CC BY
38
УДК 621.01 : 621.787.4
РАСЧЕТ И ОБОСНОВАНИЕ ПАРАМЕТРОВ УПРОЧНЯЮЩЕЙ ТЕХНОЛОГИИ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ВАЛОВ РЕДУКТОРА БУРОВОГО СТАНКА НА ОСНОВЕ МЕХАНИКИ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО НАСЛЕДОВАНИЯ
CALCULATION AND JUSTIFICATION PARAMETERS OF STRENGTHENING TECHNOLOGY TO PRODUCE DRILL RIG SHAFT GEAR ON THE BASIS OF MECHANICS OF TECHNOLOGICAL INHERITANCE
Блюменштейн Валерий Юрьевич д.т.н., профессор,
e-mail:[email protected] Blumenstein Valeriy Yu. Dr. Sc. (Engineering), Professor
Ферранти Алина Валерьевна 2, e-mail: [email protected] Ferranti Alina V.2
'Кузбасский государственный технический университет имени Т.Ф. Горбачева, 650000, Россия, г. Кемерово, ул. Весенняя, 28
'T.F. Gorbachev Kuzbass State Technical University, 28, street Vesennyaya, Kemerovo, 650000, Russian Federation
2Unit B, 6th Floor, Success Commercial Building, 251 Hennessy Road, Wanchai, Hong Kong Big Wave (Hong Kong) Limited
Аннотация. Валы редуктора бурового станка при бурении скважин в угольных шахтах работают в условиях сложного апериодического нагружения. Одним из путей снижения металлоемкости валов редуктора является применение комбинированной технологии упрочнения на основе метода поверхностного пластического деформирования (ППД). Выполнены МКЭ-моделирование процесса ППД и расчеты напряженно-деформированного состояния. Показано, что вследствие комбинированного упрочнения возрастают пределы текучести, прочности и выносливости, что позволило выполнить расчеты прочности и циклической долговечности при снижении массы валов редуктора на (10-30)%. Установлено, что при уменьшении металлоемкости не менее чем в 1,5-2 раза обеспечиваются необходимые запасы прочности и циклической долговечности.
Abstract. Gear shafts of drill rigs in case of holes drilling in coal mines work in complex aperiodical loading conditions. One way to reduce metal consumption of gear shafts is to use the combined strengthening technology on the basis of plastic deformation of the surface (PDS) method. FEM modeling of plastic deformation of the surface process and calculations of stress and strain state were done. It is shown that due to combined strengthening the yield points, stress limit and fatigue limit increase; these factors allow performing stress and fatigue crack life calculations in case of gear shafts mass is decreasing on 10-10%. It is estimated that in case of metal consumption decrease not less than in 1,5-2 times the necessary factors of safety and fatigue crack life are provided.
Ключевые слова: буровая машина, металлоемкость, поверхностное пластическое деформирование, статическая прочность, циклическая долговечность
Keywords: drilling machine, metal consumption, plastic deformation of the surface, static strength, fatigue crack life
Введение
Одной из главных причин невысоких технико-экономических показателей буровых работ в угольных шахтах является низкий технический уровень применяемого бурового оборудования. Техническая политика при создании новых буровых станков долгое время была ориентирована лишь на дальнейшую модернизацию уже имеющихся конструкций без существенных качествен-
ных изменений. Не подвергалась совершенствованию и технология производства буровых станков. Развитие буровой техники в направлении повышения ее энерговооруженности не приводит к адекватному увеличению производительности бурения. Это обусловлено отсутствием рациональной сбалансированности параметров самого бурового станка. Нарушение оптимального соответствия мощности приводов станка и его массы, длины
Рис. 1. Изменения крутящих моментов в элементах привода вращения при его стопорении (длина бурового става Ь = 24 т): М1 - первого вала редуктора; М2 - второго вала редуктора; Мет - электродвигателя
штанги и габаритов существенно влияют на эксплуатационные качества буровых станков. При этом, как показывает практика создания буровых станков типа БГА, только конструкторские решения не дают ощутимого повышения технического уровня без совершенствования технологических процессов их изготовления.
Анализ показал, что, например, у валов редуктора привода бурового станка БГА-2М, выпускаемого ОАО «Анжеромаш», имеется существенный (до 20 и более раз) запас прочности по статическим нагрузкам и пределу выносливости, что, в свою очередь, приводит к высокой металлоемкости этих деталей. При этом конструкторские мероприятия по повышению технического уровня бурового станка не позволяют в полной мере обеспечить снижение массы станка без совершенствования технологии изготовления его деталей [1-2].
Н. М. Скорняковым и И. Н. Гергал было установлено, что при проектировании и расчете привода вращения бурового станка не учитывается высокодинамичный характер действующей нагрузки. Динамическая модель привода вращения бурового станка, описываемая системой нелинейных дифференциальных уравнений, позволила установить достоверные величины и характер нагрузки, действующей на элементы редуктора. Было также установлено, что элементы привода вращения бурового станка находятся в экстремальных условиях нагру-жения (динамическая составляющая нагрузки достигает 55 % статической). Установлен характер распределения крутящего момента, а также то, что его максимальные значения имеют место на втором валу редуктора (вал №2) при коротком (<6 м) буровом ставе и достигают 6000 Н*м (рис. 1). С увеличением длины бурового става максимальные значения крутящего момента плавно снижаются до 4000 Н*м при длине 90 м.
За счет многофункциональности вводимых
присадок улучшаются антикоррозионные и проти-воизносные свойства. Целью настоящей работы является исследование влияния предварительного термостатирования на оптические свойства синтетического моторного масла MOBIL SUPER 3000 5W-40 SJ/SL/SK/CF.
Методика исследования предусматривала применение следующих средств контроля и испытания: прибора для предварительного термостатирования; фотометра; прибора для определения термоокислительной стабильности; и электронных весов.
Методика предусматривала 2 этапа исследования, на первом этапе пробу исследуемого масла термостатировали [1] 8 часов в диапазоне температур от 160 до 260 °С с интервалом в 20 °С без перемешивания, без доступа воздуха, при атмосферном давлении, с конденсацией паров и отводом конденсата, что практически исключало их окисление. Для каждой температуры соответствует новая проба масла. После термостатирования отбирались пробы масла для фотометрирования и определения коэффициента поглощения светового потока.
На втором этапе термостатированные пробы масла подвергались окислению при постоянной температуре в 180°С с перемешиванием стеклянной мешалкой с частотой вращения 300 об/мин. После каждых 8-ми часов окисления проба взвешивалась, определялась масса испарившегося масла, отбиралась проба окисленного масла для фотометрирования. Испытания прекращались при достижении коэффициента поглощения светового потока значений равных 0,7-0,8 ед.
Результате полученные в ходе экспериментальных исследований и их обсуждение.
Как известно, статическая и усталостная прочность, в свою очередь, в значительной степени зависят от качества поверхностного слоя деталей, определяемого шероховатостью поверхности,
Р 1,5тах
о ю
О
ю
О
30
ю -см
5
Р 1,5тах Р 0,5тах
- ю со
о
I30
59,5
254-310+
ю ю
о
30°
К8
■ ю ю
о
59
117,5*
Р 0,3тах
Рис. 2. Вал-шестерня редуктора бурового станка БГА2М
упрочнением и остаточными напряжениями. Поэтому при проектировании процессов изготовления ответственных деталей машин должна учитывать технологическое наследование, под которым понимают перенос свойств поверхностного слоя от предшествующих операций к последующим. Особенно это становится актуальным при использовании упрочняющих методов обработки, которые должны обеспечить рациональное сочетание упрочнения и остаточных напряжений. Подобное возможно на основе использования современных представлений о физико-механических процессах деформации и разрушения конструкционных материалов.
В рамках данной работы решалась научно-практическая задача снижения металлоемкости (массы) и повышения качества деталей бурового станка БГА-2М за счет повышения механических характеристик его деталей (валов редуктора) путем создания более совершенной технологии их изготовления.
Объект и методы исследования
К числу основных проблем обеспечения прочности при создании машин относят: возникновение внезапных отказов деталей машин; обеспечение определенного запаса прочности, так как избыточная прочность повышает стоимость машины и увеличивает ее массу; недостаточная долговечность, которая увеличивает эксплуатационные затраты; увеличенное время и высокие материальные затраты на доводку вновь создаваемых машин для повышения их надежности [3-4]. В значительной степени эти проблемы решаются применением стального материала определенного качества. Если в результате теоретических и экспериментальных исследований с высокой точностью были определены нагрузки, действующие на ее узлы и детали, то задачи обеспечения надежности решаются как
путем использования определенного стального материала деталей, так и соответствующих технологий упрочнения в ходе их изготовления.
Таким образом, эффективным направлением прямой экономии металла является снижение реального (в ряде случаев необоснованного) запаса прочности деталей посредством уточнения схем и методов расчета, условий эксплуатации, т.е. приближением расчетных нагрузок к реальным. Задачу уменьшения сечений деталей при обеспечении заданного срока службы и надежности решают с помощью проведения расчетов элементов машин на прочность в условиях приложения статических и циклических нагрузок. Косвенная экономия дает эффект за счет изменения характеристик конструкции, учета действующих эксплуатационных нагрузок, применения упрочняющих технологий и др. Эффект от такой деятельности проявляется в повышении долговечности изделий, условном сокращении выпуска продукции и реализуется постепенно, по мере эксплуатации машины.
В условиях действующего производства типовая технология обработки вала-шестерни №2 редуктора бурового станка, изготавливаемого из стали 20Х2Н4А, включает (рис. 2): группу токарных операций; операции нарезания зубьев; поверхностную химико-термическую обработку -цианирование и закалку токами высокой частоты (ТВЧ); шлифование.
Планированный слой глубиной к — 0,9 ... 1,3 тт после закалки ТВЧ имеет высокую твердость 59... 63 НЯС и высокие эксплуатационные свойства - износостойкость и предел выносливости. В целом принятая на предприятии технология обеспечивает требуемое качество поверхностного слоя. Однако после выполнения химико-термических операций в сочетании с последующим шлифованием в поверхностном слое возникают растягивающие
остаточные напряжения. При совместном действии в поверхностном слое остаточных растягивающих напряжений с эксплуатационными напряжениями существенно снижается положительный эффект в отношении усталостной долговечности.
Не существует универсального метода упроч-
усталостной прочности (за счет создания сжимающих остаточных напряжений). Метод ППД достаточно прост в реализации, не требует дорогостоящего оборудования и позволяет, в то же время получать требуемые показатели качества поверхностного слоя для различных условий эксплуатации де-
Plastic wave
Deformation angle in circumferential direction
Deformation zone boundary t
Zone 4
Deformation zone in principal strains plane
Treated surface
Л - \(h) HV = HV(h)
Roller
Л„; lF„; HV,- [Ta,J
Рис. 3. Модель процесса ППД
нения деталей, так как один и тот же метод в одних условиях эксплуатации может дать положительный эффект, а в других - отрицательный. Поэтому в ряде случаев применяют комбинированное упрочнение деталей, основанное на использовании двух или трех методов упрочнения, каждый из которых позволяет усилить то или иное эксплуатационное свойство. Например, выполнение поверхностной термической или химико-термической обработки с последующим поверхностным пластическим деформированием (ППД) позволяет сохранить положительные свойства термообработки с одновременным снижением шероховатости, увеличением пределов прочности и текучести, а также
талей. К числу наиболее распространенных относят методы обкатывания шариком и роликом, а также выглаживание. Обработка ППД возможна для большинства известных чугунов, сталей, сплавов цветных металлов, и обеспечивает: положительные микроструктурные изменения в поверхностном слое металла, создание направленной текстуры; высокий упрочняющий эффект, исчисляемый повышением твердости материала на 20-60 % и более при глубине распространения пластической деформации на 0,01-10 мм; создание сжимающих остаточных напряжений в поверхностном слое; получение благоприятных по форме и минимальных по высоте параметров шероховатости поверхности порядка Да 0,05 ... 1,6 [5-7].
При выполнении исследований использовался разработанный авторами подход к решению задач механики технологического наследования [7].
о,
МРЬ
200
О
-200 -400 -600 -800
ОЕ-сгггаЬэп э^е А □п1сиг 1 в с 1 Е ¥
о, /
I/ /
6._/ /\ г/
у \ О,
V \ 0,
Были сформулированы и решены аналитические задачи по определению напряженно-дефор-мированного состояния (НДС) и оценке накопленных механических свойств поверхностного слоя
б, МРа
ПО
о
-100 -200 -300 400 -500 -600
0 'ТГЛП 7 А е 'rrilr.iT \ С в/ чП Е
п. .-/
б,/ "К6"
У \б.
б. т №0
1,00 200 0
-200 -100 -600 -800
а) Ь)
Рис. 4. Распределение компонент напряжений в очаге деформации: а) незакаленный образец №132; Ь) закаленный образец №131
Def ог тшНсп А Олкшг \ в с
т
V .
б /
б, т
2 х, шт
-100 -200
□еРаг псЬоп с А п!аиг \ с в Л 1
т \
¡Г
0.15 110
0.05 ОНО -0.05 -0.10 0.15 -020
а) Ь)
Рис. 5. Распределение среднего нормального напряжения и интенсивности касательных напряжений в очаге деформации: а) незакаленный образец N9132; Ь) закаленный образец N9131
ие!огта}пп салинг , \ I с --X Е р
е Ч*
А
г х. тш
0020 ■ 0.015 -0.010 -1005 -ОЛЯ) --0005 ■ -0.010
0 !огпиНоп 2 А е сопЬиг \ ( в У V 0 Е р
(
/
к. -ч V.
< у Г
к/ /
а) Ь)
Рис. 6. Распределение компонент скоростей деформаций в очаге деформации: а) незакаленный образец №132; Ь) закаленный образец №131
для образцов в исходном состоянии после упрочнения ППД и после комбинированного упрочнения, включающего азотирование, закалку и ППД.
В качестве модельных материалов использовались стали 40Х, 40ХН и 12ХНЗА, имеющие свойства, сопоставимые со свойствами стали 20Х2Н4А.
Из этих материалов изготавливались цилиндрические образцы, имеющие диаметр Ds — 32; 60; 115,5 mm с предельными отклонениями +0,5 тт. На каждом образце выполнялось по три шейки длиной I — 80 + 0,5 тт, отделенных друг от друга поперечными канавками для выхода инструмента при обработке и вырезке образцов при исследовании твердости, микротвердости, микроструктуры и др.
Образцы в исходном состоянии и после закалки обрабатывались на токарном станке на чистовых режимах с применением смазывающе-охла-ждающей жидкости.
Образцы первой серии обрабатывались по заводской технологии без последующей термической обработки, а образцы второй серии дополнительно подвергались цианированию с закалкой ТВЧ. Образцы обеих серий в дальнейшем обрабатывали ППД однороликовым инструментом диаметром Dr — 95 mm с радиусом профиля Rpr — 2,0; 2,5; 5,0 тт.
Режимы обкатывания незакаленных образцов однороликовым инструментом: частота п — 13,3 с-1, подача S — 0,1 ... 0,26 mm/t и усилие обкатывания Р = 1000 ... 4000 Н:
• сталь 40Х; диаметр образцов Ds — 32 mm; всего 18 образцов;
• сталь 40ХН; диаметр образцов Ds — 115,5 mm; всего 20 образцов;
• сталь 12ХНЗА; диаметр образцов Ds — 60 mm; всего 18 образцов.
Режимы обкатывания закаленных образцов однороликовым инструментом: частота п — 10,5 с-1, подача S — 0,07 mm/t и усилие Р — 1950 ...4550 Н:
• сталь 40Х; диаметр образцов Ds — 30 mm; всего 18 образцов;
• сталь 40ХН; диаметр образцов Ds — 105 mm; всего 15 образцов;
• сталь 12ХНЗА; диаметр образцов Ds — 50 mm; всего 5 образцов.
На стадии установившегося процесса после обработки поверхностным пластическим деформированием на длину 15-20 mm для фиксации границ очага деформации производили быстрый отвод («отстрел») деформирующего инструмента - ролика от обрабатываемой поверхности образца.
Выполнялась запись профилограмм контуров полученных очагов деформации с последующей обработкой этих профилограмм по специальному алгоритму и установлением геометрических параметров ОД [8].
Результаты и обсуждение
В качестве примера для последующего моделирования и сравнительного анализа были выбраны образцы из стали 40Х, обработанные ППД по схожим режимам:
• № 132, незакаленный; подача S — 0,1 тт/ t; усилие обкатывания Р — 4000 Н; радиус профиля Rpr — 2,0 mm;
• № 131, закаленный; подача S — 0,07 тт/ t; усилие обкатывания Р — 3900 Н; радиус профиля Rpr — 2,0 mm.
Методом измерения твердости по Виккерсу были установлены параметры упрочнения поверхностного слоя, которые составили: глубина упрочнения h — 2,8 mm и h — 1,2 mm, степень упрочнения S — 0,24 и S — 0,14 для незакаленного и закаленного образцов соответственно.
По геометрическим параметрам очага деформации, параметрам упрочнения и механическим свойствам (твердость, кривая течения и др.) были сформированы начальные и граничные свойства для решения задач по оценке напряженно-дефор-мированного состояния. Была составлена расчетная схема, в которой материал был принят упруго-пластическим, а решаемая задача соответствовала представлениям о плоском деформированном состоянии.
Схема процесса ППД рассматривается в осевом сечении вала, в котором расположена плоскость главных деформаций (рис. 3).
На профиле очага деформации, полученном методом профилографирования, выделены следующие характерные точки, линии и области: hat -действительный натяг, равный глубине внедрения инструмента; hw - высота упруго-пластической волны перед деформирующим инструментом; hr — hat + ^w - расчетный натяг, равный вертикальной проекции передней дуги контакта; Д - высота упруго-пластического восстановления металла за деформирующим инструментом; d - длина горизонтальной проекции передней дуги контакта (длина передней контактной зоны очага деформации); d1 - длина горизонтальной проекции задней дуги контакта DE (длина задней контактной зоны очага деформации); I - длина волны перед деформирующим инструментом (длина передней вне-контактной зоны очага деформации); L — I + d -длина передней зоны очага деформации; ^ - длина вторичной зоны очага деформации. Вдоль профиля очага деформации пластическая деформация зарождается в точке А и заканчивается в точке F. Профиль очага деформации состоит из передней внеконтактной области АБС, контактной области CDE и задней внеконтактной области EF. Передняя внеконтактная область в свою очередь состоит из вогнутого участка АВ и выпуклого участка ВС.
При нагружении поверхностного слоя материальные частицы перемещаются в ОД вдоль линий тока 1,2 и 3, пластическая деформация распростра-
няется на глубину к, в результате чего формируется поверхностный слой с неравномерными по глубине степенью деформации сдвига, степенью исчерпания запаса пластичности и тензором остаточных напряжений.
Задача расчета напряженно-деформированного состояния решалась с использованием метода конечных элементов (МКЭ) в соответствии с алгоритмом и компьютерной программой [9-10]. В упруго-пластическое тело АВСОЕЕ с жестко закрепленной нижней границей внедрялся абсолютно жесткий индентор - ролик с радиусом Ярг. Индентору придавали смещение на величину подачи 5 вдоль оси х\ при этом перемещение по оси у отсутствовало.
Исходными данными для создания модели материала являлись: модуль Юнга Е — 2 ■ 105 МРа, плотность материала р — 7800 кд/т3, коэффициент Пуассона V = 0,3 и кривая течения материала [11-12]. Расчет НДС в упругопластической постановке предполагал идеализацию кривой течения путем разбиения на два прямолинейных участка: участок упругого и пластического деформирования. Это позволило проводить описание тремя параметрами: модулем Юнга Е, экстраполированным пределом текучести оу- и тангенциальным модулем ТапМой.
Моделирование проводилось при варьировании параметров материала, коэффициентов трения, схем перемещения индентора и других. В итоге был принят коэффициент трения / = 0,21, соответствующий рекомендациям работы [6]. В результате выполнения расчетов в узлах МКЭ-модели были получены численные значения компонент тензора напряжений ах, оу, аг, аху, относительных деформаций ех, Еу, Еху и др.
В дальнейшем полученные значения компонентов тензора напряжений и тензора деформаций в узлах конечно-элементной модели пересчитыва-лись в точки линий тока очага деформации (рис. 3). При этом под линиями тока понимают семейство линий, касательные к которым в каждой точке пространства совпадают в данный момент времени с направлением вектора скорости в этой точке. Выполняли расчет параметров, включая [12-17]:
• интенсивность напряжений стг и деформаций
• интенсивность касательных напряжений Т;
• компонент тензора скорости деформаций
• интенсивность скоростей деформаций сдвига Н;
• степень деформации сдвига за время деформирования {
Л=/0'н(т)с*т; (1)
• среднее напряжение ст;
• показатель схемы напряженного состояния:
• показатель вида напряженного состояния (показатель Лодэ-Надаи) для оценки немонотонности развития деформации;
Расчет степени исчерпания запаса пластичности выполняли по критерию Калпина-Филиппова [18-19]:
Ф = % + % = % + (Ч>21 + Ч>22)
(3)
пср0 | Л? 1йЛ
I ДГ'<
+
(Л(£
Г dA
J х;
Лк
-<PoJ Апр~ЧА
где % - составляющая, зависящая от напряжения текучести или от накопленной деформации; Ч^
- составляющая, зависящая от пластичности металла в условиях П = const', А и Ар - накопленная и предельная степень деформации сдвига при данном показателе схемы напряженного состояния П; п - коэффициент деформационного упрочнения; <р0 - коэффициент, определяемый на основе испытаний на пластичность. В неупрочненном металле Ч* = 0, а при полном исчерпании запаса пластичности Ч" = 1.
В качестве характеристик металла использовались кривая упрочнения и диаграмма пластичности в виде Ар =Лр(П).
Тензор остаточных напряжений обкатанных роликом образцов проводился в соответствии с теоремой о разгрузке с учетом накопленных пластических деформаций [6, 20]: [Tars]i;. = [Tajy + [Taun]y + [Т at]tJ (4)
где [Tcid]i;. - тензор напряжений нагрузки; [Taun]i;-
- тензор напряжений разгрузки; [Tcrt]i7- - тензор тепловых напряжений.
Анализ показал, что при обработке ППД по схожим режимам:
• в незакаленном образце № 132 пластическая деформация локализуется в большем объеме очага деформации;
• интенсивность напряжений в очаге деформации закаленного образца № 131 примерно вдвое выше, чем незакаленного образца;
• среднее нормальное напряжение в очаге деформации закаленного образца также примерно вдвое выше, чем незакаленного образца;
• интенсивность деформаций в локальных зонах очага деформации у закаленного образца выше, чем у незакаленного.
П = -;
т'
В процессе поверхностного пластического де-л, ч/,-
точки, расположенной в районе вершины волны;
Ь, Пип
0,20
Рис. 7. Накопление деформационных свойств вдоль 1-ой линии тока в очаге деформации: 1 и 2 -степень деформации сдвига А в образцах №131 и 132;
3 и 4 - степень исчерпания запаса пластичности Ч* в образцах №131 и 132
формирования образца картина распределения параметров напряженно-деформированного состояния является достаточно сложной (рис. 4-6, вдоль 1-й линии тока).
В очаге деформации вдоль первой линии тока компоненты тензора напряжений изменяются от нулевых значений на входе до минимальных отрицательных значений в зоне вершины пластической волны (точка С, рис. 4, а, Ь). Дальнейшее перемещение частицы вдоль этой линии тока происходит в условиях увеличения компонентов напряжений под и за инструментом. По мере перемещения вглубь поверхностного слоя изменяется как характер, так и абсолютные значения компонент напряженного состояния. В целом, абсолютные значения уменьшаются; максимальной по-прежнему остается компонента ау.
Такой характер распределения напряжений приводит к тому, что большая часть материала очага деформации находится в условиях сжатия, причем наибольшее значение среднего нормального напряжения соответствует зоне контакта инструмента с деталью (рис. 5, а, Ь). Наибольшие значения интенсивности касательных напряжений имеют место в зоне вершины волны перед деформирующим инструментом. При перемещении вглубь поверхностного слоя происходит уменьшение абсолютных значений, однако характер распределения этих компонент практически не изменяется.
Сложной является картина распределения скоростей деформации (рис. 6, а, Ь).
Исходя из характера НДС установлено, что в очаге пластической деформации имеются 3 участка квазимонотонной деформации, на границах которых деформация меняет свой знак. Первый участок расположен от точки входа в очаг деформации до
Рис. 8. Распределение накопленных деформационных свойств по глубине упрочненного слоя: 1 и 2 -
степень деформации сдвига А в образцах №131 и 132;
3 и 4 - степень исчерпания запаса пластичности Ч* в образцах №131 и 132
второй - под инструментом, третий - за инструментом.
К числу особенностей напряженно-деформированного состояния при ППД образца № 131 из закаленной стали в сравнении с образцом из незакаленной стали №132 следует отнести:
• существенное уменьшение размеров очага деформации;
• снижение численных значений компонент напряжений и локализацию прироста скоростей деформаций сдвига в районе вершины пластической волны перед деформирующим инструментом;
• снижение численных значений среднего нормального напряжения и увеличение показателя схемы напряженного состояния.
Расчет накопления степени деформации сдвига Л и степени исчерпания запаса пластичности Ч* выполняли путем суммирования приращений этих параметров вдоль линий тока (рис. 7). Видно, что наиболее интенсивное накопление деформаций и исчерпание запаса пластичности происходит в передней внеконтактной зоне очага деформации.
Распределение степени деформации сдвига и СИЗП по глубине упрочненного поверхностного слоя имеет ниспадающий характер, причем наибольшая часть деформации сдвига и СИЗП локализуется в поверхностном слое глубиной до 0,6 мм (рис. 8). В этом слое накапливается до 50-60% всей деформации и примерно на 35-40% исчерпывается запас пластичности металла. Степень деформации сдвига, полученная экспериментально путем измерения твердости по Виккерсу, подтверждает правомерность анализируемых результатов.
Расчеты и экспериментальные исследования
б, --
МРа
300
200 100 о
-100 -200 -300
Дальнейшие расчеты проводились при умень-
Рис. 9. Напряжения в опасном сечении при уменьшении диаметров на 30% (диаметр сечения составляет 45,5 мм)
показали, что в результате обработки ППД незакаленного материала произошло увеличение предела текучести с 550 до 650 МРа (на 18%), а для закаленного материала - с 800 доЮОО МРа (на 25%). Повышение предела прочности и предела выносливости составило 15 и 25% соответственно для незакаленной и закаленной сталей.
Указанные значения механических свойств после обработки ППД были использованы в задачах расчета статической прочности и циклической долговечности упрочненных ППД деталей.
Расчеты выполнялись по стандартной методике при использовании фактических значений действующих на вал нагрузок. Нагрузки в виде изгибающих и крутящих моментов задавались исходя из полученных аналитических решений [1-2]. Тензор действующих (суммарных) апериодических напряжений Тае при выполнении расчетов циклической долговечности был представлен в виде суммы тензоров остаточных Таг и усталостных (циклических) напряжений Toy- [7]:
Тсте = [Tars]i;. + [Т аг]... (8)
В качестве примера на рис. 9 показан сложный характер распределения компонент ах и ayz тензора действующих напряжений.
Установлено, что циклическая долговечность вала-шестерни после цианирования, закалки и ППД составляет 33 500 ООО циклов, что в 7,5 раз больше заданной техническими требованиями. Такое повышение характеристик усталостной прочности позволяет уменьшить диаметры вала-шестерни и, вследствие этого, снизить металлоемкость редуктора буровой машины.
шении диаметров на 10%, 20% и 30%. При этом сечение, в котором возникают максимальные напряжения (диаметр 65 мм, рис. 2), имеет диаметр 58,5 мм, 52 мм и 45,5 мм соответственно.
Выводы
Анализ результатов моделирования, экспериментальных исследований и расчетов коэффициентов запаса прочности при снижении диаметров шеек вала №2 на (10-30)% показал, что:
1) коэффициенты запаса прочности по пределу текучести при изгибе снижаются в 2 раза, оставаясь, тем не менее, на высоком уровне в пределах 29,3 « па « 69,2;
2) коэффициенты запаса прочности по пределу текучести при кручении также снижаются примерно в 2 раза, оставаясь, тем не менее, на высоком уровне в пределах 11,4 < пх < 77,0;
3) итоговые коэффициенты запаса статической прочности шеек вала снижаются примерно в 2 раза и составляют 9,9 <п< 49,9;
4) коэффициенты запаса по пределу выносливости при действии номинальных изгибающих асимметричных нагрузок составляют 136,9 < п0_г < 437,5;
5) коэффициенты запаса по пределу выносливости при действии номинальных асимметричных напряжений от крутящего момента составляют 143,9 < пт_1 < 890,5;
6) итоговые коэффициенты запаса прочности по пределу выносливости при совместном действии крутящего и изгибающего моментов составляют 119,4 < п < 392,7.
Таким образом, применение комбинированной обработки методом ППД цианированной и зака-
ленной стали позволяет уменьшить металлоем- обеспечении необходимых запасов прочности и
кость вала-шестерни не менее чем в 1,5-2 раза при циклической долговечности.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Гергал, И. Н., Скорняков, H. М. Определение динамических параметров привода вращения бурового станка БГА2М // Вестник КузГТУ. - 2002. - № 6. - С. 24-27.
2. Скорняков, H. М., Гергал, И. Н. Исследование динамической нагруженности привода вращения бурового станка БГА2М // Вестник КузГТУ. - 2003. - № 6. - С. 41-44.
3. Беленький, Д. М., Ханукаев, М. Г. Теория надежности машин и металлоконструкций. - Ростов: Феникс, 2004. - 608 с.
4. Беленький, Д. М. Управление прочностью стального материала деталей машин // Вестник машиностроения. - 2007. - №3. - С. 19-24.
5. Суслов, А. Г., Блюменштейн, В. Ю., Гуров, Р. В. и др. Технология и инструменты отделочно-упрочня-ющей обработки деталей поверхностным пластическим деформированием: справочник. В 2-х томах. Т. 1. / Под общ. ред. А.Г. Суслова. — М.: Машиностроение, 2014. - 480 е.: ил.
6. Смелянский, В. М. Механика упрочнения деталей поверхностным пластическим деформированием. -М.: Машиностроение, 2002. - 300 е.: ил.
7. Блюменштейн, В. Ю., Смелянский В. М. Механика технологического наследования на стадиях обработки и эксплуатации деталей машин. - М.: Машиностроение-1, 2007. - 400 е.: ил.
8. Блюменштейн, В. Ю., Антонов, Ю. А., Гергал, И. Н. Методика и устройства контроля геометрических параметров очага деформации при обкатывании и выглаживании деталей горных машин // Вестник КузГТУ.-2001.-№ 3,-С. 26-27.
9. Кречетов, А. А. Методика расчета параметров механического состояния поверхностного слоя деталей машин // Вестник КузГТУ. - 2001. - № 5. -С. 27-31.
10. Блюменштейн, В. Ю., Кречетов, А. А. Наследственная механика поверхностного слоя деталей машин. Свидетельство об официальной регистрации программы для ЭВМ № 2002610758. Заявка № 2002610463, дата поступления 29 марта 2002 г. Зарегистрировано в Реестре программ для ЭВМ 18 мая 2002 г.
11. Кроха, В. А. Упрочнение металлов при холодной пластической деформации : справочник. - М.: Машиностроение, 1980. - 158 с.
12. Богатов, А. А., Мижирицкий, О. П., Смирнов, С. В. Ресурс пластичности металлов при обработке давлением. - М.: Металлургия, 1984. - 144 с.
13. Колмогоров, В. Л. Напряжения. Деформации. Разрушение. - М.: Металлургия, 1970. - 230 с.
14. Mohammadi F., Sedaghati R., Bonakdar A. Finite element analysis and design optimization of low plasticity burnishing process. Int. J. Adv. Manuf. Technol. (2014) 70:1337-1354
15. Красневский, С. M., Макушок, Е. M., Щукин, В. Я. Разрушение металлов при пластическом деформировании. - Мн.: Наука и техника, 1983. - 173 с.
16. Теоретические основы процессов поверхностного пластического деформирования / Под ред. В.И. Беляева. -Мн.: Наука и техника, 1988. - 184 с.
17. Теория пластических деформаций металлов / Е.П. Унксов, У. Джонсон, B.JI. Колмогоров и др.; Под ред. Е.П. Унксова, А.Г. Овчинникова. - М.: Машиностроение, 1983. - 598 е.: ил.
18. Филиппов, Ю. К. Критерий оценки качества деталей, получаемых холодной объемной штамповкой // Кузнечно-штамповочное производство. - 1999. — № 2. — С. 3-9.
19. Сопротивление деформации и пластичность металлов при обработке давлением / Ю.Г. Калпин, В.И. Перфилов, П.А. Петров и др. - М.: Машиностроение, 2011. - 244 с.
20. Блюменштейн, В. Ю., Махалов, М. С. Моделирование остаточных напряжений на стадиях жизненного цикла изделий // Вестник машиностроения. - 2014. - №12. - С. 21-25.
REFERENCES
1. Gergal, I.N., Skorniakov, N.M. Determination of dynamic parameters of an actuator of the drill rig of BGA 2 M type // Bulletin of KuzSTU. - 2002. - №6. - P. 24-27.
2. Skorniakov, N.M., Gergal, I.N. Investigation of dynamic load of a rotary actuator of a drill rig of BGA 2 M type//Bulletin of KuzSTU. -2003. -№ 6. - P. 41-44.
3. Belenkiy, D. M., Hanukaev, M.G. The theory of reliability of machines and metal structure. - Rostov: Fenix, 2004. - 608 p.
4. Belenkiy, D. M. Strength management of steel material of machines parts // Engineering Bulletin. - 2007. -№3. - P. 19-24.
5. Suslov, A.G., Blumenstein, V. Yu., Gurov R.V. and others. Technology and tools of fine-strengthening processing of parts by surface plastic deformation: a handbook. In 2 vols. V. 1 / Under the editorship of A.G. Suslov. - Moscow: Engineering, 2014. - 480 p.: fg.
6. Smelyianskiy, V.M. Mechanics of parts strengthening by surface plastic deformation. - Moscow: Engineering, 2002. -300 pp.: fg.
7. Blumenstein, V. Yu., Smelyanskiy, V. M. Mechanics of technological inheritance during treatment and operation of machine parts (Engineering -1, Moscow, 2007), 400 p. fg.
8. Blumenstein, V. Yu., Antonov, U.A., Gergal, I.N., The methodology and control organization of geometric parameters of deformation zone while rolling and smoothing of mining machines parts // Bulletin of KuzSTU. -2001. -№ 3. - P. 26-27.
9. Krechetov, A.A. The methodology of parameters calculations of mechanical conditions of the machine parts surface layer // Bulletin of KuzSTU. - 2001. -№ 5. - P. 27-31.
10. Blumenstein, V. Yu., Krechetov, A.A. Inheritance mechanics of machine parts surface layer. Certificate of official registration of the computer program № 2002610758. The application number 2002610463, Date of entry March 29, 2002. Registered in Computer Program Register on May 18, 2002.
11. Kroha, V.A. Metal strengthening under cold deformation: reference book. - Moscow: Engineering, 1980. -158 p.
12. Bogatov, A.A., Mizhiritskyi, O.I., Smirnov, S.V. Metal ductility under pressure treatment. - Moscow: Metallurgy, 1984. - 144 p.
13. Kolmogorov, V.L. Stress. Deformation. Destruction. - Moscow: Metallurgy, 1970. - 230 p.
14. Mohammadi F., Sedaghati R., Bonakdar A. Finite element analysis and design optimization of low plasticity burnishing process. Int. J. Adv. Manuf. Technol. (2014) 70:1337-1354
15. Krasnevskyi, S.M., Makushok, E.M., Shukin, V.Yi. Metal destruction under plastic deformation. - Mn.: Science and technology, 1983. - 173 p.
16. Theoretical basis of processes of surface plastic deformation / Under the editorship of V.I. Belyiev. - Mn.: Science and Technology, 1988. - 184 p.
17. The theory of plastic deformation of metals / E.P. Unksov, W. Johnson, V.L. Kolmogorov, etc .; Under the editorship of E.P. Unksov, A.G. Ovchinnikov. - Moscow: Engineering, 1983. - 598 p.: fg.
18. Filippov, Yu.K, Evaluation criterion for the quality of parts produced by cold forging//Forging and stamping production, 1999, № 2, P. 3-9.
19. The deformation resistance and ductility of metals under pressure processing / U.G. Calpin, V.I .Perfilov, P.A. Petrov, etc. -. Moscow: Engineering, 2011. - 244 p.
20. Blumenstein, V. Yu., Mahalov, M.S. Modelling of residual stresses in the stages of product life cycle // Bulletin of engineering. - 2014. - №12. - P. 21-25.
Поступило в редакцию 29.10.2016 Received 29 October 2016
