Під час згинання та розтягу зразка з м'яким прошарком (зварний шов) в той момент, коли середні напруження досягають границі текучості металу прошарку, в ньому виникає пластична деформація [64,136]. Однак розвитку такої деформації чинить опір сусідній більш міцніший метал, який ще продовжує працювати пружно. Такий ефект призводить до виникнення на контактних поверхнях дотичних напружень. В результаті цей прошарок в приконтактній області набуває об'ємного напруженого стану на деяку глибину.

Рис.2.5 Силова схема дії робочого навантаження на диск сошника:α=200, β=250 - кути атаки відповідно у фронтальній і вертикальній площинах, F, N, Q - зусилля, які діють на диск під час руху у ґрунті

Тому вплив цього стану на властивості м'якого прошарку та його контактне зміцнення залежить від розмірів самого прошарку, товщина якого повинна бути меншою за товщину основного металу. Коли їх відношення (b - ширина м'якого прошарку, h=2,5мм. товщина матеріалу диска) (рис.2.3), тоді ефект контактного зміцнення проявляється істотніше.

На підставі проведеного моделювання геометричних розмірів зварного шва встановлено, що оптимальна ширина м'якого прошарку b=1,8. .2 мм. Відносна товщина прошарку при цьому , що теоретично може забезпечити необхідну схильність з'єднання до контактного зміцнення, яке підвищить стійкість диска до втомного руйнування під час експлуатації в ґрунті.

2.2 Структурні перетворення при зварюванні сталі 65Г

Під час рівномірного нагрівання металу відбувається його вільне розширення без утворення напружень. Якщо ж нагрівання нерівномірне, що має місце при зварюванні, то менш нагріті ділянки тіла перешкоджають вільному розширенню більш нагрітих, і в результаті, виникають температурні напруження. Такі напруження існують в металі на усіх стадіях термічного циклу.

Внаслідок нерівномірного нагрівання металу та зміни його об'єму через температурне розширення під час зварювання, а також в результаті фазових і структурних перетворень, призводять до виникнення пружних і пластичних деформацій. Під впливом пластичних деформацій при високих температурах у зварному з'єднанні після повного охолодження залишаються власні напруження або так звані залишкові напруження.

Поряд з тепловими напруженнями при зварюванні сталі 65Г виникають структурні напруження, що зумовлені перетвореннями із зміною структури в тих зонах основного металу, які в процесі зварювання були нагріті вище критичної температури AC3. При охолодженні від цієї температури в результаті переходу аустеніту в мартенсит, у діапазоні температур початку (для сталі 65Г МП=2700С) та кінця (МК=-50С) мартенситного перетворення, відбувається збільшення об'єму металу [138].

Розширенню об'ємів новоутвореної структури мартенситу перешкоджають ділянки зварного з'єднання, у яких структурні перетворення не відбулись. Тому в об'ємах із структурою мартенситу виникають залишкові напруження стиску, а у примежових ділянках - напруження розтягу, які зумовлюють додаткове зростання пластичних деформацій.

Схематично вигляд дилатометричної кривої для сталі 65Г зображено на рис.2.6

Рис.2.6 Дилатолометрична крива сталі 65Г при охолодженні

Величина та характер розподілу залишкових напружень, які виникають у зварному з'єднанні сталі 65Г, є головними чинниками, відповідальними за технологічну та експлуатаційну міцність. Природа виникнення цих напружень залежить від багатьох факторів, і одним з основних є хімічний склад основного металу і, зокрема, вміст вуглецю.

В порівнянні з іншими структурними складовими [47], мартенсит, який утворився при зварюванні сталі 65Г, має високу твердість, крихкість та підвищений питомий об'єм. Для порівняння, структурні складові аустеніт та перліт мають питомий об'єм відповідно 0,1275×10-3 та 0,1286×10-3 м3/кг, а для мартенситу він рівний 0,1310×10-3 м3/кг [48].

Отже, структурні перетворення аустеніту в мартенсит при зварюванні сталі 65Г зумовлюють різку зміну об'єму у біляшовній зоні, і розтягувальні напруження, що виникають на стадії охолодження металу, переходять у стискальні, які після завершення структурного перетворення можуть знову перейти в розтягувальні [44,46].

Таким чином, на відносно неширокій ділянці зварного з'єднання має місце значний перерозподіл величини та характеру залишкових напружень, для визначення яких доцільно застосовувати непрямі методи оцінки. Небезпека таких напружень та складність їх визначення підвищується у випадку утворення криволінійного зварного з'єднання, зокрема, колового, що має місце при відновленні робочої поверхні за зовнішнім діаметром диска сошника зернової сівалки електродуговим способом зварювання.

Особливістю колового з'єднання є наявність замкнутого шва. В такому випадку деформації поперечного скорочення колового шва не можуть бути компенсовані незначним переміщенням зварювальних деталей, і вони зазвичай переважають поздовжні деформації. В результаті, усадка при утворенні такого колового з'єднання супроводжується виникненням додаткових напружень першого роду, які в залежності від геометричних розмірів деталі є неосесиметричними. Сукупна дія залишкових напружень першого та другого роду, що виникають при утворенні колового з'єднання у відремонтованому диску, мають визначальний вплив на ресурс його роботи. У зв'язку з цим є необхідним аналіз напруженого стану зварного з’єднання сталі 65Г з коловим швом. Великий інтерес представляє застосування методів математичного моделювання для визначення розподілу та концентрації напружень в конструкціях, які при зварюванні з’єднуються такими швами. Важливість таких розрахунків диктується ще й тим, що залишкові зварювальні напруження, які носять місцевий характер, досягають межі плинності матеріалу і переважно є значно більшими, за діючі в конструкції робочі напруження [130]. Однак математичні моделі дають змогу розрахувати поле деформацій і напружень тільки в окремих простих випадках. Неруйнівні фізичні методи також не дають можливості визначити повну картину розподілу напружень, а руйнівні, через їх високу вартість, важко зреалізувати.

Оскільки на даний час відсутній прямий метод визначення напружень в коловому з'єднанні аустенітним швом при зварюванні сталі 65Г, для його визначення в роботі запропоновано експериментально-розрахунковий метод, який адаптований до фізико-механічних властивостей та конструктивних елементів відремонтованого диска сошника зернової сівалки.

Метод базується на розв’язуванні обернених задач механіки деформованих тіл із власними напруженнями та використанні доступної експериментальної інформації [100,108].

Суть даного неруйнівного експериментально-розрахункового методу визначення залишкових напружень полягає в наступному. Для конкретної сукупності технологічних умов процесу формування колового з’єднання поле вільних пластичних деформацій, несумісність яких зумовлюють залишкові напруження, із врахуванням апріорних уявлень про його розподіл, описується функцією е0, яка належить деякому компакту і містить певну кількість довільних параметрів. Функція е0 підставляється в рівняння із власними напруженнями і будується розв’язок цих рівнянь. Із використанням відповідних формул записуються вирази для визначення залишкових напружень у довільній точці диска. При цьому в дані вирази входять деякі невідомі параметри, які характеризують функцію е0. Щоб їх знайти, необхідно для частини компонентів тензора напружень і інтегральних характеристик, що отримані експериментально, та для відповідних виразів теоретично визначених напружень побудувати функціонал, мінімізація якого забезпечує мінімальне відхилення відповідних теоретичних обчислень від експериментально отриманих значень напружень. Після знаходження параметрів поля записують деформації е0 і визначають усі компоненти тензора залишкових напружень, зокрема, і ті, які не змогли отримати експериментальним шляхом. Тобто, розглядається обернена задача із власними напруженнями.

В роботі застосовано експериментально-розрахунковий метод, адаптований до визначення компонентів напруженого стану у зварних з’єднаннях коловим швом сталей, схильних до аустеніто-мартенситних перетворень, тобто сталі 65Г. Розроблена математична модель, що враховує особливості формування поля пластичних деформацій в сталях даного типу та конструктивні схеми виконання з’єднань.

2.3 Дослідження залишкових напружень в зварному з’єднанні виконаному коловим швом

Математична модель методу визначення величини та характеру розподілу залишкових напружень в зварному з’єднанні коловим швом з врахуванням краєвих умов, базується на використанні рівнянь механіки деформівних тіл з власними напруженнями, а також інформації, отриманої за допомогою одного з експериментальних методів, зокрема методу магнітопружної тензометрії [56,150].

Розглянемо випадок накладання зварного шва на круглу тонкостінну деталь, з метою отримання стикового зварного з'єднання [41]. Вважаючи, що напружений стан в коловому зварному шві відновлюваного диска є плоский, попередньо приймаємо умову осьової симетрії, і головними напрямками у випадку формування колового шва будуть радіальний та коловий. Відповідно тензор напружень буде мати дві відмінні від нуля компоненти та , а тензор деформацій - дві незалежних компоненти та . Тоді, записавши умову рівноваги [52,53]:

, (2.1)

та враховуючи геометричні співвідношення

; ; ; (2.2)

Де, - координата в радіальному напрямку; - радіальне переміщення, згідно з методом умовних пластичних деформацій [53] отримаємо

, (2.3)

Де , - умовні пластичні деформації; m - коефіцієнт Пуасона; Е - модуль Юнга.

Значення умовних пластичних деформацій і після побудови відповідних розв’язків визначаються із умов узгодження між розрахунковими значеннями компонентів і відповідними величинами, знайденими на основі експериментальних даних. Із виразів для визначення пластичних деформацій (2.3) та враховуючи геометричні співвідношення (2.2) отримаємо [52]:

(2.4)

Підставивши отриманні співвідношення (2.4) в умови рівноваги (2.1), отримаємо розв’язок рівняння відносно переміщень

, (2.5)

яке розв'язується при наступних граничних умовах

r=0, U=0.

З виразу (2.5) із врахуванням граничних умов отримано вирази для обчислення залишкових зварювальних напружень у довільній точці безмежної пластини із стиковим коловим з'єднанням

, (2.6)

де

- змінна інтегрування.

Надалі розв'язок задачі про визначення залишкових напружень адаптуємо для випадку відремонтованого зварюванням диска із центральним технологічним отвором радіусом R0 та обмеженим радіусом R.

2.4 Напружено-деформований стан із врахуванням конструкції диска

Загальний вигляд, геометрія складання та розміри відновленого диска зернової сівалки зображено на рис.2.7 Враховуючи те, що у відремонтованому диску є технологічний отвір, загальний напружений стан може певним чином змінюватись. Отже при розрахунку необхідно враховувати цей чинник, і тоді розв’язок задачі для круглої пластини радіусом R (радіус відремонтованого диска R=350 мм) із технологічним отвором радіусом R0 (R0=16 мм) приймаючи умови: , можна зобразити у вигляді

, (2.7)

де С1 і С2 - сталі інтегрування.

Прийнявши, що

розв'язок рівняння запишемо наступним чином

(2.8)

Відповідно підставивши цей вираз у співвідношення (2.5) та виконавши відповідні математичні перетворення, отримано вирази для розрахунку залишкових напружень у будь-якій точці тонколистової дискової деталі із технологічним отвором радіусом R0 та обмеженим радіусом R.

(2.9) ,

де , ,

k - коефіцієнт, що враховує технологічні параметри процесу зварювання;

- функція, що характеризує поле пластичних деформацій.

Для зменшення громіздкості запису зробимо наступні позначення

. (2.10)

Сталі інтегрування визначаються із наступних краєвих умов: на зовнішньому краю диска при r=R радіальні напруження ; на внутрішньому контурі при r=R0 радіальні напруження .

Відповідно, підставивши краєві умови у вирази для визначення залишкових напружень, отримаємо наступну систему рівнянь

при ,

при . (2.11)

Ввівши позначення

і ,

отримаємо систему рівнянь для визначення сталих інтегрування

. (2.12)

Розв'язавши цю систему, отримаємо вирази для визначення шуканих значень

(2.13)

Для спрощення запису введемо такі позначення , . Компоненти поля пластичних деформацій, можна зобразити для класу сталей, які несхильні до гартування у вигляді спеціальної функції. Вона для кожного виду зварювання визначається експериментально [52,139].

Вирази для обчислення залишкових зварювальних напружень, в залежності від ділянок відремонтованого диска зображаємо наступними співвідношеннями:

ділянка

(2.14)

ділянка

(2.15)

ділянка

(2.16)

Рис.2.7 Геометричні розміри диска 1 -базова деталь, 2 - сектор ремонтного кільця, 3 - коловий зварний шов r0 - вісь зварного шва, r1, r2 - межі зони пластичних деформацій, R, R0 - зовнішній та внутрішній радіуси диска відповідно

Для знаходження невідомих параметрів поля залишкових пластичних деформацій () використовується експериментальна інформація про величину компонентів поля напружень і будується спеціальний функціонал, мінімізація якого забезпечує мінімальне відхилення теоретично обчислених від експериментальних характеристик полів напружень [62]. Після знаходження параметрів поля напруження можна обчислити у довільній точці диска.

Таким чином, отримано формули для визначення розподілу напружень в зварному стиковому з’єднанні з коловим швом деталі, обмеженої радіусом R. З метою адаптації його до визначення залишкових напружень в диску, розглядаємо функцію, що описує поле пластичних деформацій при зварюванні сталей схильних до гартування (сталь 65Г) швом із структурою аустеніту.

2.5 Функція поля пластичних деформацій при зварюванні сталі 65Г

Особливості деформування сталей, схильних до гартування під дією термічного циклу зварювання, зумовлюють утворення поля пластичних деформацій складного характеру. Для його аналізу нами використовувалися експериментальні дані розподілу напружень, одержаних методом голографічної інтерферометрії на поверхні зварних з’єднань з аустенітним швом сталей схильних до гартування [46]. В них досліджувалися з’єднання із зварними швами різної структури та хімічного складу, зокрема і аустенітного шва.

Для визначення поля пластичних деформацій використано підхід, що базується на використанні співвідношень узагальненого закону Гука. Відомо [52], що повну деформацію при зварюванні можна описати наступним співвідношенням:

(2.16)

У випадку плоскої деформації () осьові напруження можна записати, як .

Вважаючи, що на поверхні пластини напруження відсутні, отримуємо формулу для обчислення компонентів поля пластичних деформацій:

(2.17)

На основі цього підходу, підставивши відомі експериментальні значення залишкових напружень із праці [46] та виконавши відповідні математичні обрахунки, нами отримано наступне поле залишкових пластичних деформацій для випадку утворення зварного шва із структурою аустеніту.

Використовуючи експериментальні дані розподілу напружень, що наведені у праці [46], отримуємо загальний вигляд кривої, що описує поле пластичних деформацій у випадку зварювання сталі коловим швом, яка схильна до аустеніто-мартенситного перетворення під дією термічного циклу зварювання, зокрема, 65Г (рис.2.8).

Рис.2.8 Розрахункова схема для моделювання зварювальних напружень у коловому шві пластини з радіусом R, q - кутова, r - лінійна координата

Зображена на рис.2.8 крива узагальнює характер можливих полів пластичних деформацій при зварюванні високовуглецевих та легованих сталей швом із структурою аустеніту [44,46].

На підставі такого підходу, в праці запропоновано нову функцію , яка описує поле пластичних деформацій для випадку зварювання аустенітним коловим швом тонколистової обмеженої радіусом дискової деталі із сталі 65Г. Надалі, із виразу (2.6) компоненти тензора деформацій можна представити таким чином

(2.18)

Тут - максимальні пластичні деформації, к - різниця між компонентами напруженого стану, r1, r2 - межі зони пластичних деформацій, r0 - координата осі шва, rА, rВ - координати максимальних значень, - функції, що описують поле пластичних деформацій на різних ділянках з'єднання, які виражені наступними співвідношеннями:

(2.19)

де - невідомі параметри поліномів

Для знайдення цих параметрів записана наступна система рівнянь (2.20):

(2.20)

Розв’язанням системи лінійних рівнянь отримано наступні вирази, для шуканих параметрів

(2.21)

В результаті підстановки (2.21) у вирази (2.13-2.15), отримаємо формули для обчислення компонентів та тензора напружень.

Тут невідомими є параметри поля пластичних деформацій, а саме: r1, r2 - координати початку та кінця зони пластичних деформацій, rА, rВ - координати максимальних значень напружень у певних ділянках величиною А0, А1, А2, - максимальні пластичні деформації, к - різниця між компонентами напруженого стану.

Для знайдення невідомих параметрів у праці застосовано спеціальний функціонал [118], який являє собою суму середньоквадратичних відхилень між величинами розрахованих характеристик поля напружень та відповідним їм комбінаціями напружень, котрі отримано експериментальним шляхом - методом координатних сіток [52]. Для більш прозорого ведення математичних операцій детальніше розглянемо методику отримання із застосуванням методу координатних сіток експериментальних значень деформацій.

Вирази для визначення компонентів повної деформації в осьовому та радіальному напрямах можна записати у вигляді

, ,

де - пружна деформація, - пластична деформація.

Згідно з методом умовних пластичних деформацій

Відомо, що у пружних зонах диска (I та III) (рис.2.9) , деформацію вимірюємо експериментально і позначаємо .

Рис.2.9 Розрахункова схема експериментального визначення пружної деформації методом координатних сіток

Тоді вираз для обчислення повної деформації запишемо так , де U - переміщення вздовж радіуса r. Тоді . Деформацію вимірюємо на основі відхилень вибраних на діаметрі положень точок до та після зварювання. При цьому початкові положення точок можна фіксувати на незначній відстані між ними, що дозволяє отримати задовільні результати використовуючи, зокрема, мікроскопи з невеликим збільшенням. Надалі за формулою , де , знаходимо усереднену за базою деформацію в точці .

Надалі невідомі параметри, що характеризують поле пластичних деформацій знаходимо шляхом оптимізації функціонала, мінімізація якого забезпечує мінімальне відхилення теоретично обчислених та експериментально отриманих характеристик полів напружень

(2.22)

де

в зоні II виключаються точки, що розміщені на шві, оскільки немає можливості зафіксувати їх початкові положення до зварювання.

За найближчий розв’язок оберненої задачі [62] приймаються величини, що забезпечують найменше значення функціонала. Підставивши ці величини у відповідні формули (2.12) отримаємо розподіл залишкових напружень у зварному коловому з’єднанні із аустенітним швом для конкретного випадку.

Із застосуванням розробленого математичного апарату проводилось дослідження напруженого стану відремонтованих дисків сошника зернових сівалок [57].

Відновлення зовнішнього діаметра дисків передбачає приварювання до базової деталі чотирьох секторів, виготовлених із неремонтнопридатних дисків, коловим швом із подальшим виконанням прямолінійних для з’єднання секторів між собою (рис.2.10).

Рис.2.10 Розподіл залишкового напруженого стану у відремонтованому диску

Таким чином, технологічні умови відновлення диска є такими, що залишкові напруження, обумовлені зварюванням будуть циклічно симетричними з періодом . Тому для їх відшукування потрібно було би розв’язувати неосесиметричну задачу. Далі з урахуванням того, що інформацію про величину ми отримуємо експериментальним шляхом, для точного визначення компонент тензора напружень та будуємо розв’язок осесиметричної задачі і використовуємо експериментальні дані в перерізах, де напруження є максимальними (рис.2.10). Таким чином, в перерізах зварного з’єднання, обчислені на основі розв’язку залишкові напруження дещо перевищують дійсні напруження, що при розрахунку довговічності диска підвищує його коефіцієнт запасу його міцності.

Отже, розроблений математичний апарат та доступні експериментальні дані дають змогу враховувати реальний стан експлуатації деталі (зміну поля напружень внаслідок техногенного чи природного впливу) та отримати величину напружень у будь-якій точці зварного з’єднання коловим швом тонколистової дискової деталі, що виготовлена із високовуглецевої чи легованої сталі і обмежена радіусом.

Висновки до другого розділу

Визначено рівень допустимих напружень та мікроструктуру робочої ділянки, які забезпечують необхідну стійкість відремонтованого диска до абразивного зношення.

Розроблено математичну модель, яка адаптує експериментально-розрахунковий метод визначення залишкових напружень для колового з'єднання при зварюванні дискової деталі із сталі 65Г із урахуванням краєвих умов та структурних перетворень в зоні термодеформаційного впливу.

Вперше запропоновано функцію , що описує поле пластичних деформацій при зварюванні обмеженої радіусом пластини з отвором із сталі 65Г коловим швом із структурою аустеніту.

Із врахуванням особливостей неруйнівного експериментального методу визначення характеристик напруженого стану і засобу вимірювання запропоновано функціонал, мінімізація якого дає змогу визначити параметри поля пластичних деформацій і розрахувати залишкові напруження у довільній точці колового зварного з'єднання відремонтованого диска сошника зернової сівалки.

Розділ 3. Програма і Методика проведення досліджень

3.1 Моделювання властивостей дискової робочої ділянки

Для забезпечення необхідного рівня напружень стиску у робочій ділянці та мікроструктури шва, яка схильна до деформаційного зміцнення, із застосуванням методу математичного планування дворівневого двофакторного експерименту [52,117,139], здійснено моделювання характеристик робочої ділянки з оптимальним хімічним складом шва, його геометричними розмірами і фізико-механічними властивостями. На основі аналізу впливу різних чинників на міцність з'єднання було вибрано два фактори: хімічний склад зварного шва, зокрема вміст марганцю та вуглецю та їхнє співвідношення, а також погонна енергія зварювання. За параметр оптимізації вибрано деформаційне зміцнення поверхні металу шва. Основний рівень та інтервали варіювання факторів вибирались на основі інформації про вплив легувальних елементів та погонної енергії на властивості з'єднання при зварюванні сталі 65Г без попереднього підігріву та кінцевої термічної обробки [42,134]. Для одержання залежності впливу факторів на величину зміцнення поверхні шва використовувалась лінійна модель першого порядку.

Важливим чинником отримання бездефектної аустенітної структури при зварюванні сталі 65Г порошковим дротом, який утворює високомарганцовистий шов є швидкість охолодження, яка в основному визначається термічним циклом зварювання [109]. У праці, шляхом аналізу термокінетичної діаграми високомарганцевистої сталі (0,85. .0,97%С,

10. .13%Mn) та термічного циклу зварювання [48,137], виконано теоретичний аналіз впливу швидкості охолодження деталі при зварюванні на механічні властивості з'єднання диска.

Істотний вплив на властивості з'єднання мають хімічний склад, мікроструктура та фізико-механічні характеристики і геометричні параметри шва, які в певній мірі залежать від конструктивних особливостей позиціювання деталей перед зварюванням. В зв'язку з цим під час моделювання геометричних параметрів з'єднання диска (висота підсилення та ширина шва), враховувалась можливість одержання так званого контактного зміцнення [64,136].

Таким чином, під час моделювання геометричних параметрів зварного з'єднання у випадку ремонту дисків, (див. розділ 4), враховується значення відносної товщини прошарку .

3.2 Технологія відновлення зовнішнього діаметра диска

Для ремонту дисків сошника зернової сівалки шляхом відновлення їх робочої поверхні за зовнішнім діаметром, деталі - сектори ремонтного кільця і базова деталь (диск, до якого приварюються сектори) (рис.3.1) - відбирались із гранично спрацьованих дисків за такими критеріями [7,39]: відсутність зазублин та тріщин в диску; зминання леза допускається не більше як в п'яти місцях, глибиною та довжиною не більше 1,5. .2мм.; кільцеве зношення диска у місцях контакту з прокладкою допускається глибиною до 0,2. .0,4мм.; зовнішній діаметр спрацьованого диска D≥323. .324мм.

Технологічний процес ремонту дисків [51,134] передбачає з'єднання зварюванням базової деталі 1 та секторів 2 (рис.3.1). Останні при складанні і зварюванні утворюють кільце, що компенсує зношену за зовнішнім діаметром частину диска.

Спрацьований диск обточують до технологічного діаметра 320 мм і вибирають за базову деталь (рис.3.1а).

З іншого гранично зношеного диска виготовляються сектори різальної крайки (рис.3.1б), з одного спрацьованого диска можна виготовити 6. .7 таких секторів. Сектори 2 шириною 15 мм (рис.3.1б), виготовляються із застосуванням штампу марки М4 із твердосплавного матеріалу [120,122], який дає змогу вирізати сектори із зношених дисків з HV385. .400.

Для позиціювання секторів 2 відносно базової деталі 1, а також їх з'єднання в роботі використано технологічний зварювальний комплекс (рис.3.2). До його складу входять серійна автоматична зварювальна головка типу А-1208С та джерело живлення ВДУ-304 [109]. Для позиціювання та фіксації деталей 5 і 6 використовується маніпулятор [40] (рис.3.2).

Рис.3.1 Базова деталь (а) та сектори (б), виготовлені із неремонтнопридатних дисків та їх позиціювання для приварювання (в), 1 - базова деталь, 2 - сектори,

Електродвигун АОЛ-12-4 потужністю 0,24кВт із вбудованим редуктором забезпечують регулювання частоти обертання в діапазоні 0,05. .1,5 хв-1. Габаритні розміри маніпулятора 890×730×750мм.

Згідно технологічного процесу ремонту дисків [51,134], виготовлені із зношених дисків базова деталь 6 та сектори 5 встановлюються на робочий стіл 2 (рис.3.2) маніпулятора. Після позиціювання деталей 5 і 6 проводиться їх фіксація притискачами 8. Фіксація базової деталі 6 здійснюється через диск 10.

Після цього виконується орієнтація зварювальної головки 7 відносно початку колового шва та здійснюється зварювання. Одночасно із збудженням дуги вмикається двигун-редуктор 11, який приводить в обертання робочий стіл 2 із зафіксованими на ньому деталями 5 і 6. Таким чином утворюється коловий шов К (рис.3.3) за один прохід з перекриттям 20. .25 мм та повним проплавленням металу.

а)

б)

Рис.3.2 Технологічний зварювальний комплекс для позиціювання, фіксації та з'єднання базової деталі та секторів: а - зовнішній вигляд, б – схема: 1- колона, 2- робочий стіл, 3- мідна підкладка, 4- вивідна технологічна вставка, 5- сектори відновлювального кільця, 6- центральний диск, 7- зварювальна головка, 8- притискачі, 9 - основа, 10 - диск, 11 - двигун-редуктор

Технологічний процес передбачає почергове виконання стикових прямолінійних швів П (рис.3.3), що з'єднують між собою сектори ремонтного кільця. З метою отримання мінімальної деформації диска в роботі пропонується послідовність їх виконання від №1 до №5 (рис.3.3).

При стиковому зварюванні є висока ймовірність утворення дефектів в кінцевій частині шва [91,117]. Це можуть бути пори, тріщини, підрізи, кратери [109]. Для уникнення таких дефектів, використовуються технологічні планки 4 (рис.3.3), які дають змогу “вивести” місце утворення кратера за межі диска (рис.3.3). Ці планки виготовляються із зношених дисків і після зварювання та охолодження їх усувають.

Рис.3.3 Послідовність виконання колового та прямолінійних зварних швів, П - прямолінійний, К - коловий шов; №1. .5 - послідовність виконання зварювання

Відомо, що вид та полярність струму можуть істотно впливати на технологічну міцність зварного з'єднання та стабільність горіння дуги [48,109], таким чином зварювання проводилось на постійному струмі оберненої полярності. Це дало змогу зменшити розбризкування та “опуклість” зварного шва [117], а також глибину проплавлення та кількість введеної теплоти в зварювальну ванну [27].

З метою запобігання пропалювання та витікання розплавленого металу, а також якісного формування зворотної сторони шва (корінь шва) зварювання виконувалось на флюсовій „подушці” [117].

Контроль якості дисків здійснювався зовнішнім оглядом, після чого вони заточувались на токарному верстаті до відповідних геометричних розмірів, передбачених в технічних вимогах [7,18,30].

Запропонована методика відновлення зовнішнього діаметра, передбачає одержання колового та прямолінійних з'єднань з використанням електродугового зварювання без попереднього підігріву та післязварювального відпуску та утворенням шва із структурою високомарганцевистого аустеніту.

3.3 Дослідження експлуатаційних властивостей відремонтованого диска

Визначення хімічного складу. Для визначення кількісного вмісту основних легуючих елементів C і Mn в металі зварного шва використано промислову установку - спектрометр “Spektrolab”.

Металографічні дослідження структури ділянок зварного з'єднання здійснювались на відшліфованих до Rz0,05 та протравлених шліфах з використанням мікроскопа МІМ-8 при збільшенні у 150. .500 разів [134].

Відомо, що сталь 65Г при електродуговому зварюванні дротом, що утворює високомарганцовистий метал шва, схильна до утворення технологічних тріщин, як гарячих (ГТ) в зварному шві так і холодних (ХТ) в зоні термічного впливу [109,118,131]. Їх наявність визначалась зовнішнім виглядом та з використанням мікроскопа МІМ-8 на мікрошліфах [47]. Зразки для досліджень вирізались із відремонтованих дисків.

Методика дослідження деформаційного зміцнення. Оцінка схильності поверхні металу шва, утвореного з використанням високомарганцевистого порошкового дроту, до зміцнення здійснювалась у два етапи.

Етап 1. Спочатку, для спрощення процедури та зменшення часу підготовки зразків, схильність до зміцнення визначалась на невеликих дослідних зразках, вирізаних із відремонтованих дисків. З використанням твердоміра Брінеля [119,116], кулька Ø10мм втискалась в поверхню зварного шва навантаженням 2,5кН (рис.2.5). Діаметр кульки та величина навантаження вибрані такими, що з однієї сторони забезпечують зміцнення з оптимальною величиною твердості, а з іншої - не спричинюють істотного впливу на геометрію поверхні шва. Після кожного втиснення за допомогою твердоміра Віккерса [119] виконувалось вимірювання твердості HV в центрі створеного кулькою відбитку (рис.3.4).

Таким чином отримано залежність твердості зміцненої поверхні шва від кількості втиснень кульки. За результатами досліджень визначено необхідну ступінь пластичного деформування, яка необхідна для утворення аустеніто-мартенситної структури та зміцнення поверхні шва.

Ступінь деформаційного зміцнення поверхні шва внаслідок наклепу аустенітного металу визначався за наступною формулою [116]:

, (3.1)

де - початкова твердість, - твердість в центрі відбитку після “n” втиснень кульки на приладі Бріннеля, - ступінь деформаційного зміцнення поверхні зварного шва,%.

Рис.3.4 Схема дослідження деформаційного зміцнення

Етап 2 передбачав, що отримана на етапі 1 ступінь пластичного деформування реалізовувалась шляхом прокатування поверхні шва відремонтованого диска роликами, із використанням модернізованої установки на базі токарного верстата ТВв-7,2 [115]. У ній патрон 2 (рис.3.5) фіксує опорну плиту 1, на якій закріплений диск 3.

Частота обертання диска можна регулювати в діапазоні 0,2. .0,5 Гц. До поверхні шва підводиться пристрій з роликом 4. Зусилля притискання 2,5кН (250кг). Кількість обертів, необхідних для зміцнення, корелюється із кількістю втиснень сталевої кульки, що забезпечує оптимальне значення твердості HV. Відомо, що при прокатуванні роликами, окрім зміцнення, відбувається зниження залишкових напружень розтягу та створюються напруження стиску [149,151]. Важливим при цьому є необхідність забезпечити оптимальний рівень залишкових напружень стиску у робочій ділянці диска та зміцнення шва.

Рис.3.5 Схема установки для зміцнення дисків прокатуванням роликів: 1 - опорна плита, 2 - патрон токарного верстату, 3 - відремонтований диск, 4 - пристрій з роликом

У зв’язку з цим підбір оптимального режиму прокатування для усунення зварювальних деформацій передбачає врахування факторів, які впливають на величину пластичних деформацій та зміцнення шва. Це, насамперед, зусилля на ролику, діаметр та ширина робочого поясу роликів, товщина металу в зоні прокатування (товщина диска + підсилення шва), межа плинності та модуль пружності матеріалу, напруження в металі з'єднання перед прокатуванням. В роботі величина зусилля прокатування визначалась на підставі двох підходів: для зміцнення - враховуються величина зусилля та кількість втиснень, необхідних для визначення оптимальної твердості, одержаної від втиснення кульки в поверхню шва; для створення необхідних напружень стиску - зусилля визначається наближеним співвідношенням [111], що отримане розрахунково-експериментальним шляхом, і характеризує процес прокатування роликом поверхні робочої ділянки.

Усі параметри режиму прокатування роликами (зусилля притискання, кількість проходів, діаметр ролика і швидкість обертання) вибирались згідно методики розрахунку, запропонованої в роботі [92] із урахуванням результатів отриманих від втиснення кульки та теоретичних закономірностей впливу режимів прокатування на результат прокатування [140].

Після прокатування роликами вимірювалась твердість на поверхні шва, а також рівень залишкових напружень з використанням удосконаленого експериментально-розрахункового методу [41,119], який викладено в розділі 2.

Визначення впливу характеру та величини напружень у робочій ділянці диска на його довговічність, проведено дослідженням його зносостійкості в умовах абразивного спрацювання згідно стандартної методики на машині Х4Б (рис.3.6) при контакті поверхні з гумовим кругом з прошарком річкового піску (Ø0,5. .0,6 мм). Досліджувались зразки 28×35×2,5 мм, виготовлені із дискової сталі 65Г максимально звільнені від напружень, зі створеними із застосуванням стандартної методики дробоструминної обробки (тиск повітря - 0,6МПа, абразив -корунд Al2O3, розмір частинок -Ø1. .3мм., час обробки - 20сек, кут обробки - 900,) напруженнями стиску (200. .210 МПа) і напруженнями розтягу (200. .210 МПа). Величина зношення зразків оцінювалась ваговим способом.

Рис.3.6 Схема установки Бріннеля-Хауерта для випробувань на зносостійкість: 1 - контейнер з піском; 2 - гумовий диск; 3 - навантажуючий важіль; 4 – зразок

Оскільки диск під час експлуатації в основному піддається абразивному зношенню та втомному руйнуванню, яке зумовлене дією знакозмінного згинального моменту на робочу ділянку диска, де знаходиться зварне з'єднання, в роботі досліджено фрагмент робочої ділянки диска на жорсткість та втомну міцність.

Випробування дисків на жорсткість проводилось в умовах статичного вигину, який за характером та величиною зусилля є найбільш близьким до робочих навантажень під час посівних робіт.

Страницы: 1, 2, 3, 4, 5, 6