| p align="left">Металографічні дослідження структури ділянок з'єднання показали, що при застосуванні порошкових дротів із запропонованим хімічним складом (п.3.1) в зварному з'єднанні після повного охолодження деталі гарячі тріщини в шві та холодні в ЗТВ відсутні. Геометричні параметри ділянок зварного з'єднання відповідають значенням, які попередньо змодельовані в п.3.1 Встановлено, що твердість металу ділянок з'єднань, отриманих із застосуванням запропонованих порошкових дротів, істотно не відрізняється (рис.4.1). Метал шва має структуру пластично деформованого аустеніту (рис.4.2а) з твердістю HV180.200, про свідчить присутність чітко виражених площин ковзання (рис.4.2а). Така деформація зумовлена частковою релаксацією залишкових напружень, та вона не приводить до істотного зміцнення аустенітної структури 123,126,127. Присутність карбідних включень та гарячих тріщин в ньому не виявлено. В зоні сплавлення структура металу неоднорідна - вона аустенітна зі сторони шва та мартенситна зі сторони ЗТВ твердістю відповідно HV210 та HV655. Рис.4.1 Розподіл твердості у металі зварного з'єднання сталі 65Г при зварюванні порошковими дротами Зона термічного впливу складається із трьох ділянок - перегріву (П), нормалізації (Н) та відпуску (знеміцнення). В ділянці перегріву структура повністю мартенситна (рис.4.2б) з твердістю HV655. .740 (табл.4.3), а в ділянці нормалізації - троостито-мартенситна з твердістю HV450. .500 (рис.4.3, а). Між основним металом диска із трооститною структурою твердістю HV385. .400 (рис.4.3б) 8 праворуч, та зварним швом ліворуч, в ЗТВ знаходиться ділянка Таблиця 4.3 Характеристики ділянок зварного з'єднання |
№ | Ділянка | структура | HV | Розмір, мм | | 1 | зварний шов | Аустеніт (A) | 185.200 | 1,9. .2,1 | | 2 | ділянка сплавлення | Аустеніт+мартенсит (A+Mrt) | 210. .685 | 0,2. .0,4 | | 3 | ділянка перегріву | Мартенсит (Mrt) | 665. .740 | 0,6. .0,8 | | 4 | ділянка нормалізації | Троостит+мартенсит (T+Mrt) | 400. .580 | 3,2. .3,4 | | 5 | основний метал | Троостит (T) | 385. .405 | --- | | |
|
Знеміцнення із твердістю HV355. .360. Таке зниження твердості можна пояснити зменшенням дисперсності ферито-цементитної суміші 138. | | а | | | | б | | |
Рис.4.2 Мікроструктури металу ділянок зварного з'єднання сталі 65Г, Ч400 а - метал шва (аустеніт), б - ЗТВ (мартенсит) Рис.4.3 Мікроструктури металу ділянок зварного з'єднання, Ч400 а - ЗТВ (мартенсито-троостит), б - основний метал (троостит) Наявність такої ділянки суттєво не зможе вплинути на експлуатаційні властивості відремонтованих дисків. Максимальна твердість металу шва та необхідні геометричні параметри зварного з'єднання досягаються після 5-ти разового втиснення сталевої кульки при зусиллі навантаження 2,5кН (рис.4.4). Рис.4.4 Зміцнення поверхні шва залежно від кількості вдавлень сталевої кульки N - кількість втиснень сталевої кульки на твердомірі Брінелля Результати дослідження впливу хімічного складу шва на величину його зміцнення показано в табл. .4.4 Максимальне зміцнення шва має місце після п'ятиразового втиснення при значенні погонної енергії 3,3105 Дж/м. Підвищення твердості металу шва внаслідок пластичного деформування зумовлене частковим подрібненням зерна аустеніту і виникненням більш насичених, чітко виражених площин ковзання 127 (внаслідок зсуву дислокацій) (рис.4.5а). Також, як показали результати досліджень, на поверхні шва утворилась структура мартенситу деформації (рис.4.5, б) 128, що зумовлює зростання твердості. Таблиця 4.4 Вплив хімічного складу металу швів на їх поверхневе зміцнення |
Зварювальний дріт | Хімічний склад металу шва,% | Початкова твердість металу шва HV | Максимальна твердість металу шва після зміцнення HV* | Ступінь деформаційного зміцнення Д,% | | | С | Mn | | | | | А (40Г20) | 0,55-0,6 | 11-11,5 | 180. .185 | 412. .418 | 124. .127 | | В (120Г20) | 0,8-0,85 | 11-11,5 | 194.201 | 402. .407 | 110. .116 | | С (90Г14) | 0,65-0,7 | 7-7,5 | 195.200 | 380. .385 | 92. .95 | | |
Із віддаленням від поверхні шва, по його поперечному перерізу, твердість знижується (рис.4.6). Результатами вимірювання мікротвердості по поперечному перерізу шва в місці зміцненої поверхні встановлено, що зміцнення металу до HV365. .418 для всіх швів сягає на глибину 0,5. .0,57мм. З віддаленням від поверхні твердість поступово знижується і вже на віддалі 0,95. .1,2мм. вона дорівнює початковій твердості різних за хімічним складом досліджених металів зварних швів. Результати зміцнення швів, отримані прокатуванням роликами, істотно не відрізняються від зміцнення кулькою, а параметри режиму прокатування приведено нижче. Рис.4.5 Структура металу шва після деформаційного зміцнення, Ч400 а - аустеніт, б - мартенсит Таким чином, введення операції прокатування шва роликами у технологічний процес ремонту дисків сошника забезпечить зміцнення металу шва до твердості HV385. .413 7,8. Відповідно це підвищить протидію металу поверхні шва до абразивного спрацювання під час експлуатації в польових умовах. Контактне зміцнення з'єднання оцінювалось за результатами експериментальних досліджень. Вони передбачали випробування відремонтованих дисків на жорсткість та багатоциклову втому. Рис.4.6 Розподіл мікротвердості металу за поперечним перерізом шва Однак перед цим необхідно мати інформацію про залишковий напружений стан у диску вже після прокатування шва роликами, оскільки одним із основних чинників, які впливають на втомну міцність зварного з'єднання є величина та характер залишкових напружень у зоні термічного впливу. 4.2 Зносостійкість диска з врахуванням напружено-деформованого стану робочої ділянки4.2.1 Залишковий напружено-деформований стан у дискуДля визначення залишкового напружено-деформованого стану в коловому з'єднанні диска в роботі використано розроблений експериментально-розрахунковий метод 41,58. Він реалізується із застосуванням експериментальної інформації, що характеризує напружений стан у диску. Для експериментальної оцінки напружено-деформованого стану використовувався фізичний неруйнівний метод координатних сіток 52.Отримані експериментальним способом значення величини деформації використовуються у математичному апараті для визначення залишкових зварювальних напружень в коловому шві при зварюванні сталі 65Г аустенітним швом. Кількість вимірювань експериментальних даних при визначенні параметрів забезпечувала статистичну обробку з довірчою ймовірністю 0,95. Отрипані значення в певній ділянці з'єднання диска підставлялися у спеціально розроблену програму, що реалізується з використанням розрахунку у програмному комплексі Maple 110. В результаті отримуються реальні числові значення залишкових напружень. Для опису поля залишкових пластичних деформацій застосовано функцію (розділ 3), що задовільняє умові гладкості на всьому проміжку його існування.Відомо, що прокатування зварного зєднання роликами - один із ефективних способів зниження рівня залишкових напружень у деталі 44,140. В результаті усадження металу відбувається його рівномірне видовження і компенсація зварювальних деформацій стискування деформаціями видовження. Такий спосіб реалізації релаксації напружень найбільш прийнятний, з точки зору економічної доцільності, у випадку ремонту дисків сошника і зокрема зварного з'єднання сталі 65Г аустенітним швом. Більш істотне зрівноваження залишкового напруженого стану колового зварного з'єднання досягається при умові, коли ширина зони прокатування приблизно рівна ширині зони пластичних деформацій. Ефективність зниження залишкових напружень істотно залежить від діаметра, профілю і ширини роликів а також зусилля притискання. Враховуючи результати деформаційного зміцнення, а також особливості впливу параметрів режиму прокатування на зміцнення та рівень залишкових напружень 140 запропоновано наступні схема (рис.4.7) та параметри режиму прокатування:технологічна схема прокатування - одним роликом по робочій ділянціпрофіль ролика - з циліндричним поясом та конічною боковою частиною;діаметр ролика - 30 мм;ширина робочого пояска ролика - 5 мм;зусилля притискання - 2,68 кН;кількість проходів по робочій ділянці диска - 4.Рис.4.7 Схема прокатування шва і зони пластичних деформацій 1,2,3 - послідовність прокатуванняРозподіл максимальних, в даному випадку тангенціальних (колових) залишкових зварювальних напружень в коловому з'єднанні диска після прокатування швів роликами та з подальшим застосуванням експериментально-розрахункового методу, зображено на рис.4.8Результати свідчать, що найнижчий рівень залишкових напружень та оптимальні їх релаксація має місце у випадку застосування порошкового зварювального дроту типу “А” (40Г20).Перевірка точності запропонованого експериментально-розрахункового методу визначення залишкових напружень у відремонтованому диску виконана експериментальним руйнівним методом 52, шляхом вирізання та вимірювання напружень тензодавачами опору. Похибка у величині напружень, що отримана з застосуванням експериментального руйнівного та експериментально-розрахункового способу, складає близько 7. .9%. При чому характер поля цих напружень на досліджуваній ділянці зварного з'єднання є адекватний із полем, яке отримане із застосуванням експериментально-розрахункового методу.Визначення компонентів залишкового напружено-деформованого стану у відремонтованих дисках здійснювалось до та після прокатування робочої ділянки роликами. Визначена у конкретній точці величина деформації підставлялась у математичний апарат (формула 2.22) експериментально-розрахункового методу та із застосуванням програмного комплексу Maple розв'язувалась обернена задача і визначались залишкові напруження у коловому та радіальному напрямках. Результати показали, що оптимальні градієнти та величина залишкових напружень після пластичного деформування мають місце у диску, що відремонтований із застосуванням порошкового дроту “А” (40Г20) (рис.4.8). Залишкові напруження у радіальному напрямку є стискальними у робочій ділянці диска і з наближенням до краю вони зменшуються до нуля. У коловому напрямку вздовж осі шва залишкові напруження у ділянці термодеформаційного впливу і до краю диска є стискальними. Таким чином, у робочій ділянці відремонтованого диска присутні залишкові напруження стиску, що підвищує зносостійкість диска під час експлуатації в абразивному середовищі.Рис.4.8 Розподіл напружень у робочій ділянці відремонтованого диска після пластичного деформуванняДля одержання з'єднання, що забезпечує необхідні умови експлуатації, застосовувалось зварювання за один прохід з повним проплавленням. Мінімальні значення залишкових напружень мають місце при зварюванні на погонній енергії 3,3105 Дж/м. Остання забезпечується параметрами режиму зварювання, що запропоновані в табл.4.6Таблиця 4.5Параметри режиму зварювання|
Сила Струм, ІЗВ, А | Напруга на дузі, UД, В | Полярність | Виліт елект-рода L, мм | Швидкість зварювання VЗВ, м/год | Швидкість подачі дроту VПД, м/год | | 125 | 23 | зворотна | 12. .14 | 28 | 215 | | |
Із застосуванням програмного пакету для тривимірного твердотільного моделювання Solid Works 93 змодельовано диск сошника, який за геометричними параметрами (діаметр, товщина диска, висота та ширина шва) відповідає відремонтованому диску. З використанням програмного комплексу Algor 114 диск розбивали на кінцеві елементи, і залежно від ділянок з'єднання задано певні фізико-механічні властивості. На підставі отриманих результатів встановлено, що максимальні еквівалентні напруження (у випадку статичного навантаження диска, що відповідає його деформуванню зумовленому дією грунту) носять локальний характер і їх величина не може зумовити руйнування диска. Як свідчать результати досліджень у новому диску залишкові напруження у робочій ділянці є відсутні, тоді як у відремонтованому вони стискальні, і як відомо [149,152,154] їх величина може істотно впливати на зносостійкість матеріалу диска. В роботі проведено дослідження довговічності диска в умовах, близьких до умов під час експлуатації. 4.2.2 Зносостійкість дискаВнаслідок випробовування дисків на стійкість до спрацювання в лабораторних умовах на установці конструкції Бріннелля-Хауерта встановлено, що створені прокатуванням роликами напруження стиску у частині робочої ділянки підвищують зносостійкість металу відремонтованого диска в 1,7 рази порівняно із металом нового диска. Результати дослідження впливу величини та характеру напружень на стійкість відремонтованого диска до спрацювання представлено на рис.4.9 Зносостійкість визначали0 як маса металу m (кг), яка зносилась за одиницю часу t (секунда) . Рис.4.9 Залежність зносостійкості термічно-обробленої сталі 65Г від величини та характеру робочих напружень-зносостійкість, Т -час зношення, m - маса металу, яка зносилась час випробовування 100±3 с, абразив - річковий пісок (Ш0,5. .0,6 мм)Рис.4.10 Динаміка зношування робочої поверхні дисків за їх зовнішнім діаметромНа підставі аналізу результатів дослідження зносостійкості в роботі здійснено прогнозування довговічності дисків (рис.4.10). Встановлено, що напруження стиску в металі робочої ділянки, підвищують довговічність виготовлених із сталі 65Г дисків сошників сільськогосподарських сівалок.Окрім абразивного зношення під час експлуатації диск сошника перебуває під дією складних знакозмінних циклічних, статичних, втомних і ударних навантажень, які зумовлюють виникнення в ньому пружніх і пластичних деформацій та в окремих випадках руйнування диска. Отже необхідно дослідити здатність диска чинити опір таким навантаженням.4.3 Жорсткість та втомна міцність відремонтованого дискаВипробовування на жорсткість в умовах статичного вигину дає змогу оцінити здатність відремонтованого диска чинити опір пружним деформаціям. Величина вигину задавалася на основі експериментальних досліджень та аналізу літературних даних [9,18,33]. При дослідженнях його максимальне значення складало 37. .44 мм. Контроль за величиною напружень, що виникають при цьому в матеріалі диску, виконувався з допомогою тензометрування.Визначення тарувального коефіцієнта (К) тензодавачів виконувалося з допомогою балки рівного опору. Кількість повторних вимірювань складала не менше 3, що забезпечувало їх статистичну обробку з довірчою ймовірністю 0,95. Аналіз результатів показав, що вимірювані величини відповідають нормальному закону розподілу випадкових величин. Перевірка правильності припущення виконувалася з допомогою W-критерію [101] після кожної серії випробувань. Статистична обробка результатів вимірювань проводилася відповідно до рекомендованої в [101] методики. Відхилення визначених величин напружень знаходилося в межах 10%.Обчислення виконувалися за наведеною методикою, яка реалізована за допомогою математичного редактора Mathcad.Із застосуванням методу найменших квадратів виконано апроксимацію отриманих результатів у вигляді прямої першого порядку. Значенння тарувального коефіцієнта при цьому склало К = 7,37. Результати апроксимації результатів тарування представлено на рис.4.11Рис.4.11 Тарувальна залежність для давачів типу 2ФПКАНа рис.4.12 представлено інтерфейс програми UniLab в процесі статичного вигину диска. Тут на 4 робочих каналах показано зміну напружень з часом (сек) в матеріалі диску в залежності від навантаження на його крайку. Номер каналу відповідає номеру тензодавача розміщеному на диску (рис.3.8).Рис.4.12 Інтерфейс програми UniLab у процесі вимірювання напружень у дискуАналіз результатів визначення напружень свідчить, що найбільші напруження мають місце у ділянці розміщення тензодавачів „3” і „4". Для найбільш навантаженої ділянки (давач 4, рис.4.13) в новому та відновленому дисках результати показали наступне.Рис.4.13 Зміна напружень у дисках (тензодавач „4”) від величини навантаження, що прикладаєтьсяВеличина та характер напружень в робочій ділянці нового та відновленого дисків істотно не відрізняється в усьому діапазоні навантажень, і коливається в межах 25 МПа. Присутність зварного шва, і зокрема його геометричні та фізико-механічні властивості не зумовлюють виникнення концентрації напружень від прикладених зусиль. Зміна геометричних характеристик дисків після дії пружних деформацій відсутня. Таким чином стійкість до дії пружних деформацій нового та відремонтованого дисків істотно не відрізняється і задовольняє умови їх експлуатації.
Страницы: 1, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8, 9, 10, 11
|
