 1 34,5 20,4 9,41 —
— 36,9 — 51,7 36, 1 26,7 15,7 7,85
- 33,7 — — 34,5 20,4 14,2 8,63
р а т у р е в 700 .°C 800 900 600 650 700 750 800
38.4 26,7 11,0 20,4 13,8 8,62 5,5 2,98
20,4 14,1 8,62 6,28
42. 1 зо.о — — 22,8 15,7 — 7,85
48.6 39,2 25,6 31,4 23,7 18,85 13,0 8,62
48.6 39,2 25,6 31,4 23,7 18,85 13,0 8,62
48.0 29,9 17,3 — 25,2 20,4 11,0 7,55
42.3 34,0 29,9 18,85 12,55 9, 1
70,7 60,5 33,0 — — 29,9 22,8 17,3
70,7 60,5 33,0 29,9 22,8 17,3
— —— 29, 1 21.2 15,7
45,5 —— 31,4 19,6 12,55 — —
54,2 35,0 — — — — —
57,2 44,5 — — — — 27.5 16,2
ратуре в °C Предел длительной статической прочности в кГ]мм2 для долго- вечности 1000 ч при температуре в °C
900 1000 650 700 750 815 870 980
11,0 7,85 — — — — — —
23,55 6,28 42,4 29.4 18,05 8,8 - —
23,55 6,28 46,6 34,0 23,8 11.9 6,13 —
40,8 17,3 62,8 47. 1 37,0 23,3 12.7 —
15,7 - — - 17,3 - 8,65 —
— — — 44,7 36.4 27,5 18,85 4,87
— — — — — — — —
319
Материал и состояние (состав в %) Предел длительной стати- ческой прочности в кГ/мм* для долговечности 1000 ч Вид нагру- жения
При темпе
Стали 750 800
F. С. В. (Т.) (17,5 Сг; 12,0 Ni; 0,8 Nb) 5,5 3, 14 —
1050—1100° С, закалка в воздухе 448 (10,5 Сг; 0,65 Мо; 0,15 V; 0,45 Nb)
1150—1170°, закалка в масле или воз- духе, отпуск 650—700° С
467 (14,0 Сг; 9,5 Ni; 2.0 Мо; 2,5 Си; 16,5 —
0,7 Ti) 1220—1240°; закалка в масле, старение 16 ч, при 700—750°
Н40 (2.7 Сг; 0,5 Мо; 0,75 V; 0,5 W) 1060°, — Изгиб
закалка в масле или воздухе, отпуск 700° Н46 (11,6 Сг; 0,6 Мо; 0.3 V; 0,25 Nb) 1150° с вращением
— То же
закалка в воздухе отпуск 690° R20 (18,75 Сг; 12,0 N1; 1,25 Nb) 1050е, 6,28 3,14
закалка в воздухе При темпе
Жаропрочные сплавы 850 900
R22 (22,5 Сг; 11,5 Ni; 2.7 W) 950°, норма- — Изгиб
лизация, кованый с вращением
То же, литой 3,77 2.51 То же
G18B (13 Сг; 13 Ni; 10 Со) обработан в
растворе, старение То же. 1300°, охлаждение в воздухе* 5,5 4,25
То же* 5,5 4,25 Осевое
G19 (19 Сг, 13 Ni, 10 Со), кованый, норма- 53,5 3,14 Изгиб
лизованный с вращением
То же. литой 6,6 4,4 То же
G32 (19 Сг; 12 Ni; 45 Со), 1280° закалка 10,65 7,23
в масле, 750° старение То же 10,65 7,23 Осевое
G34, то же что G 32 точное лнтье 11,3 7,23 Изгиб
с вращением
G38 (16 Сг; 12 Ni) обработан в растворе — —— То же
То же, термообработан — —
G40, полностью термообработан — — > »
* Предел усталости литого материала составляет около 60% приведенных значений
Материал и состояние (состав в %) Вид нагружения Частота в цикл!мин База
Нимоник 75 (18—21 Сг; 0,2—0,6 Ti), 900— Изгиб — 10»
1080°, отжиг Нимоник 80А(18—21 Сг. 2 Со; 1.8—2,7 Т1; с вращением Осевое 2000 1,2.10е
0,5—1,8 А1) 8 ч, 1080° (охлаждение в воз- духе, 16 ч, 700°, охлаждение в воздухе Нимоник 90(18—21 Сг; 15—21 Со; 1.8— Осевое 2500 1,5.10е
3.0 Ti; 0,8—2 Al) 8 ч, 1080°, охлаждение Изгиб 2500 1,5.10е
в воздухе; 16 ч, 700°, охлаждение в воз- духе Нимоник 105 (13,5—16 Сг; 18—22 Со; с вращением Изгиб 2500 45.10е
0.9—1,5 Т1; 4,5—5,5 Мо) 4 ч. 1150°; ох- лаждение в воздухе; 16 ч, 1150°, охлаж- дение в воздухе; 16 ч. 850°, охлаждение в воздухе Нимоник 90 (18.5—20.5 Сг; 15,5—18 Со; с вращением То же 2500 45-10е
2.2-2.6 Ti; 1.0—1,4 Al); литой, 4—8 ч. 1080° охлаждение в воздухе, 16 ч, 700°, охлаждение в воздухе Ннмоник 258 (10—1 1.25 Сг; 18,5—21,5 Со; 3,4—4 Ti; 4.6—5,5 Al; 4,5—5,5 Мо) литой То же. литье в вакууме » > 2500 2500 45.10е 45.10е
Примечание: Сплав инконель (14—17 Сг; 6—10 Fe) с <твр= 73,8 кГ/мм* при из
усталости в к Г/мм*; 34.5 (20°); 33,0 (430°); 28.2 (540°); 18,85 (650°); 11,0 (760°);
320
Продолжение табл. 88
База Предел усталости в кГ/мм* Источ- ник
ратуре в °C
20 300 400 500 550 600 650 700
10* (при 20° С-30-10') 29,1 — 25,1 22,0 — 20,4 17,3
То же 48,7—50,3 39,3— 34,6— 26,7— 20,4— —
40,8 36, 1 28,2 22,0
37,7 - - — — 22,0 19,6 18,0
40-10' 45, 1 — — 38,8 30,6 25,1 — —
10' 46,3 32,2 28.2 21,2 17,3
(40-10»)
10' — — — — 24,4 23,1 16.5 —
ратуре в °C
20 600 650 700 750 800 870 900
10' — — — 18,85 — 11,0 7,7 7,7
10' — — — 16,2 — 11,45 8,64 —
4-10' 30,6 — — 16,8 15,7 — — —
4-10' 34,6 36,9 29,8 27,5 22,0
4-10' —— 29, 1 27,5 26 23,6
10' — — — 24,6 18,05 14,9 12,55 —
10» 11,0
40-10' 41,7 — — 36,2 — 26,7 19,65 —
40-10' 25,2 21,2
40-10' — — — 25,9 21,2 18,1 14,9 —
10' 31,4 26,7 16,5 8,63
10' — 33,0 28,3 19,6 16,5 — —
10' — — — 28,3 — 18,8 16,8 —
Предел усталости в кГ/мм* при температуре в °C
20 650 | 700 750 800 815 870 980
26,4 — — 18,8 — — — —
- — 26,5 20,6 15,7 - - -
- - 28,2 24 35,8 — 17,4— 23,6 10,8 16,0 -
- - - 37,8 - - 27,6 13,0
- 32,6 - 29,7 - - 20, I
— — — — — — 26,7 16,5
— — — 30,9 — — — —
гибе с вращением, частоте 3550 цикл/мин и базе 10* циклов имеет следующие пределы
и 7,05 (870°).
21 Заказ 893
321
fOO
V 60
$
80
* LO
20
I I 1 a
1 1 1
1 i
1 Ni m 1
1 i 1
0
-2Q0 0 400 800 1200 1600 2000 2400
Tennepomypa'C
100
70
50
30
20
5
3
2
1
0 6.2 0,4 0,5 0,5 1t0
Т/Тпл
ЛИТЕРАТУРА
1. G. А. Cotte 11, «Lessons to be Learnt from Failures in Service», Int.
Conf, on Fatigue of Metals, Inst Meeh. Engrs. (1956), 563.
See also Brit. Engine Boiler and Electrical Insurance Co., Ltd., Manches-
ter, Tech. Rpt. New Series 2 (1954) 221; 3 (1957) 91.
2. Handbook of Expt. Stress Analysis. John Wiley and Sons, New York.
Chapman and Hall, London. (1950).
3. C. W. Orr, «The Detection of Fatigue Cracks». Symposium. The Failure
of Metals by Fatigue. Melbourne Univ. Press (1946) 95.
4. L. J. Demer, «Fatigue Crack Detection Methods», Wright Air Develop-
ment Center. Tech. Rpt. 55—86 (1955).
5. J. M. McLeod, «Non-Destructive Testing», Iron and Steel 28 (June
1955) 301, (July 1955) 339, (Aug. 1955) 383. Reprinted in Metallurgical
Progress 3. Iliffe & Sons. (1957).
6. D. M. Lewis, Magnetic and Electrical Methods of Non—Destructive
Testing. George Allen & Unwin, London (1951).
7. Anon. «Rail—Defect Detecting Car», Engineering 150 (1940) 223.
8. B. Carlin, Ultrasonics. McGraw Hill, New York (1949).
9. J. S c h i j v e, «Ultrasonic Testing of Compressor and Turbine Blades for
Fatigue Cracks». Aircraft Engng. 31 (1959) 51.
10. M. J. McGuigan, D. F. Bryan and R. E. Whaley, «Fatigue Inves-
tigation of Full-Scale Transport Airplane Wings». National Advisory Co.
for Aeronautics Tech. Note 3190 (1954).
11. Anon. «Failure of Rotating Shafts due to Repairs by Welding». British
Engine Boiler and Electrical Insurance So., Manchester. Tech. Rpt. New
Series 1 (1952) 114.
12. S. Wise, «Strength of Components Repaired by Welding». Brit. Wel-
ding J. 6 (1959) 345.
13. O. J. Horger and W. I. Cant ley, «Design of Crankpins for Locomo-
tives». Trans. Amer. Soc. Meeh. Engrs. 68 (1946) A 17.
14. P. G. Forrest, «The Influence of Plastic Deformation on Notch Sen-
sitivity in Fatigue». Int. Conf, on Fatigue. Inst. Meeh. Engrs. (1956) 171.
15. P. G. Forrest and H. J. T a p s e 11, «Experiments on the Fatigue of a
Mild Steel and an Aluminium Alloy at Elevated Temperatures». Proc. Instn.
Meeh. Engrs. 168 (1954) 763.
16. A. A. Bl at her wick and B. J. Laz an, «Effect of Changing Cyclic
Modulus on Bending Fatigue Strength», Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 56
(1956) 1012.
17. Ano n. «The Effect of Type of Testing Machine on Fatigue Test Results».
Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 41 (1941) 133.
18. T. T. Oberg and R. J. Rooney, «Fatigue Characteristics in Reversed
Bending as affected by Type of Machine and Specimen», Proc. Amer. Soc.
Test. Mat. 49 (1949) 804.
19. T. J. Dolan, J. H. McClow and W. J. Craig, «The Influence of
Shape of Cross Section on the Flexural Fatigue Strength of Steel». Trans.
Amer. Soc. Meeh. Engrs. 72 (1950) 469.
322
20. Н. Т. С о г t е n and Т. J. Dolan, «Shape as a Factor in Flexural Fatigue
Strength». Univ. Illinois. Dept, of Theoretical and Applied Mechanics.
Tech. Rept. 42 (1955).
21. F. H. Vitovec and B. J. Laz an, «Review of Previous Work on Short-
time Tests for Predicting Fatigue Properties of Materials». Wright Air
Development Center. Tech. Rpt. 53—122 (1953).
22. J. В a u s c h i n g e r, «On the Change of the Position of the Elastic Limit
of Iron and Steel under Cyclic Variations of Stress». Mitthlg. des. Mecha-
nisch-Technischen Laboratoriums in Munchen, 13 (1886). English abstract:
J. Inst. Civil Engrs. 2 (1886—7) 463.
23. L. В a i r s t о w, «The Elastic Limits of Iron and Steel under Cyclical
Variations of Stress». Phil. Trans. Roy. Soc. A 210 (1910) 35.
24. H. J. Gough, The Fatigue of Metals. Scott, Greenwood & Son, London
(1924).
25. S. Iked a, «Rapid Method of Determining Endurance Limit by Means of
Measuring Electrical Resistance». Tech. Reports Tohoku Univ. 8 (1929) 167.
26. E. R a v i 11 y, «Fracture of Metal Wires under Alternating Torsion». Publ.
Scientifiques et Techniques du Ministere de 1’Air. No. 120 (1938) 52.
27. A. Langevin, E. Paul and M. R e i m b e r t, «Electromagnetic Method
for Determining the Fatigue Limit». Comptes Rendus de I’Academie des
Sciences. 230 (1950) 1138.
28. P. E. Cavanagh, «Progress of Failure in Metals as Traced by Changes
in Magnetic and Electrical Properties». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 47
(1947) 639. See also: Wright Air Dev. Center. Tech. Rpt. 53—184 (1953).
29. J. L. R о s e n h о 11 z and D. T. Smith, «Dilastrain Method for Deter-
mining Endurance Limit of Materials». Metal Progress 61 (1952) 85.
30. M. P г о t, «Fatigue Testing under Progressive Load». Rev. Metal. 34
(1937) 440, 48 (1951) 822.
См. также: Wrigt Air Develop. Center. Tech. Rept. 52—148 (1952).
31. P. W. Ramsey and D. P. Kedzic, «Prot Fatigue Study of an Ultra-
High-Strength Steel», Trans. Amer. Inst. Min. Met. Engrs. 209 (1957) 401.
32. E. J. Ward, R. T. Schwartz and D. C. Schwartz, «Ап Investiga-
tion of the Prot Accelerated Fatigue Test». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 53
(1953) 885.
33. A. P. В о r e s i and T. J. Dolan, «An Appraisal of the Prot Method of
Fatigue Testing». Univ. Illinois Dept. Theoretical and Applied Meeh.
«Behaviour of Materials under Repeated Stress», Tech. Rpt. 34 (1953).
34. A. Ferro and U. Rossetti, «Fatigue of Metals under Progressive
Load». Colloquium on Fatigue. Stockholm 1955. Springer-Verlag Berlin
(1956) 24.
35. F. Bastenaire, R. Cazaud and M. W e i s z, «Fatigue of Materials
under Progressive Loading». Colloquium on Fatigue, Stockholm 1955.
Springer-Verlag Berlin (1956) 14.
36. W. A. Hijab, «Appraisal of the Prot Method». J. Appl. Meeh. 24 (1957)
214.
37. H. T. С о r t e n, T. D i m о f f and T. J. Dolan, «Ап Appraisal of the Prot
Method of Fatigue Testing». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 54 (1954) 875.
38. J. McKeown, «А Rapid Method of Estimating the Fatigue Limit». Me-
tallurgia 54 (1956) 151.
39. Ano n. «Manual on Fatigue Testing». Amer. Soc. Test. Mat. Spec. Tech.
Publ. No. 91 (1949).
40. Symp on «Large Fatigue Testing Machines and their Results». Amer. Soc.
Test Mat. Spec. Tech. Publ. No. 216 (1957).
41. N. B. Owen and H. L. Cox, «Slipping Clutch Fatigue Testing Machine».
Engineering 186 (1958) 84.
42. T. Haas, «Simulated Service Life Testing», Engineer 206 (1958) 754.
21* 323
43. G. Vidal, F. Girard and P. L a n u s s e, «А Small Tension—Compres-
sion Fatigue Machine Operating at 5000 Cycles per sec». Rev. Metal. 55
(1958) 613.
44. F. G i r a r d and G. Vidal, «Micro Fatigue Machine in Tension—Compres-
sion at 92,000 Cycles per sec». Rev. Metal 56 (1959) 25.
45. E. A. N e p p i r a s, «Metal Fatigue at High Frequency», Proc. Phys. Soc.
70B (1957) 393.
46. A. Wohler, «Tests to Determine the Forces Acting on Railway Carriage
Axles and the Capacity of Resistance of the Axles». English Abstract Engi-
neering 11 (1871) 199.
47. H. E. Gresham and B. Hall, «Hot Fatigue Testing», Symp. «High
Temperature Steels and Alloys for Gas Turbines». Iron and Steel Inst.
Special Rpt. No. 43 (1952) 181.
48. J. McKeown and L. H. Back, «А Rotating-Load, Elevated Tempera-
ture Fatigue-Testing Machine». Metallurgia 38 (1948) 247.
49. W. N. Findley, P. G. Jones, W. I. Mitchell and R. L. Suther-
land, «Fatigue Machines for Low Temperatures and Miniature Speci-
mens». Amer. Soc. Test. Mat. Bull. No. 184 (1952) 53.
50. J. P. R о m u a 1 d i, C. L. Chang and C. F. Peck, «А Fatigue Testing
Machine for Range of Stress». Amer. Soc. Test Mat. Bull. No. 200(1954)
39.
51. F. H. Hooke, «The Effects of Mean Stress and of Preloading on the
Fatigue Life of a High Tensile Structural Steel», Part 1, M. O. S. S.
T. Memo 20/58 (1958).
52. W. W. Johnstone, «Methods of Investigating the Fatigue Properties of
Materials», Symp. The Failure of Metals by Fatigue. Melbourne (1946) 135.
53. G. R. G о h n and E. R. Morton, «А New High Speed Sheet Metal Fa-
tigue Testing Machine for Unsymmetrical Bending Studies». Proc. Amer.
Soc. Test. Mat. 49 (1949) 702.
54. K. W. Mitchell and H. King, «Fatigue Testing Machine for Hot
Sheet.» Engineering 185 (1958) 402.
55. Ano n. «Fatigue Bending Test Machine for Electric Cables». Engineering
180 (1955) 184.
56. H. J. Gough, H. V. Pollard and W. J. C 1 e n s h a w, «The Resistance
of Metals to Fatigue under Combined Stress», Aero. Res. Council R. M.
2522 (1951).
57. H. J. G о u g h and H. V. Pollard, «The Strength of Metals under Com-
bined Alternating Stresses». Proc. Inst. Meeh. Engrs. 131 (1935) 3.
58. W. P. Welch and W. A. Wilson, «А New High Temperature Fatigue
Machine». Proc. Amer. Soc. Test Mat. 41 (1941) 733.
59. T. J. Dolan, «Electrically Excited Resonant—Type Fatigue Testing
Equipment». Amer. Soc. Test Mat. Bull No. 175 (1951).
60. A. R. Wade and P. Grootenhuis, «Very High-Speed Fatigue Tes-
ting», Inst. Meeh. Engrs. Int. Conference on Fatigue (1956) 361.
61. C. F. Jenkin and G. D. Lehman, «High Frequency Fatigue». Proc.
Roy. Soc. A125 (1929) 83.
62. F. B. Quinlan, «Pneumatic Fatigue Machines». Proc. Amer. Soc. Test
Mat. 46 (1946) 846.
63. T. W. L о m a s, J. O. W a r d, J. R. R a i t and E. W. С о 1 b e c k, «The In-
fluence of Frequency of Vibration on the Endurance Limit of Ferrous Alloys
at Speeds up to 150,000 Cycles per Minute Using a Pneumatic Resonance
System». Inst. Meeh. Engrs. Int. Conference on Fatigue (1956) 375.
64. H. W. Foster and V. Seliger, «Fatigue Testing Methods and Equip-
ment». Meeh Engng. 66 (1944) 719.
65. B. J. L a z a n, J. В г о w n, A. G a n n e 11, P. К i г m s e r and J. К1 u m p p,
«Dynamic Testing of Materials and Structures with a New Resonance
Vibration Exciter and Controller», Proc. Amer. Soc. Test Mat. 52 (1952) 858.
324
66. R. P. Ne wm a n, «The Fatigue Testing of Welded Structures». Chapter in
Metal Fatigue. Chapman & Hall (1959) 348.
67. S. F. D о r e y, «Large Scale Torsional Fatigue Testing of Marine Shaf-
ting». Proc. Inst. Meeh. Engrs. 159 (1948) 309.
68. R. J. Atkinson, «The Fatigue Testing of Aircraft Structures». Chapter
in Metal Fatigue. Chapman & Hall (1959) 366.
69. H. L. Cox and E. P. Coleman, «А Note on Repeated Loading Tests
on Components and Complete Structures». J. Royal Aero. Soc. 54 (1950) 1.
70. L. Baes and Y. V e r w i 1 s t, «А Large Mechanical Installation for Endu-
rance Tests». Proc. Soc. Exp. Stress Analysis 16. 1 (1959) 39.
71. B. Thurlimann and W. J. Ewey, «Modern Installation for Testing
of Large Assemblies Under Static and Fatigue Loading». Proc. Soc. Exp.
Stress Analysis 16. 2 (1959) 81.
72. H. N e u b e r, Theory of Notch Stresses. J. W. Edwards, Ann Arbor,
Michigan 1946.
73. T. S. Braithwaite, «Production of Specimens for Static and Fatigue
Testing». Machinery 86 (1955) 34.
74. B. F. Billing, «Measurement of Fluctuating and Mean Loads in Haigh
Fatigue Testing Machines». J. Royal Aero. Soc. 58 (1954) 508.
75. M. H. Roberts, «Precise Measurement of Fatigue Test Load». Metal-
lurgia 46 (1952) 107.
76. T. M. Dowel 1, «Dynamic Calibration of Fatigue Testing Machines».
Engineering 185 (1958) 693.
77. R. C. A. Thurston, «Dynamic Calibration Method using Modified Pro-
ving Ring». Amer. Soc. Test. Mat. Bull. 154 (1948) 50.
78. P. G. Forrest, «Optical Dynamic Weighbar for a Fatigue Testing
Machine». Engineering 174 (1952) 801.
79. G. M. Sinclair and T. J. Dolan, «Effect of Stress Amplitude on
Statistical Variability in Fatigue Life of 75 S—T6 Aluminium Alloy». Trans.
Amer. Soc. Meeh. Engrs. 75 (1953) 867.
80. «А Tentative Guide for Fatigue Testing and the Statistical Analysis of
Fatigue Data». Amer. Soc. Testing Mat. Spec. Tech. Publ. No. 91—A (1958).
81. «Data Sheets on Fatigue». Royal Aero. Soc. (1959).
82. J. T. Ransom and R. F. Mehl, «The Statistical Nature of the Fatigue
Properties of SAE 4340 Steel Forgings». Symp. on Fatigue with emphasis
on Statistical Approach II. Amer. Soc. Test Mat. Spec. Tech. Publ. 137
(1952) 3.
83. J. С 1 a у t о n—C a v e, R. J. Taylor and E. I n e s о n, «Reproducibility
of Wohler Fatigue Tests». J. Iron and Steel Inst. 180 (1955) 161.
84. F. A. McClintock, «А Criterion for Minimum Scatter in Fatigue Tes-
ting». J. Appl. Meeh. 22 (1955) 427.
85. F. A. McClintock, «Variability in Fatigue Testing». Colloquium on
Fatigue: Stockholm 1955. Springer-Verlag Berlin (1956) 171.
86. E. Ineson, J. Clayton-Cave and' R. J. Taylor, «Variation in
Fatigue Properties over Individual casts of Steel—Investigation of a Cast
of Steel to B. S. 970, Specification En. 100». J. Iron and Steel Inst. 184
(1956) 179.
87. G. Forrest, «The Fatigue Properties of Aluminium Alloys». Chapter in
Metal Fatigue. Chapman & Hall (1959) 189.
88. N. T. Bloomer, «Time Saving in Statistical Fatigue Experiments».
Engineering 184 (1957) 603.
89. H. L. Co x, «Reproducibility of Results in Fatigue Testing». Chapter in
Metal Fatigue. Chapman & Hall, London (1959).
90. W. W e i Б u 11, «Statistical Design of Fatigue Experiments». J. Appl. Meeh.
19 (1952) 109.
91. A. M. Freudenthal and E. J. G umbel, «Physical and Statistical
Aspects of Fatigue». Advances in Appl. Meeh. 4 (1956) 117.
325
92. P. Frit h, «Fatigue Tests on Rolled Alloy Steels», Iron and Steel
Inst. Special Report No. 50 (1954).
93. P. H. Frith, «Fatigue of Wrought High—Tensile Alloy Steels». Int. Conf,
on Fatigue Instn. Meeh. Engrs. (1956) 462.
94. H. F. Moore and J. B. Kom mers, Fatigue of Metals. McGraw Hill,
New York (1927).
95. D. K- Bullens, Steel and its Heat—Treatment 1 (1938) 37.
96. R. C a z a u d, «Mechanical Properties of Steel of Varying Nickel Content».
Rev. Metal 52 (1955) 579.
97. M. F. Garwood, H. H. Zurburg and M. A. Erickson, «Interpre-
tations of Tests and Correlation with Service». Symp. «Correlation of La-
boratory Tests and Service Performance». Amer. Soc. Met. (4951).
98. J. H. Moore, «Vacuum Melting Lengthens Fatigue Life, Improves Impact
Properties». Iron Age 171 (1953) 154.
99. J. E. Russell and D. V. Walker, «Fatigue Results on a Steel of up
to 800 V. P. N. Hardness, using Notched and Unnotched Specimens». Int.
Conf, on Fatigue, Instn. Meeh. Engrs. (1956) 459.
100. M. L. Becker, Int. Conf, on Fatigue, Instn. Meeh. Engrs. (1956) 770.
101. D. O. Morris, «Composition and Physical Properties of Steel in Rela-
tion to Fatigue». Symposium on Fatigue, Univ, of Melbourne (1946) 336.
102. Anon. «Effect of Sulphur on the Endurance Properties of Rivet Steels».
Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 24 1 (1924) 96.
103. W. E. В a r d g e 11, «Effect of Lead Additions on the Fatigue Properties
of En 24 and En 36 Steels». Iron ond Steel 29 (August 1956) 392.
104. J. W о о 1 m a n and A. Jacques, «Influence of Lead Additions on the
Mechanical Properties and Machinability of some Alloy Steels». J. Iron
and Steel Inst. 165 (1950) 257.
105. G. M. Sinclair and T. J. Dolan, «Effects of Austenitic Grain Size
and Metallurgical Structure on the Mechanical Properties of Steel». Proc.
Amer. Soc. Test Mat. 50 (1950) 587.
106. T. J. Dolan and C. S. Yen, «Effect of Metallurgical Structure on Fati-
gue Strength and Notch Sensitivity of Steel». Proc. Amer. Soc. Test. Mat.
48 (1948) 664.
107. F. В о r i k, R. D. Chapman and W. E. J о m i n y, «The Effect of Per-
cent Tempered Martensite on the Endurance Limit». Trans. Amer. Soc. Me-
tals 50 (1958) 242.
108. H. E. Frankel, J. A. Bennett and W. A. Pennington, «Fatigue
Properties of High Strength Steels». Trans. Amer. Soc. Metals 52 (1960)
257.
109. P. L. Teed, «The Influences of Metallographic Structure on Fatigue».
Symp. Fatigue and Fracture of Metals M. I. T. John Wiley, New York
(1950) 252.
110. J. T. Ransom and R. F Mehl, «Anisotropy of the Fatigue Properties
of SAE 4340 Steel Forgings». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 52 (1952) 779.
111. J. T. Ransom, «Effect of Inclusions on the Fatigue Strength of SAE 4340
Steels». Trans. Amer. Soc. Met. 46 (1954) 1254.
112. W. C. Stewart and W. L. Williams, «Effect of Inclusions on the
Endurance Properties of Steels». J. Amer. Soc. Naval Engrs. 60 (1948) 475.
113. H. N. Cummings, F. B. Stulen and W. C. Schulte, «Tentative
Fatigue Strength Reduction Factors for Silicate-Type Inclusions in High-
Strength Steels. Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 58 (1958) 505.
114. E. Epremian and R. F. Mehl, «Statistical Behaviour of Fatigue Properties
and the Influence of Metallurgical Factors». Amer. Soc. Test. Mat. Spec.
Tech. Publ. 137 (1953).
115. H. Styri, «Fatigue Strength of Ball-Bearing Rases and Heat-Treated
52100 Steel Specimens». Proc. Amer. Soc. Test. Mat 51 (1951) 682.
116. R. C a z a u d, Fatigue of Metals, 4th ed. Dunod, Paris (1959). 3rd ed.
Translated by A. J. Fenner, Chapman and Hall, London (1953).
326
117. В. В. Muvdi, G. Sachs and E. P. К Her, «Axial Load Fatigue Pro-
perties of High-Strength Steels». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 57 (1957) 655.
118. J. L. M. Morrison, B. Crossland and J. S. C. Parry, «Strength
of Thick Cylinders Subjected to Repeated Internal Pressure». Proc. Inst.
Meeh. Engrs. 174 (1960) 95.
119. E. T. Gill and R. Goodacre, «The Fatigue Properties of Patented
Steel Wire». J. Iron and Steel Inst. 130 (1934) 293. J. Iron and Steel Inst.
132 (1935) 143.
120. R. J. Love, «The Influence of Surface Condition on the Fatigue Strength
of Steel». Symp. Properties of Metallic Surfaces. Inst, of Metals (1952)
161. Also «The Fatigue Strength of Steels». Motor Industry Res. Ass. Rpt.
(1950) 9.
121. В. C i n a, «Effect of Cold Work on the Fatigue of an Austentic Alloy
Steel». J. Iron and Steel Inst. 190 (1958) 144.
122. S. M. Shelton and W. H. Swanger, «Fatigue Properties of Steel
Wire». J. Res. Nat. Bureau Standards 14 (1935) 17.
123. H. J. Godfrey, «The Fatigue and Bending Properties of Cold Drawn
Steel Wire». Trans. Amer. Soc. Met. 29 (1941) 133.
124. Fracture. Int. Conf. Swampscott, Massachusetts (1959). Tech Press M. I.T.
and John Wiley, New York. Chapman & Hall, London (1959).
125. N. P. Allen and С. C. Earley, «Effect of Phosphorus Content on
Impact Values of Steels». J. Iron and Steel Inst. 182 (1956) 375.
126. R. D. Chapman and W. E. J о m i n y, «The Endurance Limit of Temper—
Brittle Steel». Trans. Amer. Soc. Met. 45 (1953) 710.
127. R. D. McCammon and H. M. Rosenberg, «The Fatigue and Ulti-
mate Tensile Strength of Metals Between 4 • 2 and 293° К». Proc. Roy. Soc.
A242 (1957) 203.
128. C. W. MacGregor, «Significance of Transition Temperature in Fati-
gue». Fatigue and Fracture of Metals. Symposium M. I.T. (1950). John
Wiley, New York. Chapman and Hall, London (1952), p. 229.
129. R. H. Raring and J. A. Rinebolt, «Static Fatigue of High Strength
Steel». Trans. Amer. Soc. Met. 48 (1956) 198.
130. E. B. Evans, L. J. Ebert and C. W. Briggs, «Fatigue Properties of
Comparable Cast and Wrought Steels». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 56
(1956) 979.
131. H. Morrogh, «Fatigue of Cast Iron». Chapter in Fatigue of Metals.
Chapman and Hall, London (1959) 220; also Foundry Trade J. 102 (1957)
197 and 239.
132. G. N. J. Gilbert and К. B. Palmer, «Tensile and Fatigue Tests on
Normalised Pearlitic Nodular Irons». Brit. Cast Iron Res. Assoc. J. Re-
search and Development 6 (1957) 498.
133. G. N. J. Gilbert and К. B. Palmer, «Tensile and Fatigue Tests on
Hardened and Tempered Nodular Irons». Brit. Cast Iron Res. Assoc. J. Re-
search and Development 5 (1955) 604.
134. R. L. Templin, «Fatigue of Aluminium». Proc. Amer. Soc. Test. Mat.
54 (1954) 641.
135. H. J. Grover, S. A. Gordon and L. R. Jackson, Fatigue of Metals
and Structures. U. S. Bureau of Aeronautics (1954). Thames & Hudson,
London (Г956).
136. Anon. «Fatigue Properties of Some Noral Wrought Aluminium Alloys».
Aluminium Labs. Ltd. Research Bulletin No. 1 (1952).
137. T. T. Oberg, «When Will It Fail?» Metal Progress 60 (July 1951) 74.
138. J. Y. Mann, «Survey of Fatigue Data of DTD 363 and 364 Aluminium
Alloys». Aero. Res. Lab. Melbourne. S M Note 248 (1958).
139. R. F. H a n s t о c k, «The Reactions of High Strength Aluminium Alloys
to Alternating Stresses». Int. Conf, on Fatigue, Instn. Meeh. Engrs. (1956)
425.
327
140. T. Broom, J. Н. Molinex and V. N. Whittaker, «Structural
Changes During the Fatigue of Some Aluminium Alloys». J. Inst. Met. 84
(1956) 357.
141. T. Broom, J. A. Mazza and V. N. Whittaker, «Structural Changes
Caused by Plastic Strain and by Fatigue in Al—Zn—Mg—Cu Alloys».
J. Inst Met. 86 (1957) 17.
142. J. L. W a i s m a n, L. S о f f a, P. W. К1 о e r i s and C. S. Y e n, «Effect
of Internal Flaws on the Fatigue Strength of Aluminium Alloys». Nondes-
tructive Testing 16 (1958) 477.
143. R. L. Templin, F. M. Howell and E. C. Hartmann, «Effect of
Grain Direction on Fatigue Properties of Aluminium Alloys». Prod. Engng.
21 (July 1950) 126. See also A. S. M. E. Handbook Metals Engineering—
Design (1953) 112.
144. R. L. Templin, F. M. Howell and J. O. L у s t, «Fatigue Properties
of Cast Aluminium Alloys». Prod. Engng. 23 (May .1952) 119.
145. A. Beck, Technology of Magnesium and its Alloys. Transl. from the
German. F. A. Hughes & Co. Ltd. London. 3rd edition (1943).
146. P. H. Frith, Properties of Wrought and Cast Aluminium and Magnesium
Alloys at Room and Elevated Temperatures. H. M. S. O. (1956).
147. H. L. Burghoff and A. I. Blank, «Fatigue Properties of Some Cop-
pers and Copper Alloys in Strip Form». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 48
(1948) 709.
148. G. M. Sinclair and W. J. Craig, «Influence of Grain Size on Work
Hardening and Fatigue Characteristics of а-Brass». Trans. Amer. Soc. Met.
44 (1952) 929.
149. A. R. Anderson, E. F. Swan and E. W. Palmer, «Fatigue Tests of
Some Additional Copper Alloys». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 46 (1946)
678.
150. H. L. Burghoff and A. I. Blank, «Fatigue Characteristics of Some
Copper Alloys». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 47 (1947) 695.
151. A. R. Anderson and C. S. Smith, «Fatigue Tests on Some Copper
Alloys». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 41 (1941) 849.
152. H. L. Burghoff and A. I. Blank, «Fatigue Tests on Some Copper
Alloys in Wire Form». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 43 (1943) 774.
153. G. R. G о h n and S. M. Arnold, «Fatigue Properties of Beryllium-Cop-
per Strip». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 46 (1946) 741.
154. G. R. Gohn and W. C. Ellis, «Fatigue Characteristics of Copper-Nickel-
Zinc and Phosphor—Bronze Strip». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 47 (1947)
713.
155. J. N. Kenyon, «Fatigue Properties of Some Cold-Drawn Nickel Alloy
Wires». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 43 (1943) 765.
156. D. N. Williams, «Hydrogen in Titanium and Titanium Alloys». Tita-
nium Metallurgical Lab. Ohio TML Rpt. No. 100 (1958).
157 L. W. Berger, W. S. H у 1 e r and R. I. Jaffee, «Effect of Hydrogen
on the Fatigue Properties of Titanium and Ti-8 percent Mn Alloy». Trans.
Amer. Inst. Min. and Met. Engrs. 212 (1958) 41.
158. L. M. T. Hop kin and C. J. Thwaites, «Creep and Fatigue Properties
of Lead and Lead Alloys». J. Inst. Met. 82 (1953) 181.
159 E. C. Ell wood and R. Duckett, «Fatigue Strength of Pure Tin at
Room Temperature». Nature, Lond. 173 (1954) 497.
160 W. L. В ruckart and W. S. Hyler, «Room Temperature Fatigue Pro-
perties of Molybdenum». Trans. Amer. Inst. Min. and Met. Engrs. 203
(1955) 287.
161. M. H. Weisman and M. H. Kaplan, «Fatigue Strength of Stee!
Through the Range from 1/2 to 30,000 Cycles of Stress». Proc. Amer. Soc.
Test. Mat. 50 (1950) 649.
162. P. P. Benham, «Fatigue of Metals Caused by a Relatively Few Cycles
of High Load or Strain Amplitude». Metal. Rev. 3 (1958) No. 11, 203.
328
163. F. C. Smith, W. C. Brueggeman and R. H. Harwell, «Fatigue
Strengths of Bare and Alclad 24S-T3 Aluminium Alloy Sheet Specimens
Tested at 12 and 1000 Cycles per Minute». Nat. Adv. Co. Aero. Tech. Note
2231 (1950).
164. W. Ill g, «Fatigue Tests on Notched and Unnotched Sheet Specimens of
2024—T3 and 7075—T6 Aluminium Alloys and of SAE 4130 Steel Special
Consideration of the Life Range from 2 to 10,000 Cycles». Nat. Adv. Co.
Aero. Tech. Note 3866 (1956).
165. W. G. Fine h, «Fatigue of Steels in the Finite Region of the S—N Curve».
Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 52 (1952) 759.
166. T. T. Oberg and W. J. Trapp, «High Stress Fatigue of Aluminium and
Magnesium Alloys». Prod. Engng. 22 (Feb. 1951) 159.
167. T. T. Oberg and E. J. Ward, «Fatigue of Alloy Steels at High Stress
Levels». Wright Air Develop. Center Tech. Rpt. 53—256 (1953).
168. G. Sachs, В. B. Muvdi and E. P. Klier, «Fatigue of High Strength
Steels». Amer. Soc. Test. Mat. Spec. Tech. Publ. 196(1957) 77.
169. A. C. Low, «Short Endurance Fatigue». Int. Conf, on Fatigue, Instn.
Meeh. Engrs. (1956) 206 and page 899 (discussion).
170. L. F. К о о i s t г a, «Effect of Plastic Fatigue on Pressure—Vessel Mate-
rials and Design». Welding J. 36 (1957) 120S.
171. L. F. Doff in, «Cyclic Straining—Fatigue». Symp. «Internal Stresses and
Fatigue in Metals». General Motors U. S. A. (1958). Elsevier Amsterdam
and London (1959) 363.
172. E. L. L a у 1 a n d, «How Metals Perform Under Repeated Impact». Mate-
rials and Methods 44 (July 1956) 104.
173. T. E. Stanton and L. В a i г s t о w, «Resistance of Materials to Impact».
Proc. Instn. Meeh. Engrs. (1908) 889.
174. D. J. McAdam, «Endurance Properties of Steels». Proc. Amer. Soc.
Test. Mat. 23 II (1923) 56.
175. G. A. Hankins and H. R. Mills, «Resistance of Spring Steels to Re-
peated Impact Stresses». J. Iron and Steel Inst. 131 (1935) 165.
176. H. C. O’C о n n о r and J. L. M. Morrison, «Effect of Mean Stress on
the Push—Pull Fatigue Properties of an Alloy Steel». Int. Conf, on Fatigue,
Instn. Meeh. Engrs. (1956) 102.
177. W. J. Trapp and R. T. Schwartz, «Elevated Temperature Fatigue
Properties of SAE 4340 Steel», Proc. Amer. Soc. Test. Materials 53 (1953)
825.
178. H. J. Gough and W. A. Wood, «Deformation and Fracture of Mild
Steel Under Cyclic Stresses».Proc. Inst. Meeh. Engrs. 141 (1939) 175.
179. A. Pomp and M. Hempel, «Fatigue Strength-Tensile Strength Diagrams
for Steels». Mitt aus dem Kaiser Wilhelm Inst, fur Eisenforschung. 18
(1936) 1.
180. A. R. Woodward, K- W. Gunn and G. Forrest, «Effect of Mean
Stress on the Fatigue of Aluminium Alloys». Int. Conf, on Fatigue, Instn.
Meeh. Engrs. (1956) 158.
181. F. M. Howell and J. L. Miller, «Axial Stress Fatigue Strengths of
Several Structural Aluminium Alloys». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 55
(1955) 955.
182. F. W. de Woney and B. J. Laz an, «Dynamic Creep and Rupture Pro-
perties of an Aluminium Alloy». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 54 (1954) 769.
183. Anon. Fatigue Characteristics of Ti—6A1—4V Titanium Metals Corp.
New York (1957).
184. F. H. Vitovec and B. J. Laz an, «Fatigue, Creep and Rupture Proper-
ties of Heat Resistant Materials». Wright Air Develop Center. Tech. Rpt.
56—181 (1956). See also ibid. 58—340 (1958) and Amer. Soc. Test. Mat.
Spec. Tech. Publ. 196 (1956).
329
185. Anon. «Co-operative Investigation of Static and Fatigue Properties of
Wrought N—155 Alloy at Elevated Temperatures». Nat. Adv. Co. Aero.
Report 1288 (1956).
186. M. Kawamoto and K- N i s h i о к a, Memoirs Faculty of Engng. Kyoto
Univ. 16 (1954) 228.
187. H. J. Grover, S. M. Bishop and L. R. Jackson, «Axial Load Fati-
gue Tests of Unnotched Sheet Specimens of 24S—T3 and 75S—T6 Alumi-
nium Alloys and of SAE 4130 Steel». Nat. Adv. Co. Aero. Tech. Note 2324
(1951).
188. G. Sines, «Failure of Materials under Combined Repeated Stresses with
Superimposed Static Stresses». Nat. Adv. Co. Aero. Tech, note 3495 (1955).
189. J. O. Smith, «Effect of Range of Stress on Fatigue Strength», Univ.
Illinois Engg. Expt. Station Bulletin 334 (1942).
190. W. T. Chodorowski, «Fatigue Strength in Shear of an Alloy Steel».
Int. Conf, on Fatigue, Instn. MecH. Engrs. (1956) 122.
191. A. Pomp and M. Hempel, «The Fatigue Behaviour of Cast Iron and
Malleable Iron». Mitt. Kaiser—Wilhelm Inst, fur Eisenforschung 22 (1940)
169.
192. H. Majors, B. D. Mills and C. W. MacGregor, «Fatigue under
Combined Pulsating Stresses». J. Appl. Meeh. 16 (1949) 269.
193. R. W. Bundy and J. Marin, «Fatigue Strength of 14S—T4 Aluminium
Alloy Subjected to Biaxial Stresses». Proc. Amer. Soc. Test Mat. 54 (1954)
755.
194. G. К. M о r i к a w a and Le Van Griffis, «Biaxial Fatigue Strength of
Low Carbon Steels». Welding J. 24 (1945) 167s.
195. P. Ludwik. «Notch and Corrosion Fatigue Strength». Metall. 10 (1931)
705.
196. P. H. Frith, «Fatigue Tests on Crankshaft Steels». J. Iron and Steel
Inst. 159 (1948) 385.
197. T. Nishihara and M. Kawamoto, «Fatigue of Steel under Combined
Bending and Torsion». Trans. Soc. Meeh. Eng. (Japan) 6 (1940) S—2.
198. W. N. Findley, «Fatigue of Metals under Combinations of Stresses».
Trans. Amer. Soc. Meeh. Engrs. 79 (1957) 1337.
199. H. J. Gough and H. V. Pollard, «Properties of Some Materials for
Cast Crankshafts with Special Reference to Combined Stresses». Proc. Inst.
Auto. Engrs. 31 (1937) 821.
’200 . T. Nishihara and M. Kawamoto, «The Strength of Metals under
Combined Alternating Bending and Torsion with Phase Difference». Me-
moirs Coll. Engg. Kyoto Univ. Japan 11 (1945) 85.
201. K. Matthaes, «Fatigue Strengths of Light Alloys». Z. Metallkunde 24
(1932) 176.
202. J. A. Sauer and D. C. Lemmon, «Effect of Steady Stress on Fatigue
Beraviour of Aluminium». Trans. Amer. Soc. Met. 42 (1950) 559.
203. H. J. Gough, «Engineering Steels under Combined Cyclic and Static
Stresses». J. Appl. Meeh. 17 (1950) 113.
204. H. L. С о x, «Four Studies in the Theory of Stress Concentrations». Aero.
Res. Council Monograph R and M No. 2704 (1953).
205. R. C. A. Thurston and J. E. Field, «Fatigue Strength under Bending,
Torsional and Combined Stresses of Steel Test-Pieces with Stress Concen-
trations». Proc. Instn. Meeh. Engrs. 168 (1954) 785.
206. H. L. Cox, «Fatigue». J. Royal Aero Soc. 57 (1953) 559.
207. R. E. Peterson, «Torsion and Tension Relations for Slip and Fatigue»,
Colloquium on Fatigue, Stockholm (1955). Springer-Verlag, Berlin (1956)
186.
208. G. Stanfield, Proc. Inst. Meeh. Engrs. 131 (1935) 93.
209. F. B. S t u 1 e n and H. N. Cummings, «А Failure Criterion for Multi-
Axial Fatigue Stresses». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 54 (1954) 822.
330
210. W. N. Findley, «Theories Relating to Fatigue of Materials under Com-
binations of Stress», Colloquium on Fatigue, Stockholm (1955). Springer—
Verlag, Berlin (1956) 35.
211. W. N. Findley, J. J. Coleman and В. C. Hanley, «Theory for Com-
bined Bending and Torsion Fatigue». Int. Conf, on Fatigue, Inst. Meeh.
Engrs. (1956) 150.
212. A. Palmgren, «Endurance of Ball-Bearings», Z. Ver. Dtsch. Ing. 68
(1924) 339.
213. M. A. Miner. «Cumulative Damage in Fatigue». J. Appl. Meeh. 12 (1945)
A-159.
214. T. F. Roylan ce, «Review of Cumulative Damage in Fatigue». M. O. S. S.
and T Memo. 8/57 (1957).
215. J. Schijve and F. A. Jacobs. «Cumulative Damage in Fatigue of
Riveted Aluminium Alloy Joints». Nat. Aero. Res. Inst. Amsterdam 20
(1956) N.L.L. Report M 1999.
216. J. B.Kommers, «Effect of Overstress in Fatigue on the Endurance Life
of Steel». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 45 (1945) 532.
217. J. A. Bennett, «Damaging Effect of Fatigue Stressing on X4130 Steel».
Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 46 (1946) 693.
218. Battelle Memorial Institute, Prevention of the Failure of Metals under
Repeated Stress. John Wiley, New York. Chapman and Hall, London (1941).
219. J. C. Levy, «Cumulative Damage in Fatigue». Engineering 179 (1955) 724.
220. F. E. R i c h a r t and N. M. Newmark, «An Hypothesis for the Deter-
mination of Cumulative Damage in Fatigue». Proc. Amer. Soc. Test. Mat.
48 (1948) 767.
221. S. M. Marco and W- L. Starkey, «А Concept of Fatigue Damage».
Trans. Amer. Soc. Meeh. Engrs. 76 (1954) 627.
222. G. E. Dieter, G. T. Horne and R. F. Mehl, «Statistical Study of
Overstressing in Steel». Nat. Adv. Co. Aero. Tech. Note 3211 (1954).
223. Anon. «Recovery and Permanent Damage to Metals under Fatigue Con-
ditions». Fulmer Res. Inst. Rpt. R 94/8 (1957).
224. E. W. C. Wilkins, «Cumulative Damage in Fatigue», Colloquium on
Fatigue, Stockholm (1955). Springer—Verlag, Berlin (1956).
225. D. Webber and J. C. Levy, «Cumulative Damage in Fatigue with Re-
ference to the Scatter of Results». M. O. S. S T Memo. No. 15/58 (1958).
226. T. J. Dolan, F. E. R i c h a r t and С. E. Work, «Influence of Fluctua-
tions in Stress Amplitude on the Fatigue of Metals. Proc. Amer. Soc. Test.
Mat. 49 (1949) 646.
227. H. T. С о r t e n, G. M. Sinclair and T. J. Dolan, «The Influence of
Fluctuating Stress Amplitude on Fatigue Life of 75S-T6 Aluminium». Proc.
Amer. Soc. Test. Mat. 54 (1954) 737.
228. T. J. Dolan and H. F. Brown, «Effect of Prior Repeated Stressing on
the Fatigue Life of 75S—T Aluminium», Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 52
(1952) 733.
229. I. Smith, D. M. Howard and F. C. Smit h, «Cumulative Damage of
Axially Loadel Alclad 75S—T6 and Alclad 24S—T3 Aluminium Alloy Sheet».
Nat. Adv. Co. Aero. Tech. Note 3293 (1955).
230. F. J. P 1 a n t e m a, «Some Investigations on Cumulative Damage». Coll,
on Fatigue, Stockholm (1955). Springer-Verlag, Berlin (1956) 218.
231. J. B. Kommers, «Overstressing and Understressing in Fatigue». Proc.
Amer. Soc. Test. Mat. 43 (1943) 749.
232. H. F. Moore, S. W. Lyon and N. P. Inglis, «Fatigue Strength of
Cast Iron». Univ. Illinois Engg. Expt. Station Bull. No. 164 (1927).
233. G. N. J. Gilbert and К. B. Palmer, «The Influence of Understressing
on the Fatigue Properties of Flake Graphite and Nodular Graphite Cast
Irons». Brit. Cast Iron Res. Assoc. J. Res. and Development 6 (1956) 410.
331
234. К. В. Palmer, «The Effect of Understressing on the Fatigue Properties
of Coarse Flake Graphite Cast Iron». Brit. Cast Iron Res. Assoc. J. Res. and
Development 6 (1957) 660.
235. F. Bollenrath and H. Cornelius, «Effect of Rest Periods on Endu-
rance and Fatigue -Strength of Metals». Z. Ver. Dtsch. Ing. 84 (1940) 295.
Transl. Bull. British Non-Ferrous Metals Res. Assoc. 135 (1940) 264.
236. G. M. Sinclair. «Coaxing Effect in Fatigue of Metals» Proc. Amer.
Soc. Test Mat. 52 (1952) 743.
237. J. Holden, «Fundamental Considerations on the Fatigue of Metals». Chap-
ter in The Fatigue of Metals. Inst. Metallurgists (1955) 3.
238. R. B. Heywood, «Effect of High Loads on Fatigue». Coll, on Fatigue.
Stockholm (1955). Springer-Verlag, Berlin (1956) 92.
239. E. G a s s n e r, «Effect of Variable Load and Cumulative Damage on Fati-
gue in Vehicles and Airplane Structures». Int. Conf, on Fatigue, Inst. Meeh.
Engrs. (1956) 304.
240. E. G assn er, «Performance Fatigue Testing with Respect to Aircraft De-
sign». Int. Conf, on Fatigue in Aircraft Srtuctures. Academic Press, New
York (1956) 178.
241. A. M. Freudenthal and R. A. Heller, «Accumulation of Fatigue Da-
mage». Int. Conf, on Fatigue in Aircraft Srtuctures. Academic Press, New
York (4956) 146.
242. H. F. Hardrath and E. C. Utley, «Behaviours of 24S—T4 Aluminium
Alloy Subjected to Repeated Stresses of Constant and Varying Amplitudes».
Nat. Adv. Co. Aero. Tech. Note 2798 (1952).
243. A. M. Freudenthal, «А Random Fatigue Testing Procedure and Mac-
hine». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 53 (1953) 896.
244. G. W a 11 g r e n. «Fatigue Tests with Stress Cycles of Varying Amplitu-
des». FFA Report No. 28 (*1949).
245. A. K. Head and F. H. Hooke, «Random Noise Fatigue Testing». Int.
Conf, on Fatigue, Instn. Meeh. Engrs. (1956) 301.
246. W. A. P. F i s h e r, «Programme Fatigue Tests on Notched Bars to a Gust
Load Spectrum». R. A. E. Tech. Note Struct. 236 (1958).
247. R. A. Carl and T. J. W e g e n g, «Fatigue of Aircraft Structures». Proc.
Amer. Soc. Test. Mat. 54 (1954) 903.
248. H. W. Liu and H. T. Cor ten, «Fatigue Damage During Complex Stress
Histories». Nat. Aero, and Space Admin. Tech. Note D—256 (1959).
249. N. M. Newmark, «Review of Cumulative Damage in Fatigue». Symp.
Fatigue and Fracture of Metals. M. I. T. (1950). John Wiley and Sons, New
York, Chapman and Hall, London (1952) 197.
250. T. Wyss, «Influence of Testing Frequency on the Fatigue Strength of
Steels and Light Alloys». Amer. iSoc. Test. Mat. Bull. 188 (1953) 31.
251. N. Stephenson, «А Review of the Literature on the Effect of Frequency
on the Fatigue Properties of Metals and Alloys». National Gas Turbine Es-
tablishment Memo M 320 (1958).
252. С. E. Inglis, «Stresses in a Plate due to the Presence of Cracks and
Sharp Corners». Engineering 95 (1913) 415.
253. R. E. Peterson, Stress Concentration Design Factors. J. Wiley, New
York. Chapman and Hall, London (1953).
254. J. R. Linge, «Brittle Lacquers». Research Applied in Industry 13 (Jan.
(1960) 18.
255. M. M. F г о c h t, Photoelasticity. J. Wiley, New York. Chapman and HalL
London. Vol. I (1941), Vol. 2 (1948).
256. R. B. Heywood, Designing by Photoelasticity. Chapman and Hall (1952).
257. E. G. Coker and L. N. G. F i 1 о n, Photoelasticity, revised by H. T. Jes-
sop. Cambridge Univ. Press (1957).
258. C. S. Y e n and T. J. D о 1 a n, «А Critical Review of the Criteria for Notch-
Sensitivity in Fatigue of Metals». Univ. Illinois Bull. 398 (1952).
259. P. Kuhn, «Influence of Size on the Fatigue of Notched Specimens». Rev.
Met. 55 (1958) 860.
332
260. M. Hempel. «Effect of Specimen Size on Fatigue Strength». Draht 8
(1957) 385.
261. С. E. Phillips and R. B. Heywood, «Size Effect in Fatigue of Plain
and Notched Steel Specimens Loaded under Reversed Direct Stress». Proc.
Inst. Meeh. Engrs. 165 (1951) 113.
262. C. Massonnet, «Effect of Size, Shape and Grain Size on the Fatigue
Strength of Medium Carbon Steel». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 56 (1956)
954.
263. H. F. M о о r e, «Size Effect and Notch Sensitivity in «Fatigue». Proc. Amer.
Soc. Test. Mat. 45 (1945) 507.
264. D. Morkovin and H. F. Moore, «The Effect of Size of Specimens on
Fatigue Strength of Three Types of Steel». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 44
(1944) 137.
265. R. E. Peterson and A. M. Wahl, «Two and Three Dimensional Cases
of Stress Concentrations and Comparison with Fatigue Tests». Trans. Amer.
Soc. Meeh. Engrs. 58 (1935) A. 15.
266. O. J. H о г g e r and J. L. M a u 1 b e t s c h, «Increasing the Fatigue Strength
of Press-Fitted Axle Assemblies by Surface Rolling». Trans. Amer. Soc.
Meeh. Engrs. 58 (1936) A91.
267. H. Majors, «Dynamic Properties of Nodular Cast Iron». Trans. Amer.
Soc. Meeh. Engrs. 74 (1952) 365.
268. W. Buchmann, «Influence of Notch Size on Endurance Limit». Z. Ver.
Dtsch. Ing. 87 (1943 ) 325.
269. R. Mailander and W. Bauersfeld, «Effect of Diameter of Testpiece
on Alternating Torsional Fatigue Strength of Steel». Krupp. Mitt. 2 (1943)
143.
270. O. J. H о r g e r and H. >R. N e i f e r t, «Fatigue Strength of Machined For-
gings 6 to 7 inches in Diameter». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 39 <1939)
723.
271. F. C. Eaton, «Fatigue Tests of Large Alloy Steel Shafts». Amer. Soc.
Test. Mat. Spec. Tech. Publ. 216 (1957) 96.
272. C. W. Bunyan, «Fatigue Performance of Marine Shafting». Amer. Soc.
Test. Mat. Spec. Tech. Publ. 216 (1957) 59.
273. E. J. Eckert, «Torsional Fatigue Testing of Axle Shafts». Amer. Soc.
Test. Mat. Spec. Tech. Publ. 216 <1957) 21.
274. E. Lehr and F. Rue f, «Fatigue Strength of Crankshafts of Large Die-
sels». Engineers Digest 5 (1944) 285.
275. С. E. Phillips and A. J. Fenner, «Some Fatigue Tests on Aluminium
Alloy and Mild Steel Sheet With and Without Drilled Holes.» Proc. Instn.
Meeh. Engrs. 165 (1951) 125.
276. G. Forrest, «The Effect on Fatigue of Notches, Surface Finishes etc.»
Chapter in The Fatigue of Metals. Inst. Metallurgists (1955) 40.
277. H. L. Cox, «Stress Concentration in Relation to Fatigue». Int. Conf, on
Fatigue, Instn. Meeh. Engrs. (1956) 212.
278. R. E. Peterson, «Methods of Correlating Data from Fatigue Tests of
Stress Concentration on Specimens». Stephen Timoshenko 60th Anniversary
Vol. Macmillan (1938) 179.
279. R. W. К а г г у and T. J. Dolan, «Influence of Grain Size on Fatigue
Notch Sensitivity». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 53 (1953) 789.
280. N. E. F г о s t, «А Relation Between the Critical Alternating Propagation
Stress and Crack Length for Mild Steel». Proc. Instn. Meeh. Engrs. 173
(1959) 811.
281. N. E. Frost, «Notch Effects and the Critical Alternating Stress Required
to Propagate a Crack in an Aluminium Alloy Subject to Fatigue -Loading».
J. Meeh. Engng. Science 2 (1960) 109.
282. J. A. Bennett, «The Distinction Between Initiation and Propagation of
a Fatigue Crack». Int. Conf, on Fatigue. Instn. Meeh. Engrs. (1956) 548.
333
283. P. Kuhn and H. F. H а г d г a t h, «An Enigneering Method for Estima-
ting Notch Size Effect in Fatigue Tests on Steel». Nat. Adv. Co. Aero.
Tech. Note 2805 (1952).
284. R. B. Heywood, «Stress Concentration Factors». Engineering 179 (1955)
146.
285. R. E. Peterson, «Relation Between Life Testing and Conventional Tests
of Materials». Amer. Soc. Test. Mat. Bull. No. 133 (1945 ) 9.
286. A. Pomp and M. Hempel, «Unnotched and Notched Fatigue Strengths
of Unalloyed and Alloyed Structural Steels Between +20° and —78° C. Arch.
Eisenhuttenw. 21 (1950) 53.
287. F. Korber and M. Hempel, «Axial Loading, Bending and Torsional
Fatigue Tests of Steel Specimens with Holes and Notches». Mitt, aus dem
Kaiser—Wilhelm Inst, fur Eisenforschung 21 (>1939) 1.
288. S. F. D о г e у and G. P. Smedley, «The Influence of Fillet Radius on
the Fatigue Strengths of Large Steel Shafts». Int. Conf, on Fatigue. Inst.
Meeh. Engrs. (1956) 247. (See also discussion on Pages 750 and 881).
289. T. T. Oberg and J. B. Johnson, «Fatigue Properties of Metals at 3450
and 10,600 Cycles per Minute». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 3711 (1937) 195.
290. S. B. Bailey, «Nodular Cast Iron». Proc. Instn. Meeh. Engrs. 168 (1954)
643.
291. H. W. Russell and W. A. Weicker, «Damage and Overstress in the
Fatigue of Ferrous Materials». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 3611 (1936) 118.
292. P. Kuhn, «Effect of Geometric Size on Notch Fatigue». Colloquium on Fa-
tigue, Stockholm (1955). Springer-Verlag, Berlin (1956) 131. (And see dis-
cussion by R. E. Peterson).
293. G. H. Found, «The Notch Sensitivity in Fatigue Loading of Some Mag-
nesium-Base and Aluminium-Base Alloys». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 46
(1946) 715.
294. J. C. McDonald, «Tensile, Creep and Fatigue Properties at Elevated
Temperatures of Some Magnesium Base Alloys». Proc. Amer. Soc. Test.
Mat. 48 (1948) 737.
295. D. J. McAdam and iR. W. С 1 у n e, «Influence of Chemically and Mecha-
nically Formed Notches on Fatigue of Metals». J. Res. Nat. Bureau Stan-
dards 13 (1934) 527.
296. H. R. Ogden, F. C. Holden and R. I. Jaffee, «Mechanical Properties
of Titanium-Chrome-Molybdenum Alloys». Trans. Amer. Soc. Met. 48 (1956)
627.
297. H. V. Kinsey, «The Mechanical and Engineering Properties of Commer-
cially Available Titanium Alloys». N. A. T. O. Adv. Group for Aero. Res.
and Devel. Report 100 (1957).
298. С. B. D i 11 m a r, C. W. Bauer and D. Evers, «Fatigue Behaviour of
Titanium and Titanium Alloys». Wright Air Development Center. Tech.
Report 56-304 (1957).
299. H. F. Hardrath, С. B. Landers and E. C. Utley, «Axial Load Fati-
gue Tests on Notched and Unnotched Specimens of 61S—T6 Aluminium Al-
loy, Annealed 347 Stainless Steel and Heat-Treated 403 Stainless Steel».
Nat. Adv. Co. Aero. Tech. Note 3017 (1953).
300. K. Gunn, «Effect of Yielding on the Fatigue Properties of Testpieces Con-
taining Stress Concentrations». Aero. Quarterly 6 (1955) 277.
301. H. J. Grover, S. M. Bishop and L. R. Jackson, «Axial Load Fati-
gue Tests on Notched Sheet Specimens of 24S—T3 and 75S—T6 Aluminium
Alloys and of SAE 4130 Steel with Stress Concentration Factors of 2 and
4». Nat. Adv. Co. Aero. Tech. Note 2389 (1951).
302. J. S c h i j v e, «Fatigue Crack Propagation in Light Alloys». National Lucht-
vaar and Laboratorium Amsterdam. NLL—TN M 2010 (1956).
303. L. J. Deme r, «Interrelation of Fatigue Cracking, Damping and Notch
Sensitivity». Wright Air Development Center Rpt. 56—408 (1957).
304. P. J. *E. Forsyth and D. A. Ryder, «Fatigue Fracture». Aircraft Engng.
32 (1960) 96.
334
305. N. E. Frost and D. S. C u g d a 1 e, «The Propagation of Fatigue Cracks,
in Sheet Specimens». J. Meeh. Phys. Solids 6 (1958) 92.
306. N. E. Frost, «Propagation of Fatigue Cracks in Various Sheet Mate-
rials». J. Meeh. Engng. Science 1 (1959) 151.
307. A. J. McEvily, W. Illg and H. F. Ha rd rath, «Static Strength of
Aluminium Alloy Specimens Containging Fatigue Cracks.» Nat. Adv. Co.
Aero. Tech. Note 3816 (1956).
308. P. G. Forrest, «The Measurement of Fatigue Damage in Mild Steel»..
Engineering 182 (1956) 266.
309. J. A. К i e s and W. L. H о I s h о u s e r, «Fatigue Damage of Steels by Sup-
plementary Tension-Impact Tests». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 42 (1942).
310. E. R. G a d d, «Fatigue from the Metallurgists Viewpoint». J. Roy. Aero.
Soc. 57 (1953) 565.
311. E. R. Gadd, «Fatigue in Aero—Engines». Int. Conf, on Fatigue. Inst.
Meeh. Engrs. (1956) 658.
312. G. Forrest, «Internal or Residual Stresses in Wrought Aluminium Al-
loys». J. Royal Aero. Soc. 58 (1954) 261.
313. Internal Stresses in Metals and Alloys. Symp. Inst, of Metals, Monograph
No. 5 (1948).
314. O. J. Horger, «Redisual Stresses». Amer. Soc. Meeh. Engrs. Handbook
«Metals Engineering-Design». (1953) 42.
315. Residual Stresses in Metals and Metal Construction. Reinhold, New
York (1954).
316. Symposium Internal Stresses and Fatigue in Metals. General Motors U.S.A..
1958. Elsevier, Amsterdam, London, New York (1959).
317. H. Buhler and H. Buchholtz, «The Effect of Residual Stresses on.
Fatigue Strength». Mitt. Forsch. Inst. Dortmund 3 (1933) 235. Stahl und
Eisen 63 (1933) 1330.
318. D. Rosenthal and G. Sines, «Effect of Residual Stress on the Fati-
gue Strength of Notched Specimens». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 51 (1951)
593.
319. D. S. Dugdale, «Effect of Residual Stress on Fatigue Strenght». Wel-
ding J. 38 (1959) 45 s.
320. M. L. Becker and С. E. Phillips, «Internal Stresses and their Ef-
fect on the Fatigue Resistance of Spring Steels». J. Iron and Steel Inst.
133 (1936) 427.
321. G. Forrest, «Some Experiments on the Effect of Residual Stresses on,
the Fatigue of Aluminium Alloys». J. Inst. Met. 72 (4946) 523.
322. R. L. Mattson and J. G. Roberts, «Effect of Residual Stresses Indu-
ced by Strain Peening upon Fatigue Strength». Symp. Internal Stresses,
and Fatigue, General Motors (1958). Elsevier (1959) 337.
323. G. M. Sinclair, H. T. С о r t e n and T. J. Dolan, «Effect of Surface-
Finish on the Fatigue Strength of Titanium Alloys RC. 130B and Ti I40A.
Trans. Amer. Soc. Meeh. Engrs. 79 (1957) 89.
324. В. C. Hanley and T. J. Dolan, «Surface Finish». Amer. Soc. Meeh.
Engrs. «Metals Engineering—Design». (1953) 100.
325. O. J. Horger and H. R. N e i f e г t, «The Effect of Surface Conditions,
on Fatigue Properties». Symp. Surface Treatment of Metals. Amer. Soc.
Met. (1941).
326. G. A. Hankins, M. L. Becker and H. R. Mills, «The Effect of Sur-
face Conditions on the Fatigue of Steels». J. Iron and Steel Inst. 133.
(1936) 399.
327. E. S i e b e 1 and M. G a i e r, «The Influence of Surface Roughness on the
Fatigue Strength of Steels and Non-Ferrous Alloys». Z. Ver. Dtsch. Ing.
98 (1956) 1715. Transl. Engineers Digest 18 (1957) 109.
328. N. J. F. G u n n, «The Effect of Surface Finish on the «Fatigue Resistance
of Two Aluminium Alloys». R. A. E. Tech Note Met. 196 (1954).
335.
329. E. Houdremont and R. M a i 11 a n d e r, «Bending Fatigue Tests on
Steels». Stahl und Eisen 49 (1929) 833.
330. M. Hempel. «The Problem of Specimen Size in Fatigue». Arch. Eisen-
hutten. 22 <195-1) 425.
331. В. C i n a, «The Effect of Surface Finish on Fatigue». Metallurgia 55
(.1957) 14.
-332. D. N. С 1 e d w у n-D a v i e s, «Effect of Grinding on the Fatigue Strength
of Steels». Proc. Instn. Meeh. Engrs. 169 (1955 ) 83.
333. G. A. Hankins and M. L.-.B e с к e r, «The Fatigue Resistance of Un-
machined Forged Steel». J. Iron and Steel Inst. 126 (1932) 205.
334. J. F. Watkinson, «The Influence of Some Surface Factors on the Tor-
sional Fatigue Strength of Spring Steels». Int. Conf, on Fatigue. Inst.
Meeh. Engrs. (1956) 445.
335. J. G. Brookman and L. Kiddle, «Prevention of Fatigue Failures by
Shot-Peening». Symp. Failure of Metals by -Fatigue. Melbourne (1946 ) 395.
-336. В. I о n e s, «Shot Peening». Steels in Modern Industry. Illiffe & Sons, Lon-
don (1951) 501.
337. Anon. Shot Peening. Wheelabrator Corp. U. S. 5th Ed. (1956).
338. S. Takeuchi and T. Hоmma, «Effect of Shot-Peening on the Fatigue
•Strength of Metals». Sci Reports Tokhoku Univ. 10 (1958) 426. 11 (1959)
48 and 94.
339. J. M. Lessells and R. F. В г о d r i c k, «Shot—Peening as Protection of
Surface—Damaged Propeller—iBlade Materials». Int. Conf, on Fatigue.
Inst. Meeh. Engrs. (1956) 617.
340. J. О. A 1 m e n, «Shot Blasting to Increase Fatigue Resistance». Trans.
Soc. Auto Engrs. 1 (1943) 248.
341. J. O. Al men, «Fatigue Weakness of Surfaces». Prod. Engineering 21 (No-
vember 1950) 117.
342. A. G. H. С о о m b s, F. S h e r r a 11 and J. A. P о p e, «The Effects of Shot—
Peening on the Fatigue Strength of Hardened and Tempered Spring Steel».
Int. Conf, on Fatigue. Inst. Meeh. Engrs. (1956) 227. See also discussion
by J. F. Watkinson, page 755.
343. G. H. Found, «Increasing the Endurance of Magnesium Castings by Sur-
face Work». Metal Progress 60 (August 1951) 51.
344. A. W. Demm 1 eг, M. J. Sinnott and L. Thomassen, «Fatigue Pro-
perties of Some Titanium Alloys». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 55 (1955 ) 981.
345. R. J. Love, «Fatigue in Automobiles». Int. Conf, on Fatigue. Inst. Meeh
Engrs. (1956) 570.
-346. G. N. J. Gilbert and К. B. Palmer, «Influence of Surface Rolling on
the Fatigue Strength of Cast Iron». Brit. Cast Iron Res. Ass. J. Res. and
Develop. 5 (1953—4) 71 and 447.
347. G. Sachs, «Improving Aircraft Propellers by Surface Rolling». Metals and
Alloys 10 (1939) 19.
348. F. H. Vitovec, «Effect of Static Prestrain on Fatigue Properties». Proc.
Amer. Soc. Test. Mat. 58 (1958) 552.
349. J. О. A 1 m e n, «Some Needed Precautions when Induction and Flame Har-
dening». Metal Progress 46 (1944) 1263.
350. R. J. В г о w n, Sheet Metal Industries 24 (1947 ) 795.
351. Steels in Modern Industry. Illiffe & Sons (London) 1951.
352. F. C. L e a, «Effect of Discontinuities and Surface Conditions on Failure
under Repeated Stress». Engineering 144 (1937) 87, 140.
353. R. A. F. Hammond and C. Williams, «The Effect of Electroplating
on Fatigue Strength». Metal. Rev. 5 (1960) 165.
354. T. C. de К. К u u n, «The Fatigue Strength of Chromium—Plated Steel».
South. African Meeh. Engr. 9 (1960) 139.
355. H. L. Logan, «Effect of Chromium Plating on the Endurance Limit of
Steels used in Aircraft». National Bureau of Standards. J. Research 43 (1949)
101.
336
356. R. H. D. В а г к 1 i е and Н. J. 'Davies, «Effect of Surface Conditions and
Eiectrodeposited Metals on the Resistance of Materials to Repeated Stres-
ses». Proc. Inst. Meeh. Engrs. 1 (1930) 731. Summary in Engineering 150
(1930) 670.
357. R. R. Moore, «Metallic Coatings». Amer. Soc. Meeh. Engrs. Metals Engi-
neering-Design (1953) 148.
358. J. О. A I m e n, «Fatigue Loss and Gain by Electroplating». Prod. Enginee-
ring 22 (June 1951) 109.
359. C. F. Williams and R. A. F. Hammond, «Effect of Chromium Plating
on the Fatigue Strength of Steel». Trans. Inst. Met. Finish 32 (1955) 85.
360. J. S. Jackson, «Hydrogen Occlusion and its Effect on the Fatigue Pro-
perties of Plain Carbon Soring Steels». Int. Conf, on Fatigue. Instn. Meeh.
Engrs. (1956 ) 500.
361. D. Birch on, «Metal Spraying—Effect of a Molybdenum Deposit on Ad-
hesion and on Fatigue of Ferritic Steels». Metallurgia 58 (1958) 273.
362. J. M. Finney, «Effect of Pickling and Anodising on the Fatigue Proper-
ties of 2L40 and DTD683 aluminium alloys». Metallurgia 60 (1959) 93.
363. E. G. Savage, E. G. F. Sampson and J. K. Curran, «The Effect of
Hard Anodic Coatings on the Fatigue Strength of DTD 364 В Aluminium
Alloy». R. A. E. Tech. Note Met. 200 (1954).
364. H. J. Gough, «Corrosion Fatigue of Metals». J. Inst. Met. 49 (1932) 17.
365. P. T. Gilbert, «Corrosion Fatigue». Metal. Rev. 1 (1956) 379.
366. A. J. Gould, «Corrosion Fatigue». Iron and Steel 24 (1951). 7; Int. Conf,
on Fatigue. Instn. Meeh. Engrs. (1956) 341.
367. U. R. Evans, The Corrosion and Oxidation of Metals. Edward Arnold,
London (1960)
368. T. W. Bunyan, «Service Fatigue Failures in Marine Machinery». Int.
Conf, on Fatigue. Instn. Meeh. Engrs. (1956) 713.
369. H. J. Gough and D. G. Sop with, «Some Comparative Corrosion Fati-
gue Tests employing two types of Stressing Action». J. Iron and Steel
Inst. 127 (1933) 301.
370. D. J. McAdam and G. W. G e i 1, «Pitting an its Effect on the Fatigue
Limit of Steels Corroded under Various Conditions». Proc. Amer. Soc. Test.
Mat. 41 (1941) 696. J. Res. Nat. Bureau Standards 24 (1940) 685.
371. D. J. McAdam, «Corrosion Fatigue of Metals». Trans. Amer. Soc. Steel
Treating 11 (1927) 355.
372. N. P. Inglis and G. F. Lake, «Corrosion Fatigue Tests of Steels in Ri-
ver Tees Water». Trans. Faraday Soc. 27 (1931) 803; 28 (1932) 715.
373. S. Hara, «Corrosion Fatigue of Marine Propeller Shafts». Int. Conf. Fa-
tigue. Instn. Meeh. Engrs. (1956) 348.
374. H. E. H a v e n, «Corrosion Fatigue on Streamline Wire for Aircraft». Trans.
Amer. Soc. Meeh. Engrs. 54 (1932) AERI09.
375. В. B. Wescott, «Fatigue and Corrosion Fatigue of Steels». Meeh. Eng.
60 (1938) 813.
376. T. S. Fuller, «Endurance Properties of Steel in Steam». Trans. Amer.
Inst. Min. and Met. Engrs. 90 (1930 ) 280. Trans. Amer. Soc. Steel Treat.
19 (1931) 97.
377. J. W. M a r t i n and G. C. Smith, «Fatigue of Metals in Liquid Metal En-
vironments». Metallurgia 54 (1956) 227.
378. D. J. McAdam, «Corrosion Fatigue of Non-Ferrous Metals». Proc. Amer.
Soc. Test. Mat. 2711 (1927) 102. Also Int. Congress Testing Materials, Am-
sterdam (1927) Vol. 1, p. 305.
379. H. J. Gough and D. G. S о p w i t h, «Resistance of Some Special Bronzes
to Fatigue and Corrosion Fatigue». J. Inst. Met. 60 (1937) 143.
380. D. G. S о p w i t h, «The Resistance of Aluminium and Beryllium Bronzes
to Fatigue and Corrosion Fatigue». Aero. Res. Council R. and M. 2486
(1950).
22 Заказ 893 337
381. C. A. Subbington and Р. J. Е. Forsyth, «Some Corrosion Fatigue
Observations on Aluminium—Zink Magnesium Alloys». RAE Tech. Note
Met. 289 (1958).
382. R. Sterner-Rainer and V. Jun g-K о n i g, «Corrosion Fatigue
Strength of some Aluminium Alloys». Korrosion u. Metallschutz 18 (1942)
337.
383. D. J. Mack, «Corrosion Fatigue Properties of Some Hard Lead Alloys in
Sulphuric Acid». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 45 (1945 ) 629.
384. N. P. Inglis, «Titanium Research and Development». Metal Industry 90
(1957) 185.
385. H. A. Ley bold, H. F. Hardrath and R. L. Moore, «The Effects of
Atmospheric Corrosion on the Fatigue Life of Aluminium Alloys». Nat. Adv.
Co. Aero. Tech. Note 4331 (1958).
386. Anon. Corrosion Prevention and Control. 2 (Dec. 1955 ) 37.
387. I. Cornet and S. Golan. «Influence of Temperature on Corrosion Fa-
tigue». Corrosion 15 (1959) 262t.
388. H. J. Gough and D G. Sop with, «Influence of Mean Stress on the Re-
sistance of Metals to Corrosion Fatigue». J. Iron and Steel Inst. 135 (1937)
293.
389. T. J. Dolan, «Simultaneous Effects of Corrosion and Abrupt Changes in
Section on the Fatigue Strength of Steel». J. Appl. Meeh. 5 (1938) A 141.
390. W. L. Collins and J. O. Smith, «Notch Sensivity of Alloyed Cast
Irons Subjected to Repeated and Static Loads». Proc. Amer. Soc. Test. Mat.
42 (1942)- 639.
391. K. Endo and Y. M i у a o, «Effects of Cycle Frequency on the Corrosion
Fatigue Strength». Bull. Japan Soc. Meeh. Engrs. 1 (1958 ) 374.
392. D. G. S о p w i t h and H. J. Gough, «Effect of Protective Coatings on the
Corrosion Fatigue Resistance of Steel». J. Iron and Steel Inst. 135 (1937)
315.
393. T. J. Dolan and H. H. В e n n i n g e r, «Effect of Protective Coatings on
the Corrosion Fatigue Strength of Steel». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 40
(1940) 658.
394. W. E. Harvey, «Protective Coatings against Corrosion Fatigue of
Steels». Metals and Alloys 1 (1930) 458 and 3 (1932) 69.
395. В. B. Wescott, Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 40 (1940 ) 667.
396. I. J. Gerard and H. Sutton, «Corrosion Fatigue Properties of Duralu-
min with and without Protective Coatings». J. Inst. Met. 56 (1935 ) 29.
397. N. P. Inglis and E. C. L a г к e, «Corrosion Fatigue Poperties of Alumi-
nium-Magnesium-Silicon Alloy in the Unprotected. Anodized and Painted
Conditions». J. Inst. Met. 83 (1954) 117.
398. J. A. Bennett, «Effect of an Anodic (HAE) Coating on the Fatigue
Strength of Magnesium Alloy Specimens». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 55
(1955) 1015.
399. A. J. Gould and U. R. Evans, «Effect of Shot-Peening on Corrosion
Fatigue of a High Carbon Steel». J. Iron and Steel Inst. 160 (1948) 164.
400. J. N. Kenyon, «А Corrosion Fatigue Test to Determine the Protective
Qualities of Metallic Platings». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 40 (1940) 705.
401. A. Royez and J. Pomey, «Protection against Corrosion Fatigue». Rev.
Met. 56 (1959) 122.
402. O. Foreman and E. Lundin, «Influence of Surface Coatings on the
Fatigue Strength of Steel». Proc. 1st World Met. Congress. Amer. Soc. Met.
(1951) 606.
403. W. J. Harris, «Cyclic Stressing Frequency Effect on Fatigue Strength».
Aircraft Engineering 31 (1959) 352.
404. H. J. Gough and D. G. S о p w i t h, «Atmospheric Action as a Factor in
Fatigue of Metals». J. Inst. Metals 49 (1932 ) 93.
405. H. J. Gough and D. G. S о p w i t h, «Some Further Experiments on At-
mospheric Action in Fatigue». J. Inst. Metals 56 (1935 ) 55.
338
406. H. J. Gough and D. G. S о p w i t h, «Inert Atmospheres as Fatigue En-
vironments». J. Inst. Metals 72 (1946) 415.
407. N. J. Wadsworth and J. Hutchings, «The Effect of Atmospheric
Corrosion on Metal Fatigue». Phil. Mag. 3 (1958) 1154.
408. H. J. Gough and D. G. W о p w i t h, «The Behaviour of a Single Crystal
of Aluminium under Alternating Torsional Stresses while Immersed in a
Slow Stream of Tap Water». Proc. Roy. Soc. A 135 (1932) 392.
409. U. R. Evans and M. T. S i m n a d, «The Mechanism of Corrosion Fatigue
of Mild Steel». Proc. Roy. Soc. A 188 (1947) 372.
410. D. Whit wham and U. R. Evans, «Corrosion Fatigue —the Influence
of Disarrayed Metal». J. Iron and Steel Inst. 165 (1950) 72.
411. К. H. R. W г i gh t, «Fretting Corrosion as an Engineering Problem». Cor-
rosion, Prevention and Control (Nov. 1957) 37.
412. A. J. Fenner, К. H. R. Wright and J. Y. Mann, «Fretting Corrosion
and its Influence on Fatigue Failure». Int. Conf, on Fatigue. Inst. Meeh.
Engrs. (1956) 386.
413. J. R. McDowell, «Fretting Corrosion Tendencies of Several Combina-
tions of Materials». Amer. Soc. Test. Mat. Symp. on Fretting Corrosion.
Spec. Tech. Publ. 144 (1952 ) 24.
414. К. H. R. Wright, «Fretting Corrosion of Cast Iron». Conf, on Lubrica-
tion and Wear. Instn. Meeh. Engrs. (1957) 628.
415. G. Sachs and P. Stefan, «Chafing Fatigue Strength of some Metals
and Alloys». Trans. Amer. Soc. Met. 29 (1941) 373.
416. G. A. Tomlinson, P. L. Thorpe and H. J. Gough, «The Fretting
Corrosion of Closely Fitting Surfaces». Proc. Instn. Meeh. Engrs. 141
(1939) 223.
417. W. E. Campbell, «The Current Status of Fretting Corrosion». Amer.
Soc. Test. Mat. Symp. on Fretting Corrosion. Spec. Tech. Publ. 144 (1952) 3.
418. A. J. Fenner and J. E. Field, «The Onset of Fatigue Damage due to
Fretting». N. E. Coast Inst. Engrs. and Shipbuilders. 76 (1960) 183.
419. O. J. Horger, «Influence of Fretting Corrosion on the Fatigue Strength
of Fitted Members». Amer. Soc. Test. Mat. Symp. on Fretting Corrosion.
Spec. Tech. Publ. 144 (1952) 40.
420. O. J. Horger, «Fatigue of Large Shafts by Fretting Corrosion». Int.
Conf, on Fatigue. Inst. Meeh. Engrs. (1956) 352.
421. O. J. Horger and H. R. Neifert, «Fretting Corrosion of Large Shafts
as Influenced by Surface Treatments». Amer. Soc. Test. Mat. Spec. Tech.
Publ. 216 (1957) 81.
422. H. W. Liu, H. T. С о r t e n and G. M. Sinclair, «Fretting Fatigue
Strength of Titanium Alloy RC 130В». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 57 (1957)
623.
423. N. A. Scarlett, «Creases to Prevent Fretting Corrosion». Engineering
189 (1960) 424.
424. H. Wiegand, «Nitriding». Rev. Metal 45 (1948) 105.
425. P. L. Teed, The Properties of Metalic Materials at Low Temperatures.
Chapman and Hall (1950).
426. M. Hempel and J. Luce, «Behaviour of Steel at Low Temperatures un-
der Alternating Stress». Mitt. Kaiser Wilhelm Inst, fur Eisemorschung. 23
(1941 53. Transl. RAE No. 303 (1949).
427. A. S. Kenneford and R. W. Nichols, «Fatigue Properties of Steels
at Low Temperatures». J. Iron and Steel Inst. 194 (1960) 13.
428. A. H. Sully, Metallic Creep. Buttenrworths. London (1949).
429. W. В e 11 e г i d g e, The Nimonic Alloys, Edward Arnold, London (1959).
430. N. P. Allen and P. G. Forrest, «Influence of Temperature on the Fa-
tigue of Metals». Int. Conf, on Fatigue, Inst. Meeh. Engrs. (1956) 327.
431. J. E. Breen and J. R. Lane, «Effect of Grain Size on High Temperature
Fatigue Properties of Alpha Brass». Trans. Amer. Soc. Metals 46 (1954)
1021.
22*
339
432. P. R. Т о о 1 i п and F. С. Hull, «Fatigue Strength of Refractaloy 26 as
Affected by Temperature, Hardness and Grain Size». Proc. Amer. Soc. Test.
Mat. 52 (1952) 791.
433. G. T. H а г r i s and H. C. Child, «Statistical Study of Creep and Fatigue
Properties of a Precision-Cast High Temperature Alloy». J. Iron and Steel
Inst. 178 (1954) 284.
434. M. J. M a n j о i n e, «Effect of Pulsating Loads on the Creep of Aluminium
Alloy 14S— Т». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 49 (1949) 788.
435. H. J. T a p s e 11, P. G. Forrest and G. R. T r e m a i n, «Creep due to
Fluctuating Stresses at Elevated Temperatures». Engineering 170 (1950)
189.
436. B. J. Laz a n, «Dynamic Creep and Rupture Properties under Tensile Fa-
tigue Stress». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 49 (1949) 757.
437. F. H. Vitov ec, «Dynamic Creep». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 57 (1957)
977.
438. J. F. Eckel, «Influence of Frequency on the Repeated Bending Life of
Acid Lead». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 51 (1951) 745.
439. H. F. Moore and C. W. D о 11 i n s, «.Fracture and Ductility of Lead and
Lead Alloys». Univ. Illinois, Bulletin No. 347 (1943).
440. G. R. G о h n and W. C. Ellis, «Fatigue of Lead Cable Sheath». Proc.
Amer. Soc. Test. Mat. 51 (1951) 721.
441. J. McKeown, «Fatigue Properties of some Non-Ferrous Metals excluding
Light Alloys». Int. Conf, on Fatigue, ilnst. Meeh. Engrs. (1956) 432.
442. P. G. Forrest, «Speed Effect in Fatigue». Proc. Roy. Soc. A. 242 (1957)
223.
443. G. F. Guarnieri, Int. Conf, on Fatigue. Inst. Meeh. Engrs. (1956) 841.
444. W. L. Collins, «Fatigue Tests of an Austenitic Cast Iron at Elevated
Temperatures». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 48*(1948) 696.
445. M. W e i s z and R. C a z a u d, «Influence of Temperature on the Notched
Fatigue Strength of Steel». Rev. Metal 56 (1959) 299.
446. F. H. V i t о v e c and B. J. L a zan, «Creep Rupture and Notch Sensitivity
Properties of S—816 Alloy up to 1650° F. under Fatigue and Static Stress».
Amer. Soc. Test. Mat. Spec. Tech. Publ. No. 174 (1955).
447. R. L. Ferguson, «Effect of Surface Finish on Fatigue Properties at Ele-
vated Temperatures». Nat. Adv. Co. Aero. Tech. Note 3142 (1954).
448. W. E. Jones and G. B. Wilkes, «Effect of Various Treatments on Fa-
tigue Strengths at Elevated Temperatures». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 50
(1950) 744.
449. A. Pomp and M. Hempel, «Fatigue Strength of Helical Springs at Ele-
vated Temperatures». Arch. Eisenhuttenw. 21 (1950) 263.
450. F. P. Bowden, «The Experiments of Boas and Honeycombe on Internal
Stresses due to Anisotropic Thermal Expansion of Pure Metals and Al-
loys». Symposium on Internal Stresses in Metals and Alloys. Inst. Metals.
(1947) 275.
451. A. H. Good ger, «Corrosion Fatigue Cracking Resulting from Wetting of
Heated Metal Surfaces». Int. Conf, on Fatigue. Instn. Meeh. Engrs. (1956)
394.
452. H. Thielsch, «Thermal Fatigue and Thermal Shock». Welding Research
Council Bulletin Series No. 10 (1952).
453. L. Northcott and H. G. Baron, «Craze—cracking in Metals». J. Iron
and Steel Inst. 184 (1956) 385. See also J. Iron and Steel Inst. 197 (1961)
223.
454. J. R. J о h n s t о n, J. W. W e e t о n and R A. Signorelli, «Engine Ope-
rating Conditions that Cause Thermal Fatigue Cracks in Turbojet-engine
Buckets». National Aeronautics and Space Administration. Memo. 4—7—59E.
(1959). See also N. A. S. A. T. N. D—272 (1960).
455. M. J. Whitman, R. W. Hall and C. Y a к e r, «Resistance of Six
Cast High-Temperature Alloys to Cracking Caused by Thermal Shock». Mat.
Adv. Co. Aero. Tech. Note 2037 (1950).
340
456. Н. Е. L а г d g е, «Thermal Fatigue Testing of Sheet Metal». Amer. Soc.
Test. Mat. Spec. Tech. Publ. No. 174 (1955) 146.
457. E. G 1 e п п у and T. A. T a 1 о r, «The Thermal Fatigue Behaviour of Me-
tals». J. Inst. Metals 88 (1960) 449. And see discussion 89 (1961) 428.
458. T. A. Hunter, «Thermal Shock Testing of High — Temperature Metallic
Materials». Amer. Soc. Test. Mat. Spec. Tech. Publ. No. 174 (1955) 164.
459. F. L. M u s c a t e 11, E. E. R e у n о 1 d s, W. W. D у г к a c z and J. H.Da-
1 h e i m, «Thermal Shick Resistance of High-Temperature Alloys». Proc.
Amer. Soc. Test. Mat. 57 (1957) 947.
460 P. A. Haythorne, «Sheet Metals for High Temperature Service». Iron
Age 162 (1948) 89.
461. S. S. Manson, «Behaviour of Metals under Conditions of Thermal
Stress». Nat. Adv. Co. Aero. Report 1170 (1954).
462. L. F. Coffin and R. P. Wesley, «Apparatus for the Study of the Ef-
fects of Cyclic Thermal Stresses on Ductile Metals». Trans. Amer. Soc. Meeh.
Engrs. 75 (1953) 923.
463. L. F. Coffin, «Thermal-Stress Fatigue as Related to High-Temperature
Piping Flexibility». Trans. Amer. Soc. Meeh. Engrs. 79 (1957) 1637.
464. L. F. Coffin, «Strain Cycling and Thermal Stress Fatigue». Proc. 4th
Sagamore Ordnance Materials Research Corp. Syracuse University Res. Inst.
New York (1957).
465. H. Majors, «Thermal and Mechanical Fatigue of Nickel and Titanium».
Trans. Amer. Soc. Met. 51 (1959) 421.
466. F. J. Clauss and J. W. Freeman, «Thermal Fatigue of Ductile Mate-
rials». 1. Nat. Adv. Co. Aero. Tech. Note 4160 (1958), Adv. Co. Aero Tech.
Note 4165 (1958). 3 Nat. Aero and Space Admin. Tech. Nate D—69 (1959).
467. R. W. Swindeman and D. A. Douglas, «The Failure of Metals
Subject to Strain Cycling». Trans. Amer. Soc. Meeh. Engrs. 81 D (1939) 203.
468. F. J. Mehringer and R. P. F e 1 g a r, «Low-Cycle Fatigue of Two Nickel-
Base Alloys by Thermal-Stress Cycling». Trans. Amer. Soc. Meeh. Engrs.
82 D (I960) 661.
469. L. F. Coffin, «The Stability of Metals under Cyclic Plastic strain».
Trans. Amer. Soc. Meeh. Engrs. 82 D (1960) 671.
470. S. M. Arnold, «Effect of Screw Threads on Fatigue». Mechanical
Engng. 65 (1943) 497.
471. J. G. Ritchie, «Fatigue of Bolts and Studs», Symp. Failure of Metals by
Fatigue, (1946) Melbourne Univ. Press (1947) 260.
472. R. С. A. T h u s s t о n, «The Fatigue Strength of Threaded Connections».
Trans. Amer. Soc. Meeh. Engrs, 73 (-1951) 1085.
473. J. E. Filed, «Fatigue Strength of Screw Threads». Engineer 198
(1954) 123.
474. D. G. S о p w i t h and J. E. F i e d. «Unification of Screw Thread Practice».
Engineer 203 (1957) 793.
475. H. F. Moore and P. E. Henwood, «The Strength of Screw Threads
under Repeated Tension». Univ. Illinois Eng. Expt. Station Bull. No. 264
(1934).
476. R. T. Allsop and J. A. Fowler, «Development of Aircraft Fasteners by
G. K.N.» G.K.N. Report No. 524 (1960).
477. H. Dinner and W. Felix, «Rolling of Screw Threads». Engineers’ Di-
gest, 6 (1945) 332.
478. J. O. Al men, «On the Strength of Highly iSrtessed, Dynamically Loaded
Bolts and Study». Trans. Soc. Automotive Engrs. 52 (1944) 151.
479. W. A. P. Fisher, R. H. Cross and G. M. Norris, «Pre-Tensioning
for Preventing Fatigue Failure in Bolts». Aircraft Engng. 24 (1952) 160.
480. P. B. Walker, «Fatigue of a Nut and Bolt». J. Royal Aero Soc. 62
(1958) 395.
481. A. Erker, «Design of Screw Fastenings, Subject to repeated Stress».
Int. Conf, on Fatigue, Inst. Meeh. Engrs. (1956) 290.
341
482. D. G. S о p w i t h, «The Distribution of Load in Screw Threads». Proc. Inst.
Meeh. Engrs. 159 (1948) 373.
483. H. Wiegand. «Effect of the nut material on the Fatigue strength of
bolts». Z. Ver. Dtsch. Ing. 83 (1939) 64.
484. R. B. Heywood, «Longer Fatigue Life for Nuts and Bolts. Engineering
189 (1960) 494.
485. F. Kaufmann and W. J a n i c h e, «Fatigue Strength of Steel Bolts and
Studs Fitted with Steel or Magnesium Alloy Nuts». Z. Ver. Dtsch. Ing. 85
(1941) 504.
486. R. H. Cross and G. M. Norris, «Preventing Fatigue Failure of Steel
Bolts». Engineer 198 (1954) 410.
487. M. H e t e n у i, «А Photoelastic Study of Bolt and Nut Fastenings» Trans.
Amer. Soc. Meeh. Engrs. 65 (1943) A 93.
488. A. F. C. Brown and W. M с С I i m о n t, «Fatigue Strength of Five Types
of Stud». Engineering 189 (1960) 430.
489. R. B. Heywood, «The Strength of Lugs in Fatigue». Royal Aircraft Est.
Tech. Note Struct. 182 (1956).
490. J. S c h i j v e and F. A. Jacob s, «The Fatigue Strength of Aluminium
Alloy Lugs». Nat. Lucht. Lab. TN. M. 2024 (1957).
491. A. C. Low, «The Fatigue Strength of Pin—Jointed Connections in Alumi-
nium Alloy BS. L 65». Proc. Inst Meeh. Engrs. 172 (1958) 821 (and see
discussion).
492. W. A. P. F i s h e г and W. J. W i n к w о r t h, «Improvements in the Fatigue
Strength of Joints by the Use of Interference Fits». Aero. Res. Council.
R. M. 2874. H. M. S. O. (1955).
493. W. M. Wilson and F. P. Thomas, «Fatigue Tests of Riveted Joints».
Univ. Illinois, Eng. Expt. Station, Bull. No. 302 (1938).
494. W. H. M u n s e, D. T. Wright and N. M. Newmark, «Laboratory
Tests of Bolted Joints». Trans. Amer. Soc. Civil Engrs. 120 (1955) 1299.
495. S. Kelsey and J. B. Spooner, «Direct Stress Fatigue Tests on Redux—
Bonded and Riveted Double Strap Joints in 10 S. W. G. Aluminium Alloy
Sheet». Aero. Res. Council, Current paper 355 (1957).
496. A. Hartman and W. КI a a s s e n, «The Fatigue Strength of Single
Lap Joints of Clad 24 S—T and 75 S—T Aluminium Alloy with Two Rows
of 17S Rivets». Nat. Lucht. Lab. TN M. 2011 (1956).
497. H. W. Russell, L. R. Jackson, H. J. Grover and W. W. Beaver,
«Fatigue Characteristics of Sheet and Riveted Joints of 0.040». 24 S—T,
75 S—T and R 303—T 275, Aluminium Alloys». Nat. Adv. Co. Aero.
Tech. Note 1485 (1948).
498. L. R. Jackson, W. M. Wilson, H. F. Moore and H. J. Grover,
«The Fatigue Characteristics of Bolted Lap Joints of 24S—T Alclad Sheet
Material». Nat. Adv. Co. Aero. Tech. Note 1030 (1946).
499. F. A. J а с о b s and A. H a г t m a n, «The Fatigue Strength of Redux-Bonded
75 S—T Clad Simple Lap Joints». Nat. Lucht. Lab. Report M. 1969 (1954).
500. A. Hartman, «The Fatigue Strength of Riveted Single Lap Joints of
24S—T Alclad Sheet and 17S Rivets». Nat. Lucht. Lab. TN. M. 1943 (1954).
501. H. Burnheim, «The Endurances of Riveted Joints in Light Metal Sheets».
Aluminium 28 (1952) 140 and 222.
502. W. A. P. Fisher and W. J. W i n к w о г t h, «The Effect of Tight Clam-
ping on the Fatigue Strength of Joints». Aero. Res. Council. R. M. 2873,
H.M.S.O. (1955).
503. R. B. Heywood, «Correlated Fatigue Data for Aircraft Structural
Joints». Aero. Res. Council. Current Paper 227 (1955).
504. E. C. Hartmann, M. Holt and I. D. Eaton, «Static and Fatigue
Strengths of High-Strength Aluminium Alloys Bolted Joints». Nat. Adv. Co.
Aero. T. N. 2276 (1951), T. N. 3269 (1954).
505. R. B. Heywood, «Simplified Bolted Joints for High Fatigue Strength»,
Engineering 183 (1957) 174.
342
506. В. Е. Stephenson, «Fatigue Properties of Joints», Chapter in Metals
Fatigue, Chapman & Hall (1959) 283.
507. E. H. Spaulding, «Detail Desing for Fatigue in Aircraft Wing Structu-
res». Chapter in Metal Fatigue. McGraw Hill, New York (1959) 325.
508. R. Week, «Fatigue of Welded Structures». Struct. Engr. 32 (1954) 115.
509. R. Week, «The Fatigue Problem in Welded Constiaction». Int. Conf, on
Fatigue. Inst. Meeh. Engrs. (1956) 704.
510. Conference on Fatigue of Welded Structures. Cambridge (1960). Brit. Wel-
ding J. 7 (1960)1161, 281. 472, 513, 577.
511. W. Spraragen and G. E. Claussen, «Fatigue Strength of Welded
Joints». J. Amer. Welding Soc. 16 (Jan. 1937) 1—s.
512. W. Spraragen and D. Rosenthal, «Fatigue Strength of Welded
Joints». Welding J. 21 (1942) 297—s.
513. J. G. Whitman, «Fatigue Properties of Welds». Chapter in Metal Fa-
tigue. Chapman and Hall (1959) 295.
514. R. P. Newman and T. R. Curney, «Fatigue Tests on Mild Steel Butt
Welds». Brit. Welding J. 6 (1959) 669.
515. L. A. Harris, G. E. Nordmark and N. M. Newmark, «Fatigue
Strength of Butt Welds in Structural Steels». Welding J. 34 (1955) 83—s.
516. J. E. Stallmeyer and W. H. Munse, «Fatigue of Welded Joints in
High-Strength Steels». Brit. Welding J. 7 (1960) 281.
517. H. de L e i r i s and H. D u t i 11 e u 1, «Fatigue Test of Are—Welded Joints».
Welding J. 31 (1952) 104—s.
518. W. D’Orvilie Doty, «Properties and Characteristics of a Quenched
and Tempered Steel for Pressure Vessels». Welding J. 34 (1955) 425—s.
519. H. J. Grover, R. W. Bennett and G. M. Foley, «Fatigue Properties
of Flash Welds». Welding J. 24 (1945) 599—s.
520. E. P. U n kso v, «Fatigue Endurance of Large Parts with Electro-Slag
Welds». Int. Conf, on Fatigue. Inst. Meeh. Engrs. (1956) 727.
521. R. P. Newman, «Fatigue Strength of Butt Welds in Mild Steel». Brit.
Welding J. 7 (1960) 169.
522. Steel Girder Bridges. Part 3B Stresses. British Standard 153 (1958).
523. R. P. Newman. «Effect on Fatigue Strength of Internal Defects in Wel-
ded Joints.» Brit. Welding J. 6 (1959) 59.
524. R. P. Newman, «The Infuence of Weld Faults on Fatigue Strength».
Trans. Inst. Marine Engrs. 68 (1956) 153.
525. J. Y. Mann, «Fatigue Properties of Welded Low Alloy Structural Steels».
Aero. Res. Labs. Australia. Tech. Memo. SM/87 (I960).
526. J. E. Breen and A. S. Dwyer, «The Fatigue Strength of Magnesium
Alloy HK. 31, As Modified by a Weld Joint». Amer. Soc. Test. Mat. Bull.
No. 234 (1958) 60.
527. R. P. Newman, «Fatigue Tests on Butt-Welded Joints in Aluminium Al-
loys. H. E. 30 and NP. 5/6». Brit. Welding J. 6 (1959) 324.
528. K. W. G u n n and R. Me Les t e r, «Fatigue Properties of Aluminium Alloy
Butt-Welded Joints». Brit. Welding J. 7 (1960) 201.
529. J. L. Wood, «Flexural Fatigue Strength of Butt Welds in NP. 5/6 Tvpe
Aluminium Alloy». Brit. Welding J. 7 (1960 ) 365.
530. R. L. Templin and M. Holt, «Static and Fatigue Strengths of Welded
Joints in Aluminium — Manganese Alloy Sheet and Plates». Welding J. 26
(1947) 105—s.
531. E. C. Hartmann, M. Holt and I. D. Eaton, «Fatigue Strength of
Butt Joints in 3/8in. Thick Aluminium Alloy Plates». Welding J. 33
(1954) 21—s.
532. Welding Handbook, Part 1, Amer. Welding Soc. (1957).
533. W. H. Munse and J. E. Stallmeyer, «Influence of Weld Details
on Fatigue of Welded Beams and Girders». Brit. Welding J. 7 (1960) 188.
534. I. V. Kudryavtsev, «The Influence of Internal Stresses on the Fatigue
Endurance of Steel», Int. Conf, on Fatigue. Inst. Meeh. Engrs. (1956) 317
343
535. T. R. Gurney and L. N. T г e p к a, «Influence of Local Heating on Fati-
gue Behaviour of Welded Specimens». Brit. Welding J. 6 -(1959) 491.
536. G. Wei ter, «Fatigue of Spot Welds». Welding J. 34 (1955) 153—s.
537. G. Welter and A. € h о q u e t, «Internal Stress Distribution of Single
Spot Welds in Relation to their Fatigue Life». Welding J. 38 (1959) 145—s.
538. G. Hanse I, «Mechanical Properties of 'Brazed Butt Joints». Wedling J. 35
(1956) 211—s.
539. С. H. Chatfield and S. Tour, «Fatigue Strength of Silver-Alloy Bra-
zed Joints in Steel». Welding J. 37 (1958) 37—s. ‘
540. R. G. A s p d e n and. W. Feduska, «Fatigue Characteristics of Joints Bra-
zed with a Ni—Cr—Si—В—C Alloy». Welding J. 37 (1958) 125—s.
541. R. W. K. Hone у combe, «Conditions Leading to Fatigue Failure in
Sleeve Bearings». Symp. on Failure of Metals by Fatigue. Melbourne
(1946) 362.
542. J. W. Cuthbertson, «The Fatigue Properties of Brasses, Bronzer and
Bearing Metals» and «Fatigue Testing of Bearings», Chapters in Metal
Fatigue. Chapman and Hall (1959), 249 and 339.
543. W. E. Duckworth and G. H. W a 11 e r, «Fatigue of Plain Bearings». Int.
Conf, on Fatigue. Instn. Meeh. Engrs. (1956) 585.
544. P. G. Fo r r es ter, «How to Choose Materials for Bearing Surfaces». Eng.
Materials and Design 2 (1959) 494.
545. Symposium on Testing of Bearings. Amer. Soc. Test. Mat. (1946).
546. R. H. Butler and T. L. Carter, «Stress—Life Relation of the Rolling—
Contact Fatigue Spin Rig». Nat. Adv. Co. Aero. Tech. Note 3930 (1957).
547. F. T. В a r w e 11 and D. Scott. «Effect of Lubricant on Pitting Failure
of Ball Bearings». Engineering 182 (1956) 9.
548. J. Lieblein and M. Zelen, «Statistical Investigation of the Fatigue
Life of Deep-Groove Ball Bearings». J. Res. Nat. Bureau Standards 57
(1956) 273.
549. W. Coleman, «Improved Method for Estimating Fatigue Life of Bevel
and Hypoid Cears». Soc. Automative Engrs. Quarterly Trans. 6 (1952) 314.
550. H. B. Knowlton and E. H. Snyder, «Selection of Steel and Heat
Treatment for Spur Gears». Trans. Amer. Soc. Met. 28 (1940) 687.
551. M. R. Gross, «Laboratory Evaluation of Materials for Marine Propulsion
Gears». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 51 (1951) 701.
552. D. G. S о p w i t h, «The Production of Favourable Internal Stresses in Heli-
cal Compression Springs by Pre-stressing». Symp. Internal Stresses in Me-
tals and Alloys, Inst. Metals (1947) 195.
553. W. E. Bardgett and F. G a r t s i d e, «Fatigue of Coiled Springs». Iron
and Steel 24 (1951) 375, 411 and 454.
554. R. C. Coates and J. A. Pope, «Fatigue Testing of Compression — Type
Coil Springs». Int. Conf, on Fatigue, Instn. Meeh. Engrs. (1956) 604.
555. R. L. R i с к e 11 and A. O. Mason, «Fatigue Properties of Springs». Me-
tal Progress 63 (March 1953) 107.
556. H. C. Burnett, «Torsional Fatigue Properties of Small Diameter High-
Carbon Steel Wire». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 58 (1958 ) 515.
557. «Design of Helical Compression Springs». Design Data Sheets M. O. S.
H.M.S.O., London (1951).
558. J. О. A 1 m e n, «Torsional Fatigue Failures». Product Engineering 22
(Sept. 1951) 167.
559. T. Baldwin, «Significance of the Fatigue of Metals to Railways». Int.
Conf, on Fatigue. Inst. Meeh. Engrs. (1956) 695.
560. R. E. Peterson. «Fatigue of Shafts having Keyways», Proc. Amer. Soc.
Test. Mat. 32 II (1932) 413.
561. C. G. Williams and J. S. Brow n, «Fatigue Strength of Crankshafts».
Engineering 154 (1942) 58.
562. R. J. Love, «Cast Crankshafts». J. Iron and Steel Inst. 159 (1948) 247.
344
563. C. W. G a d d and N. A. Ochiltree, «Full-Scale Fatigue Testing of
Crankshafts». Proc. Soc. Exp. Stress Analysis 211 (1944) 150.
564. H. R. Mills and R. J. Love, «Fatigue Strength of Cast Crankshafts».
Proc. Inst. Meeh. Engrs., Automobile Division (1948—49) 81.
565. C. W. G a d d, J. O. Anderson and D. Martin, «The Fatigue Strength
of Steel Members». Trans. Soc. Automotive Engrs. 63 (1955) 362.
566. A. R. C. Mark 1, «Fatigue Tests of Piping Components». Trans. Amer.
Soc. Meeh. Engrs. 74 (1952) 287.
567 A. R. С. M а г к 1, «Piping-Flexibility Analysis». Trans. Amer. Soc. Meeh.
Engrs. 77 (1955) 127.
568. P. H. R. Lan e, «'Fatigue Tests on Seamless Mild-Steel Pipe Bends».
Int. Conf, on Fatigue. Inst. Meeh. Engrs. (1956) 687, also see Discussion,
page 869.
569. H. J. Gough, H. L. Cox and D. G. S о p w i t h «Desing of Crane Hooks
and other Components of Lifting Gear». Proc. Inst. Meeh. Engrs. 128
(1934 ) 253.
570. H. O’Neill, «Failures of Railway Materials by Fatigue». Symp. on Fa-
tigue, Melbourne (1946) 416.
571. W. M. Keller and G. M. Magee, «Fatigue in Railroad Equipment». Int.
Conf, on Fatigue. Inst. Meeh. Engrs. (1956) 677.
572. А. О. P a у n e and others, «Fatigue Characteristics of a Riveted 24S—T Alu-
minium Alloy Wing». Aero. Res. Labs., Melbourne, SM. 246, 247, 248 (1956),
SM. 263 (1958), SM. 268 (1959)—Discussion of Results and Conclusions.
573. K. R. R a i t h b у and J. Lon gson, «Some Fatigue Characteristics of a
Two-Spar Light Alloy Structure». H. M. S. O. Aero. Res. Council, Current
Paper 258 (1956).
574. R. E. Whaley, «Variable-Amplitude Tests of FulLScade Transport-
Airplane Wings». Nat. Adv. Co. Aero. T. N. 4132 (1957).
575. O. F о p p 1, «The Practical Importance of Damping Capacity of Metals».
J. Iron and Steel Inst. 134 (1936) 393.
576. B. J. L a z a n, «Fatigue Failure under Resonant Vibration Conditions».
Chapter in Fatigue, ASM (1953).
577. R. L. Schleicher, «Practical Aspects of Fatigue in Aircraft Structures».
Fatigue in Aircraft Structures. Academic Press, New York (1956), 376 (and
see Appendix, Page 423).
578. W. Tye, «The Outlook on Airframe Fatigue». J. Royal Aero. Soc., 59
(1959) 339
579. R. H. Sa nd if er, J. K. Williams, H. Giddings, P. B. Walker
and A. J. Barrett, «Aircraft Design Philosophy». J. Royal Aero. Soc. 60
(1956) 301.
580. Fatigue in Aircraft Structures. Academic Press, New York (1956).
581. J. Taylor, «Fatigue Loading Actions on Transport Aircraft». Int. Conf,
on Fatigue. Inst. Meeh. Engrs. (1956) 650.
582. J. T а у 1 о r, «Fatigue Loads and Their Effect on Aircraft Structures». Chap-
ter in Metal Fatigue, Chapman and Hall, London (1959) 308.
583. R. Atkinson, «Fatigue Testing in Relation to Transport Aircraft». Fa-
tigue in Aircraft Structures, Academic Press, New York (1956) 279.
584. Во. К. O. Lundberg, «Fatigue Life of Airplane Structures». J. Aero, Sci.
(1955) 349, and Aero. Res. Inst., Sweden, FFA Rpt. 60 (1955), see also FFA
Rpt. 76 (1958).
585. E. H. Spaulding «Design of Fatigue—Resistant and Fail-Safe Air-
craft Structures». Int. Conf, on Fatigue, Instn. Meeh. Engrs. (1956) 628.
586. J. Y. M a n n, «The Historical Devel opment of Research on Fatigue». J. Au-
stralian Inst. Metals 3, (1958) 51.
587. N. Thompson and N. J. Wadsworth, «Metal Fatigue», Advanc.
Phys. 7 (1958) 72.
588. W. R a n к i n e, «On the Causes of Unexpected Breakage of the Journals of
Railway Axles». Proct Inst. Civil Engrs. 2 (1843) 105.
345
589. E. A. Hodgkinson, «Report of the Commissioners Appointed to Enquire
into the Application of Iron to Railway Structures». H. M. S. O. Command
Paper No. 1123 (1849).
590. W. Fairbairn, «Experiments to Determine the Effect of Impact, Vibra-
tory Action and Long—Continued Changes of Load on Wrought Iron Gir-
ders. Phil. Trans. Roy. Soc. 154 (1864) 311.
591. J. A. Ewing and J. C. W. Humfrey, «The Fracture of Metals under
Repeated Alternations of Stress». Phil. Trans. Roy. Soc. A200 (1903) 241.
592. H. J. Gough and D. Hanson, «Behaviour of Metals Subjected to Repea-
ted Stresses». Proc. Roy. Soc. A104 (1923) 539.
593. H. J. Gough, «Crystalline Structure in Relation to Failure of Metals —
Especially by "Fatigue». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 33 II (1933) 3.
594. E. Oro wan, «Theory of the Fatigue of Metals». Proc. Roy. Soc. A171
(1939) 79.
595. W. A. Wood, «Failure of Metals Under Cyclic Strain». Int. Conf, on Fa-
tigue Inst. Meeh. Engrs. (1956) 531.
596. W. A. Wood, «Basic Studies of Fatigue in Metals». Int. Conf, on Fracture.
Swampscott, Massachusetts (1959) Technology Press M. I. T. and John Wi-
ley, New York; Chapman and Hall, London (1959) 412.
597. T. Broom and R. К. Ha m, «The Hardening and Softening of Metals
by Cyclic Stressing». Proc. Roy. Soc. A242 <(1957) 166. See also 251
(1959) 186.
598. F. P. В u И e n, А. К. H e a d and W. A. Wood, «Structural Changes
During the Fatigue of Metals». Proc. Roy. Soc. A216 (1953 ) 332.
599. P. J. Forsyth, «Slip-Band Damage and Extruction». Proc. Roy. Soc. A242
(1957) 198.
600. P. J. E. Forsyth, «Fatigue Crack Formation in Silver Chloride». Amer.
Soc. Test. Mat. S. T. P. No. 237 (1958) 21.
601. A. H. Cottrell and D. Hull, «Extrusion and Intrusion by Cyclic Slip in
Copper». Proc. Roy. Soc. A242 (1957) 211.
602. D. Hull, «Surface Structure of Slip Bands on Copper Fatigued at 293°,
90°, 20° and 4.2° К». J. Inst. Met. 86 (1958) 425.
603. N. Thompson, N. J. Wadsworth and N. L о u a t, «The Origin of
Fatigue Fracture in Copper». Phil. Mag. 1 (1956) 113.
604. N. Thompson, «Some Observations on the Early Stages of Fatigue Fra-
cture». Int. Conf, on Fracture, Swampscott 1959. Tech. Press M. I. T. and
John Wiley, New York, Chapman and Hall, London, (1959) 354.
605. G. C. Smith, «The Initial Fatigue Crack». Proc. Roy. Soc. A242 (1957)
189.
606. M. S. Hunter and W. G. Fricke, «Effect of Alloy Content on the Me-
tallographic Changes Accompanying Fatigue». Proc. Amer. Soc. Test. Mat.
55 (1955) 942.
607. M. Hempel, «Metallographic Observations on the Fatigue of Steels». Int.
Conf, on Fatigue. Inst. Meeh. Engrs. (1956) 543.
608. W. J. Craig, «Ап Electron Microscope Study of the Development of Fati-
gue Failures». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 52 (1952) 877.
609. G. M. Sinclair and T. J. Dolan, «Use of a Recrystallization Method
to Study the Nature of Damage in Fatigue of Metals». Proc. First U. S. Na-
tional Congress Appl. Meeh. (1951) 647.
600. P. J. E. Forsyth, «Fatigue Crack Formation in Silver Chloride». Amer,
of Mild Steel Specimens During Fatigue Stressing. J. Iron and Steel Inst.
194 (1960) 459.
611. В. P. Haigh, «Hysteresis in Relation to Cohesion and Fatigue». Trans
Faraday Soc. 24 (1928) 125.
612. C. S. Barrett, The Structure of Metals. McGraw Hill. 2nd Edition (1953).
613. H. J. Gough and W. A. Wood, «Fatigue of Metals Using X-ray Me-
thods». Proc. Roy. Soc. A154 (1936) 510. See also ibid. 165 (1938) 358.
614. C. S. Barrett, «The Application of X-ray Diffraction to the Study of Fa-
tigue in Metals». Trans. Amer. Soc. Met. 25 (1937) 1115.
346
615. L. M. Clarebrough, M. E. Hargreaves, G. W. West and
A. K. Head, «The Energy Stored in Fatigued Metals». Proc. Roy. Soc.
A242 (1957) 160.
616. A. H. Cottrell, Dislocations and Plastic Flow in Crystals. Clarendon
Press, Oxford (1953).
617. H. A. Lipsitt and G. T. Horne, «The Fatigue Behaviour of Decarbu-
rized Steel». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 57 (1957 ) 587.
618. A. M. Freudenthal, «The Statistical Aspect of Fatigue of Materials».
Proc. Roy. Soc. A187 (1946) 416. See also 216 (1953) 309.
619. R. N. Wilson and P. J. E. Forsyth, «Some New Observations on Fa-
tigue Damage». J. Inst. Met. 87 (1959) 336.
620. P. В. H i r s c h, P. G. Partridge and R. L. Segall, «An Electron
Microscope Study of Stainless Steel Deformed in Fatigue and Simple Ten-
sion». Phil. Mag. 4 (1959) 721.
621. A. K. Head, «The Growth of Fatigue Cracks». Phil. Mag. 44 (1953) 925.
622. A. K. Head, «The Propagation of Fatigue Cracks». J. Appl. Meeh. 78
(1956) 407.
623. H. L. Co x, «Fracture under Fatigue Conditions». «The Fracture of Me-
tals». Inst. Metallurgists (1950) 42.
624. W. C. Lewis, «Fatigue of Wood and Glued — Wood Constructions». Proc.
Amer. Soc. Test. Mat. 46 (1946) 814.
625. F. B. Fuller and T. T. Oberg, «Fatigue Characteristics of Natural and
Resin-Impregnated Compressed Laminated Woods». J. Aero. Sci. 10
(1943) 81.
626. W. J. К о m m e г s, «Effect of 5,000 cycles of Repeated Bending Stresses
on 5-ply Sitka Spruce Plywood». U. S. Forest Products Lab. Rpt. 1305
(1943).
627. W. C. Lewis, «Fatigue of Wood and Glued Joints Used in Laminated
Construction». Forest Products Res. Soc. Proc. 5 (1951) 221.
628. W. C. Lewis, «Fatigue Resistance of Quarter-Scale Bridge Stringers
of Green and Dry Southern Pine». Amer. Railway Engg. Ass. 59 (1958) 363.
629. A. G. H. Dietz and H. Grinsfelder, «Behaviour of Plywood Under
Repeated Stresses». Trans. Amer. Soc. Meeh. Engrs. 65 (1943) 187.
630. A. C. Horner, W. C. Lewis, E. J. Ruble and L. W. Wood, «Dura-
tion of Load and Fatigue in Wood Structures». Proc. Amer. Soc. Civil Engrs.
83 ST 5 (1957) No. 1361.
631. J. L. Leggett, «Fatigue Strength of Rail-Road Timber Bridge Stringers».
Amer. Railway Engng. Ass. Bull 55 (1953) 161.
632. R. B. Heywood, «Present and Potential -Fatigue and Creep Strengths of
Reinforced Plastics». R. A. E. Tech. Note Chem. 1337 (1958). British Plas-
tics Federation Reinforced Plastics Tech. Conf. (1958).
633. R. C. Hooper, «Fatigue of Glass-Reinforced Polyester Resins». Plastics
Technology 3 (1957) 644.
634. К. H. Boiler, «Fatigue Properties of Fibrous Glass—Reinforced Plastics
Laminates». Modern Plastic 34 (June 1957) 163.
635. W. N. Findley and О. E. Hintz, «Relation Between Results of Repea-
ted Blow Impact Tests and of Fatigue Tests». Proc. Amer. Soc. Test. Mat. 43
(1943) 1226.
636. L. S. Lazar, «Accelerated Fatigue of Plastics». Amer. Soc. Test. Mat.
Bull. 220 (Feb. 1957) 67.
637. J. M. Z a r e k, «Accelerated Fatigue Testing of Polymethyl Methacrylate».
British Plastics 30 (1957) 399.
638. S. M. Cadwell, R. A. Merrill, С. M. S 1 о m a n and F. L. Y о s t, «Dy-
namic Fatigue Life of Rubber». Ind. Engng. Chem. Analytical Ed. 12
(1940) 19.
639. A. E. Moulton and P. W. Turner, «Influence of Design of Rubber
Springs». Trans. Inst. Rubber Industry 26 (1950) 86.
640. A. E. Moulton and P. W. T u г n e r, «Rubber Springs for Vehicle Suspen-
sion». Inst. Meeh. Engrs. Proc. Automobile Division (1956) 17.
347
641. C. Gurney and S. Pearson, «Fatigue oi Mineral Glass under Static
and Cyclic Loading». Proc. Roy. Soc. A 192 (1948) 537.
642. G. M. N о r d b y, «Fatigue of Concrete — A Review». J. Amer. Concrete
Inst. 55 (1958) 191.
643. S. С. С. В a t e, «The Strength of Concrete Members Under Dynamic Loa-
ding». Proc. Symp. on The Strength of Concrete Structures. London (1956).
Cement & Concrete Association (1958), p. 487.
644. J. W. Murdock and С. E. Kesler, «Effect of Range of Stress on Fati-
gue Strength of Plain Concrete Beams». J. Amer. Concrete Inst. 55
(1958) 221.
645. «Portland Cement (Ordinary and Rapid Hardening)». B. S. No. 12 (1947).
British Standards Inst., London.
646. S. С. С. В a t e, «The Relative Merits of Plain and Deformed Wires in Pre-
stressed Concrete Beams Under Static and Repeated Loading». Proc. Inst.
Civil Engineers 10 (1958) 473.
647. G. A. Hankins, D. Hanson and G. W. Ford, «The Mechanical Pro-
perties of Four Heat—Treated Spring Steels». J. Iron and Steel Inst. 114
(1926) 265.
648. J. W. Grant, «Notched and Unnotched Fatigue Tests on Flake and No-
dular Cast Irons». J. Res. Development. Brit. Cast Iron Res. Ass. 3
(1950) 333.
649. J. L. Zambrow and M. G. Fontana, «Mechanical Properties, inclu-
ding Fatigue, of Aircraft Alloys at Very Low Temperatures». Trans. Amer.
Soc. Met. 41 (1949) 480.
650. J. W. Spretnak, M. G. Fontana and H. E. Brooks, «Notched and
Unnotched Tensile and Fatigue Properties of Ten Alloys at 25 and —
196° С». Trans. Amer. Soc. Met. 43 (1951) 547.
651. N. J. F. Gunn, «Fatigue Properties at Low Temperatures on DTD 363A
Aluminium Alloy». R. A. E. Techn. Note Met. 163 (1952).
652. S. M. Bishop, J. W. Spretnak and M. G. Fontana, «Mechanical
Properties, including Fatigue, of Titanium—Base Alloys at Very Low Tem-
peratures». Trans. Amer. Soc. Met. 45 (1953 ) 993.
653. P. L. T h о r p e, G. R. Tremain and R. W. Ridley, «Mechanical Properties
of Some Wrought and Cast Aluminium Alloys at Elevated Temperatures».
J. Inst. Met. 77 II (1950) 111.
654. J. McKeown, D. E. Dineen and L. H. Back, «Fatigue Properties
of Four Cast Aluminium Alloys at Elevated Temperatures». Metallurgia 41
(1950) 393.
655. J. J. Carter, D. N. Mends and J. McKeown, «Creep and Fatigue
Properties of Two Commercial Aluminium Bronzes at 500° С». Metallurgia
45 (1952) 273.
656. W. D. Biggs, The Brittle Fracture of Steel. Macdonald & Evans, London
(I960).
657. T. R. G. Williams and D. H. Hughes, «The Development of Prog-
rammed Fatigue Testing». Engineer 210 (1960) 703.
658. P. L. Teed, «Fretting». Metal. .Rev. 5 (1960) 267.
659. S. S. Manson and W. F. Brown, «А Survey of the Effects of Non—
Steady Load and Temperature Conditions on the Creep of Metals». Amer.
Soc. Test. Mat. Spec. Tech. Publ. 260 (1959).
660. Symposium on Acoustical Fatigue. Amer. Soc. Test. Mat. (1960).
661. J. I. Fisher and J. P. Sheehan, «Effect of Metallurgical Variables on
the Fatigue Properties of AISI 4340 Steel». Wright Air Development Cen-
ter. Tech. Rpt. 58—289 (1959).
662. M. Atkinson, «Influence of Non—Metallic Inclusions on Fatigue Pro-
perties». J. Iron and Steel Inst. 195 (1960) 64.
663. H. J i г о and A. J u n i c h, «Studies on Rotating Beam Fatigue of Large
Mild Steel Specimens». Proc. 9th Japan. National Congress Appl. Meeh.
(1959) 149.
348
664. E. A germ an, «Notch Sensitivity in Steel». Allmanna Svenska Elektriska
Akticbolaget Res. No. 4 (1960) 5.
665. S. Okamoto and H. Kitagawa, «Behaviour of Structural Steels
Subjected to Corrosion Fatigue». Proc. 7th Jap. National Congress Appl.
Meeh. (1957) 27; ibid. 8th (1958) 187; ibid. 9th (1959) 153.
666. H. E. Frankel, J. A. В e n n e 11 and С. M. Carman, «Fatigue Proper-
ties of Some High-Strength Steels». Nat. Bureau of Standards Tech. New
Bull. 44 (1960) 174. Amer. Soc. Test. Mat. (1960) Preprint 65.
667. M. R i d d i h о u g h, «А Thermal Cracking Test for Steels and Alloys».
Metallurgia 62 (1960) 53.
668. K. W. Gunn, Private communication.
669. S. Wise, D. Lindsay and I. G. T. Duncan, «The Strength of Rails
with Particular Reference to Rail Joints». Proc. Instn. Meeh. Engrs. 174
(1960) 371.
670. N. J. P e t c h, «The Lowering of Fracture Stress Due to Surface Adsorpti-
on». Phil. Mag. 1 (1956) 331.
671. P. R. Wed den and W. E. Cooper, «The Effect of Some Metallic Surfa-
ces Protection Procedures on the Fatigue Properties of High and Ultra—
High Strength Steels». Min. of Aviation S T Memo. 13/60 (1960).
672. S. S. Manson, «Thermal Stresses in Design». 22 articles published in
Machine Design between 12/6/58 and 18/8/60. See also Ref. 680.
673. L. W. Derry and S. R. Hous e, «А Survey of Data on the Fatigue
Strength of Riveted Lap Joints in Aluminium Alloy Sheet». Min. of Aviation
S T Memo. 4/60 (1960).
674. W. W e i b u 1 1 (Ed.) Fatigue Testing and Analysis of Results. Pergamon
Press (1961).
675. P. H. Armitage, «Statistical Aspects of Fatigue». Metal. Rev. 6
(1961) 353.
676. H. T. Angus, Physical and Engineering Properties of Cast Iron. Brit.
Cast Iron Res. Ass., Brimingham (1960).
677. N. E. Frost, «А Note on the Behaviour of -Fatige Cracks». J. Meeh. Phys.
Solids 9 (1961) 143.
678. Symposium on Crack Propagation, Cranfield, 1961. To be published.
679. W. J. Harris, Metallic Fatigue: with particular reference to the signifi-
cance of certain standard aircraft fabrication and finishing processes. Per-
gamon Press (1961).
680. Dorn (Ed.). Mechanical Behaviour of Materials at Elevated Temperatures.
McGraw Hill, New York (1961).
681. E. Glenny, «Thermal Fatigue». Metal. Rev. 6 (1961) 387.
682. A. D e a r d e n, Residual Thermal Stress in Compression Ignition Engi-
nes». J. Brit. Cast Iron Res. Ass. 9 (1961) 540.
683. P. G. Forrest and А. В. P e n f о 1 d, «New Approach to Thermal Fati-
gue Testing». Engineering 192 (1961) 522.
684. Symposium. Fatigue of Aircraft Structures. Amer. Soc. Test. Mat.
S.T.P. 274 (1959).
685. Symposium. Full—Scale Testing of Aircraft Structures, Amsterdam (1959).
Pergamon Press (1961).
686. P. J. E. F о r s у t h, «А Two-Stage Process of Fatigue Crack Growth». Sym-
posium on Crack Propagation, Cranfield, 1961. To be published.
ОТ РЕДАКТОРА КНИГИ В РУССКОМ ПЕРЕВОДЕ
В издаваемом переводе книги П. Форрест «Усталость металлов» сокращены
две последние главы оригинала, касающиеся физического аспекта усталостных
явлений и усталости неметаллических материалов, что не нарушает цельности
публикуемых основных разделов книги. Книга Форреста представляет собой
обзорен анализ исследований усталости преимущественно по материалам
английских и американских работ, не отражая большого объема результатов
349
полученных опубликованных в Советском Союзе. Далее приведен^ перечень
лишь ряда основных отечественных книг последнего времени в этой области.
1. Хрущев М. М. Усталость баббитов, АН СССР, 1943.
2. Трапезин И.. И. Прочность металлов при переменной нагрузке. Гос-
техиздат, 1948.
3. Ужик Г. Методы испытаний металлов на усталость, АН СССР, 1948.
4. Давиденков Н. Усталость металлов, АН УССР, 1949.
5. Серенсен С. В. — Усталость металлов, Машгиз, 1949
6. О д и н г И. А. Структурные признаки усталости металлов. АН СССР, 1949.
7. Кудрявцев И. В. Внутренние напряжения как резерв прочности в
машиностроении. Машгиз, 1951.
8. Афанасьев Н. Статистическая теория усталостной прочности. АН
УССР, 1953.
9. Рябченков А. В. Коррозионно-усталостная прочность стали. Машгиз,
1953.
10. Кобрин М. М. Прочность прессовых соединений при повторно-перемен-
ной нагрузке. Машгиз, 1954.
11. Гликман Л. А. Коррозионно-механическая прочность металлов Маш-
гиз, 1955.
12. Карпенко Г. В., Влияние активных жидких сред на выносливость
стали. АН УССР. 1955.
13. Серенсен С. В., Г а р ф М. Э., Козлов Л. А. Машины для испытания
на усталость. Машгиз, 1957.
14. Ратнер С. Разрушение при повторных нагрузках. Оборонгиз. 1959.
15. Карпенко Г. В. Влияние механической обработки на прочность и вы-
носливость стали. Машгиз, 1959.
16. Одинг И. А. Допускаемые напряжения в машиностроении. Машгиз, 1962.
17. Серенсен С. В., Когаев В. П., Шнейдерович Р. М. Несущая спо-
собность и расчеты деталей машин на прочность. Машгиз, 1963.
18. К у з ь м е и к о В. А. Звуковые и ультразвуковые колебания при динамиче-
ских испытаниях материалов, АН УССР, 1963.
19. Иванова В. Усталостное разрушение металлов. Металлургиздат, 1963.
20. ГОСТ 2860—65. Методы испытания на усталость, 1965.
21. Писаренко Г., Руденко В., Третьяченко Г., Трощенко В.
Прочность материалов при высоких температурах. АН УССР, 1966.
22. Повышение прочности деталей машин. Сб. АН СССР, 1949.
23. Повышение усталостной прочности деталей машин. Сб. Машгиз, 1952.
24. Некоторые вопросы усталостной прочности стали. Машгиз, 1953.
25. Труды ЦНИИТМАШ, 1949-55 гг.
26. Исследование рассеяния характеристик выносливости конструкционных
алюминиевых сплавов. Сб. Оборонгиз, 1958.
27. Вопросы прочности материалов и конструкций. Сб. АН СССР, 1959.
28. Испытания деталей машин на прочность. Сб. Машгиз 1960.
29. Усталость металлов. Сб. АН СССР, 1960.
30. Прочность при нестационарных режимах нагрузки. Сб. АН УССР, 1961.
31. Исследование усталости и длительной статической прочности алюминиевых
сплавов. Сб. Оборонгиз, 1961.
32. Конструкционная прочность алюминиевых сплавов. Сб. Оборонгиз, 1962.
33. Циклическая прочность металлов. Сб. АН СССР, 1962.
34. Конструкционная прочность легких сплавов и сталей. Сб. Машинострое-
ние, 1964.
35. Колебания и прочность при переменных напряжениях. Сб. Наука. 1965.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Глава I. Общие сведения 5
Характеристика усталостных разрушений 6
Обнаружение усталостных трещин 10
Глава II. Испытания на усталость 15
Обозначения 15
Ограниченный предел усталости и предел усталости 16
Зависимость между напряжениями и деформацией при
переменных нагрузках 19
Виды испытаний на усталость и их связь между собой 21
Ускоренные методы определения предела усталости 25
Машины для испытаний на усталость 27
Образцы и их изготовление 42
Тарировка машин 44
Применение статистического метода при испытаниях на
усталость 45
Глава III. Сопротивление металлов усталости 55
Сопротивление усталости для чугуна и стали 56
Влияние включений 61
Сопротивление усталости сплавов цветных металлов 68
Сопротивление металлов усталостному разрушению при ма-
лом числе циклов знакопеременного нагружения 81
Сопротивление металлов повторному удару 84
Глава IV. Влияние напряженного состояния на сопротивление уста-
лости 87
Влияние среднего напряженного цикла 87
Сопротивление усталости при сложном напряженном состоя-
нии 98
Влияние варьирования амплитуды напряжения и накопления
повреждения 105
Влияние частоты циклического нагружения 115
Глава V. Концентрация напряжения 118
Определение коэффициентов концентрации напряжения 120
Факторы, влияющие на чувствительность к надрезам 122
Определение эффективного коэффициента концентрации
напряжений . 134
Распространение усталостной трещины 147
351
Глава VI. Влияние обработки поверхности на сопротивление усталости 154
Остаточные напряжения 154
Шероховатость поверхности . . 158
Влияние специальных поверхностных обработок на сопро-
тивление усталости 162
Глава VII. Коррозионная усталость и коррозия трения 178
Коррозионная усталость 178
Коррозия трения 202
Глава VIII. Влияние температуры на сопротивление усталости 209
Усталость при низких температурах 209
Усталость при высоких температурах 211
Термическая усталость 224
Глава IX. Сопротивление усталости соединений, деталей и конструкций 229
Резьбы 229
Сопротивление усталости проушин 236
Заклепочные соединения 238
Болтовые соединения 245
Сварные соединения 248
Сопротивление усталости деталей . 260
Сопротивление усталости конструкций 280
Глава X. Конструирование, повышающее сопротивление усталости 283
Выбор материала 283
Проектирование деталей 286
Оценка сопротивления усталости 290
Оценка долговечности 292
Приложение. Данные по усталости 296
П. Форрест. УСТАЛОСТЬ МЕТАЛЛОВ
Редактор издательства Л. Н. Данилов
Технический редактор Т. Ф. Соколова Корректор Ж. Л. Суходолова
Переплет художника Е. В. Бекетова
Сдано в производство 23/1II 1967 г. Подписано к печати 13/IX 1967 г.
Тираж 7000 экз. Печ. л. 22 Бум. л. 11. Уч.-изд. л. 25.
Формат 60 X ЭО'Лв. Цена 1 р. 99 к. Зак. 893
Издательство «МАШИНОСТРОЕНИЕ», Москва, Б-66, 1-й Басманный пер., 3
Экспериментальная типография ВНИИПП Комитета по печати
при Совете Министров СССР
Москва К-51, Цветной бульвар, 30.