Повышение качества крупногабаритных соединений с гарантированным натягом при термической сборке Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

{§2 Машиноведение

Библиографический список

1. Зайдес С, А. Охватывающее поверхностное пластическое деформирование

2. Зайдес С.А. Остаточные напряжения и качество калиброванного металла. -

3. Ильюшин А.А. Пластичность. Упругопластические деформации, - М., 1948.

4. Ляв А. Математическая теория упругости. - М„ 1935. - 279 с,

5. Тимошенко С.П., Гудьер Д. Теория упругости. - М„ 1979. - 560 с.

6. Самуль В.И. Основы теории упругости и пластичности, - М„ 1982, - 264 с,

7. Биргер И,А, Остаточные напряжения, - М„ 1963, - 232 с.

С.А.Зайдес, А.В.Протасов

Повышение качества крупногабаритных соединений с гарантированным натягом при термической сборке

Усталость металлов всегда считается одной из главных причин аварийных разрушений и отказов оборудования различного назначения. В тяжелом машиностроении усталостному разрушению достаточно широко подвержены крупногабаритные массивные соединения с гарантированным натягом. Так, на химических заводах известны случаи выхода из строя поршневых газовых компрессоров, ввиду усталостного разрушения сборочных узлов крупнотоннажных кривошипных валов. Основной причиной отказа поршневых компрессоров, которые эксплуатируются на Ангарской нефтехимической компании», является разрушение коренного вала (рис, 1). Он представляет собой цельнокованую цилиндрическую деталь (длина 6000 мм, масса 22400 кг), собранную термическим методом с двумя кривошипами. Анализ зон разрушения свидетельствует о недостаточной усталостной прочности валов в местах посадки кривошипов на вал, а также пальцев в кривошипы.

Уникальность сопрягаемых узлов крупнотоннажных изделий предъявляет особые требования к выбору технологических режимов сборки, к конструкции соединяемых деталей и самого прессового соединения, что в целом определяет надежность и долговечность работы оборудования.

Проблема усталостного разрушения изделий может быть достаточно успешно решена при разработке надежных методов прочностных расчетов, позволяющих прогнозировать зарождение усталостной трещины, описывать процессы ее развития и предсказания момента окончательного разрушения детали с учетом влияния конструктивных, технологических и эксплутационных факторов,

Поэтому изучение напряженно - деформированного состояния (НДС) крупногабаритных тяжелых прессовых соединений в зависимости от способа и температурных режимов сборки, условия теплового взаимодействия сопрягаемых деталей при формировании натяга, а также выбор и расчет рациональной геометрии сборочных узлов дает предпосылки для поиска эффективных путей повышения усталостной прочности соединения, а, следовательно, и всего оборудования в целом.

Решение поставленной задачи основано на компьютерном моделировании технологии термической сборки и конструкции узлов сопряжения тяжелых прессовых соединений.

, - Иркутск: Изд-во ИрГТУ, 2001, - 309 с.

- Иркутск: Изд-во ИрГТУ, 1992. - 200 с.

- 376 с.

С помощью программных продуктов MSC/NASTRAN и Ansys основанное на методе конечных элементов (МКЭ) было исследовано напряженное состояние прессового соединения и выполнена оценка его усталостной долговечности.

При моделировании сборочных узлов использованы физико-механические характеристики стали 40 (ГОСТ 1133-71), из которой на производстве изготавливают валы и кривошипы газовых компрессоров. При численном моделировании НДС прессового соединения приняты следующие допущения:

- материал исследуемой модели изотропный;

- контакт деталей происходит по всем точкам сопрягаемых поверхностей вала и втулки;

- реакция в узлах контакта направлена по нормали к поверхности;

- детали при сборке не имеют начальных остаточных напряжений.

Задача термопрочности решена с учетом упруго - пластичных свойств материала (свойства материала задавались диаграммой а - г) и использованием обобщенного закона Гука с учетом тепловых воздействий [2]

ex = D(s -ет ) = D{s ~ аТ), (1)

где D - матрица упругих констант; е, sT - упругая деформация от действия силовых и температурных факторов; а -коэффициент линейного расширения (сжатия) материала при нагреве (охлаждении); Т - значение температуры в соответствующей точке тела.

Аппроксимация температурного поля в пределах конечного элемента дает

ы=мИт(н-{г0})[ (2)

где {ф} - матрица функций формы элемента; {т}- значение температуры в его узлах, к= 1,2,3,4...N. Уравнение равновесия нагруженного тела имеет вид [4]

J crSsdV = J qdudV + J pSudS, (3)

V V S

где а - тензор напряжений; 5u - малое перемещение; q - внешняя нагрузка, распределенная по объему (V) тела; р -нагрузка; распределенная по его поверхности (S).

После подстановки (1) в уравнение равновесие (3) и выполнения математических преобразований, получено выражение равновесия конечного элемента упругого тела при наличии температурного воздействия [5]

№}={/}. (4)

где {AT} - матрица жесткости тела; {д} - вектор узловых перемещений; {/}- вектор узловых перемещений, с учетом температурного поля

{/} = \q{0}dV + \p{0}dS + {{5}(D}K }dV. (5)

V S V

Последнее слагаемое в (5) представляет собой узловую нагрузку, обусловленную полем температур, а DsT = от -температурные напряжения в узле. Такой же вид будут иметь уравнения равновесия для всей конечно-элементной модели конструкции. Таким образом, соотношения (2), (5) дают решение задачи термопрочности при известных распределениях текущей и начальной температур тела,

Влияние НДС на прочностные характеристики тяжелого прессового соединения оценивали по эквивалентным напряжениям в соответствии четвертой теорией прочности [3]

="7+ ^

Анализируя напряженное состояние прессового соединения «вал - кривошип» при термической сборке, выполнено распределение эквивалентных напряжений по сечению вала в зависимости от способа термической сборки и температурных режимов обработки деталей. Установлено, что при комбинированном способе сборки наименьшие эквивалентные напряжения (в зоне концентрации напряжений - аэкв.тах = 323 МПа) возникают при нагреве кривошипа до температуры +90°С, с одновременным охлаждением вала до -175°С (рис. 2), Эти температурные режимы рекомендованы для запрессовки вала в кривошип для получения соединения с гарантированным натягом величиной 0,4 мм.

Производственная сборка крупнотоннажных изделий нередко происходит в условиях начального локального контакта по образующей цилиндрических поверхностей. При исследовании влияния условий напрессовки на напряженное состояние деталей установлено, что в случае контактного термического взаимодействия на валу возникают значительные термические эквивалентные напряжения (аЭК8 = 573 МПа), превышающие напряжения по сравнению с конвективной сборкой на 43% (рис. 3).

Существенное влияние на усталостную прочность сборочного соединения оказывает и геометрия сопрягаемых деталей (рис. 4). Разработанная модель сборочного соединения позволяет определить напряженно-деформированное состояние геометрических узлов «вал-кривошип» и «палец-кривошип» (рис. 5).

105 140

Радиус вала, мм

Рис. 2. Распределение эквивалентных напряжений по сечению вала: 1 ■ сборка с охлаждением (вал ■ 210"С); 2 • сборка с нагревом (втулка +170°С); комбинированная сборка: 3 - (вал - 190"С, втулка *90'€); 4 - (вал ■ 125'С, втулка +90"С); 5 - (вал ■ 175'С, втулка

+90С); 6 - (вал - 140°С, втулка +90"С)

105 140 175 210

Радиус вала, мм

Рис. 3. Распределение эквивалентных напряжений по сечению вала: 1 - сборка с конвективным взаимодействием; 2 - сборка с локальным контактным взаимодействием

а)

6)

мю

!

// уч - ■ • \ \ \ ^

\/ / /

я!

1.2, .....

и V/ / / к

—--4-—

\\ \ ' ч \ \ \ \ . ч \

Рис. 4. Конструкция узлов сопряжения: а - существующая конструкция «вал ■ кривошип»; б - предлагаемая конструкция узла «вал • кривошип»; в - предлагаемые изменения в конструкции «палец - кривошип»

Для снижения концентрации напряжений в зонах, наиболее подверженных усталостному разрушению (на выходе вода из кривошипа и в местах пересечения технологических отверстий) предлагается:

- заменить существующую конструкцию поднутрения на валу галтелью радиусом 10 мм;

-• изготовить в кривошипе в области напрессовки пальца выточку радиусом 8 мм, расположенную на расстоянии

15 мм от поверхности пальца;

- изменить диаметр продольного и поперечного технологического отверстия соответственно с 55 и 30 мм на 46 и

16 мм,

Рис. 5, Распределение эквивалентных напряжении в узлах сопряжения: а • «палец - кривошип»; 6 - »вал - кривошип»

Эквивалентные напряжения, возникающие при сборке тяжелого прессового соединения, а так же реальные величины крутящих моментов, действующих на вал, были использованы для оценки усталостной долговечности кривошипных валов по фактору надежности [6]:

СГ„

К -

71

(7.

где ов - предел прочности материала.

Значения фактора надежности показывают (рис. 6], что при сборке с охлаждением вала он выше по сравнению с соединением от нагрева кривошипа. Однако создать низкую температуру (-210''С) в производственных условиях весьма сложно, поэтому целесообразно применять комбинированный способ сборки. 8 этом случае наибольший фактор надежности (К ~ 0,065) получен при охлаждение вала до -175Т с одновременным нагревом кривошипа до 4-90Т.

х ц Г ■ж э ! О. О

Ф . Г

3

о

»»

¿2 3 2 4

^5,10Е~02

| 5.80Е-02

..... |6,00£-02

.....|6.1О£-02

......'1б.10Е-02

^6(50Е-О2 ^|6,60Е-02

Фактор надежности

Рис. 6. Зависимость фактора надежности от способа сборни: 1 • сборка с охлаждением (вал • 210 С); 2 - комбинированная сборка (вал - 1?5"С, кривошип +90"С); 3 - комбинированная сборка (вал • 185'€, кривошип +90 С]; 4 - комбинированная сборка (вал - 148"С, кривошип +90 С); 5 ■■ сборка с нагревом (кривошип +170 "С): 6 - комбинированная сборка вала с поднутрением (мл • 175'С, кривошип +90 С); 7 - комбинированная сборка (вал ■ 123'С, кривошип +90"С)

Машиноведение

Для оценки достоверности основных результатов, полученных при моделирования процесса сборки тяжелого прессового соединения, были проведены экспериментальные исследования. Адекватность экспериментальных исследований установлена на основе теории подобия сложных моделей, были использованы уравнения, связывающие напряжения с деформациями, которые для материала с линейно-упругими свойствами оцениваются двумя постоянными - модулем упругости £ и коэффициентом Пуассона ¡л и основные критерии явления теплопроводности, критерий Био и число Фурье П ].

Для оценки условий термической сборки при формировании натяга были изготовлены образцы прессового соединения g масштабе 1:10 из стали 40 (ГОСТ 1133-71). Напрессовка выполнена комбинированным методом: нагрев втулки +90°С с одновременным охлаждением вала -175°С. Формирование натяга образцов проведено как с использованием конвективного теплообмена, так и е результате начального контактного взаимодействия сопрягаемых деталей {«термоудара»).

Собранные образцы испытывали на усталостный изгиб с вращением при напряжении а ис» — 0,6 00.2. Количество циклов погружения для всех образцов составляло 12-10* После усталостного испытания образцы распрессовывали и разрезали по поперечному сечению в местах возможных образований микротрещин (но выходе вала из втулки). Некоторые результаты микрофрактографического онализа (рис. 7), выполненного на электронном сканирующем микроскопе «Philips SEM 525-М», приведены в таблице, из которой следует, что образование трещин, как и ожидалось, происходит на участке термического удара, в зонах действия значительных эквивалентных напряжений, превышающих предел текучести материала. На всех образцах на глубине 1л D наблюдаются поры или скоплении пор, что также подтверждается наличием больших внутренних напряжений

Рис, 7. Микроскопические особенности строения подповерхностного слоя поперечного сечений образцов после усталостного испытания: а - сборка с конвективным взаимодействием (хЮОО); б - сборка с «гермоударом» (х500в)

Результаты исследования образцов по оценки влияния условий напрессовки на качество соединения

после усталостных испытаний*

Зона исследования

Эквивалентные напряже- | иия, МПа

конвективная сборка

" 1

Номер группы образцов

с «термоударом»

Под поверхностью 290 СП СП

Ул 0 200 П -

1 г D (возле отверстия] 160 п -

4 5 6

1 СП Т, П I, п

из: п п

............П........ ..............:.........

* Каждая группа представляет собой средние результаты исследований трех образцов. Здесь D - диаметр образца; I - трещина; П - отдельные поры; СП - скопление пор

Для выявления влияния условий напрессовки на наличие дефектов выполнена дополнительная серия опытов. Исследуемые образцы напрессовывали с натягом по технологическим режимам, описанным выше, а затем распрессовывали и разрезали для исследования микроструктуры поперечного сечения валов. 8 результате микроскопического анализа установлено, что при сборке с «термоударом» в подзерхностных слоях возникают микроскопические трещины, а на образцах, собранных с конвективным теплообменом, выявлены лишь отдельные поры.

Для оценки влияния конструкции сборочного узло «кривошип - палец» были изготовлены образцы, первая партия которых по форме соответствовала конструкции кривошипа, применяемой в настоящее время на заводе, а вторая -изготовлена по результатам математического моделирования. Напрессовка осуществлена комбинированным методом: нагрев втулки +90°С, с одновременным охлаждением вала -175°С. Температуру эксперимента контролировали прибором «Тегторою*». Формирование натяга происходило в результате конвективного теплообмена между сопрягаемыми деталями.

После сборки образцы испытывали на усталость, затем разрезали по поперечному сечению в зоне контакта и исследовали на электронном микроскопе. По результатам микроструктурного анализа (рис. 8) установлено, что наличие разгружающей выточки на втулке способствует снижению дефектов по всему поперечному сечению вала в зоне выхода его из втулки.

Рис. 8. Микроструктура подповерхностного слоя поперечного сечения образца в зоне выхода вала из втулки после усталостных испытаний: а - существующая геометрия втулки (хЮОО); 6 • предлагаемая геометрия втулки (хЮОО)

Микроструктурный анализ образцов подтверждает снижение концентрации напряжений, установленных 8 результате численного расчета НДС при анализе геометрии тяжелого прессового соединения «палец - кривошип». Качественная оценка конечно-элементного расчета с экспериментальными результатами дает основание полагать о достоверности расчетных данных при анализе конструкции тяжелых прессовых соединений. Было установлено также положительное влияние разгружающей выточки во втулке на усталостную прочность сборочных узлов. Прессовые соединения, собранные с образованием «термического удара» имеют предрасположенность к образованию микротрещин, которые при эксплуатации соединения могут объединиться в магистральную трещину и явится причиной усталостного разрушения деталей.

Выводы

■ На основе теории малых упруго-пластических деформаций и метода конечных элементов разработана математическая модель прессового соединения, обеспечивающая расчет напряженно - деформированного состояния сборочного узла с гарантированным натягом 8 зависимости от технологии термической сборки и геометрии сопрягаемых деталей.

■ По результатам численного анализа напряженного состояния сопряженных изделий установлено, что наиболее эффективные результаты по прочности соединения и экономичности процесса могут быть обеспечены при комбинированной термической сборке, при которой для получения требуемого натяга (0,4 мм) вал необходимо охладить до температуры -175°С, а кривошип нагреть до +90°С.

■ Установлено, что для снижения концентрации напряжений в сопрягаемых деталях кривошипного узла необходимо заменить поднутрение вала галтелью радиусом 10 мм, ввести в конструкцию кривошипа выточку радиусом 8 мм и изменить диаметральные размеры технологических отверстий 55 на 46 мм и с 30 на 16 мм.

• Выполнена оценка на усталость тяжелого прессового соединения от совместного действия термических напряжений, возникающих в результате сборки и внешних нагрузок (крутящих моментов), возникающих при работе компрессора. Установлено, что предлагаемые температурные режимы комбинированной сборки обеспечивают максимальную величину фактора надежности.

s

0} Машиноведение

■ На основании численных и экспериментальных результатов исследования выявлено, что прессовые соединения, собираемые комбинированным термическим способом при наличии «термического удара» имеют предрасположенность к образованию микротрещин, которые при эксплуатации оборудования могут объединяться в магистральную трещину и служить источником усталостного разрушения детали.

Библиографический список

1. Алабужев П.М. Теории подобия и размерностей. Моделирование / П.М. Алабужев, 8.В, Геронимус. ЛМ, Минкевич, Б.А. Ше-ховцов. - М,: Высшая школа, 1968. - 208 с.

2. Витак В.М. Управление температурными напряжениями и перемещениями. - Киев: Наук, думка, 1988. - 312 с,

3. Трощенко В.Т., Сосновский ЛА. Сопротивление усталости металлов и сплавов. В 2 т. - Киев: Наук. Думка, 1987, - Т. 1. - 512

с.

4. Шимкович Д.Г. Расчет конструкций в MSC.Nastran for Windows. - М.: ДМК Пресс, 2001. - 448 с,

5. Шимкович Д.Г. Расчет тепловых воздействий в MSC.Nastran for Windows. - М.: MSC.Software corporation, 2002. - 78 с.

6. ibid. ANSYS Analysis help.

О. M. Балла

Влияние эксплуатационных и конструктивных параметров инструмента на расход вольфра^осодержащих элементов

Вольфрам является одним из наиболее важных компонентов инструментальных материалов. С учетом дефицита вольфрама в природе и все возрастающим его потреблением вопросы реальной экономии вольф-рамосодержащих элементов являются актуальными. В общем случае, при прочих равных условиях, расход инструментальных материалов на машиностроительных предприятиях определяется:

• структурой применяемых инструментальных материалов;

■ расходом инструментальных материалов на единицу инструмента;

■ эксплуатационными характеристиками применяемого инструмента;

■ объемами работ по восстановлению инструмента путем переделки инструмента из быстрорежущих сталей на меньший типоразмер, перепайки пластин твердого сплава и т.д.;

■ применением там, где это необходимо, физико-химических методов упрочнения режущего инструмента;

■ потерями инструмента при хранении на ЦИС, ИРК и внутризаводской транспортировке;

■ условиями эксплуатации инструмента;

■ техническим состоянием применяемого оборудования.

Наиболее весомым фактором снижения расхода вольфрамосодержащих элементов является структура применяемых инструментальных материалов (рис. 1).

В 1кг твердого сплава, в зависимости от марки, содержится 700...850 г вольфрама, а в быстрорежущей стали типа Р9М4К8 - 90 г. В реальных конструкциях инструмента наблюдается противоположная картина (рис. 2).

□ твердый сплав

Ш быстрорежущая сталь Р9М4К8 Рис.1, Расход вольфрама на единицу массы инструментальных материалов

□ 1-170гр. W

Ш 2- 198гр. \Л/

Рис. 2. Расход вольфрама на единицу на изготовление концевых фрез диаметром 50мм и длиной режущей части 90мм: 1 - фреза с напайными пластинками твердого сплава формы 36; 2 - фреза из быстрорежущей стали Р9М4К8