Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Состояние вопроса, цель и задачи исследований 12
1.1. Анализ работ и исследований в области оценки показателей прочностной надежности деталей вагонов 12
1.2. Направления исследований оценки прочностной надежности корпусов автосцепок вагонов с большим сроком службы. Цель и задачи исследований 22
Выводы по главе 32
Глава 2. Обследование состояния материала корпусов автосцепок вагонов с разной наработкой вэксплуатации 33
2.1. Обзор методов определения прочностных характеристик материала деталей вагонов по их твердости 33
2.2. Методика обследования твердости и остаточной намагниченности корпусов автосцепок в эксплуатации. Приборы 41
2.3. Марки сталей, подвергавшихся обследованию и их прочностные характеристики 51
2.4. Результаты повторного обследования уровня твердости корпусов автосцепок вагонов в эксплуатации 55
2.5. Сравнение результатов замера твердости сталей разных заводов 59
2.6. Сравнение степени охрупчивания сталей разных марок 64
2.7. Результаты обследования остаточной намагниченности корпусов автосцепок вагонов 66
Выводы по главе 71
Глава 3. Обоснование возможности оценки изменения прочностных характеристик материала корпусов автосцепок вагонов в эксплуатации по изменению его твердости 72
3.1. Сравнение результатов двух статистических обследований твердости з корпусов автосцепок вагонов в эксплуатации, разделенных интервалом времени в 19 лет (1978-1997 годы) 72
3.2. Оценка степени чувствительности твердости к различным факторам по результатам двух обследований, разделенных интервалом времени 19 лет 75
3.2.1. К изменению химического состава материала 75
3.2.2. К напряженно - деформированному состоянию материала корпусов автосцепок вагонов 79
3.2.3. К циклическому повреждению материала под действием многократного нагружения в эксплуатации 3.3. Построение зависимости предела текучести и твердости материала корпусов автосцепок вагонов от срока их службы 84
3.4. Методика количественной оценки степени охрупчивания материала корпусов автосцепок вагонов с разным сроком службы по изменению его твердости 86
3.5. Методика определения предельно допустимого уровня охрупчивания материала корпусов автосцепок вагонов в эксплуатации с учетом размера трещин в них 88
3.6. Порядок количественного учета степени охрупчивания материала в эксплуатации при расчетах на прочность и надежность корпусов автосцепок вагонов с
трещинами 92
Выводы по главе 95
Глава 4. Прогнозирование вероятности опасных хрупких разрушений корпусов автосцепок вагонов с большим сроком службы 96
4.1. Порядок расчета вероятности опасных хрупких разрушений старых корпусов автосцепок вагонов 96
4.2. Оценка состояния материала корпусов автосцепок вагонов с трещинами в момент разрушения (хрупкого, квазихрупкого) 98
4.3. Расчет статистического распределения несущей способности корпусов автосцепок вагонов с трещинами 100
4.3.1. Расчетный коэффициент интенсивности напряжений (левая часть критериального условия прочности для корпусов автосцепок вагонов с трещинами) 101
4.3.2. Определение предельного значения коэффициента интенсивности напряжений (правая часть критериального условия прочности) 106
4.3.3. Порядок получения статистического распределения несущей способности корпусов автосцепок вагонов с трещинами 117
Выводы по главе 121
Глава 5. Расчет вероятности хрупких разрушений корпусов автосцепок вагонов с большим сроком службы 122
5.1. Исходные данные для расчета 122
5.2. Оценка вероятности разрушений целых (без трещин) корпусов автосцепок вагонов 127
5.3. Расчет вероятности хрупких разрушений корпусов автосцепок вагонов с трещинами при большом сроке их службы 137
5.4. Надежность корпусов автосцепок из высокопрочных сталей, внедренных в эксплуатацию вместо низкопрочной, пластичной стали 20Л 144
5.5. Разработка рекомендаций по обеспечению для конкретных корпусов автосцепок вагонов исключения самых опасных хрупких разрушений
5.5.1. Рекомендации для предотвращения охрупчивания материала 149
5.5.2. Рекомендации для полного предотвращения хрупкого разрушения 150
5.6. Требования к прочностным характеристикам корпусов автосцепок вагонов с учетом возможности их работы в условиях пониженных температур Сибири и Крайнего Севера 152
Выводы по главе 156
Общие выводы и рекомендации 157
Литература
- Направления исследований оценки прочностной надежности корпусов автосцепок вагонов с большим сроком службы. Цель и задачи исследований
- Результаты повторного обследования уровня твердости корпусов автосцепок вагонов в эксплуатации
- Оценка степени чувствительности твердости к различным факторам по результатам двух обследований, разделенных интервалом времени 19 лет
- Оценка состояния материала корпусов автосцепок вагонов с трещинами в момент разрушения (хрупкого, квазихрупкого)
Введение к работе
Актуальность темы. По данным эксплуатации наблюдается увеличение іисла отказов и разрушений деталей вагонов в зимнее время года. Например, в іериод изготовления литых деталей вагонов из стали 20Л, число разрушений юрпусов автосцепок в зимние месяцы превышало в 6,5 раз, а тяговых хомутов в \ раза число летних разрушений. Го актам о разрывах поездов на зимние лесяцы приходится 60 %, на летние 40 % разрывов.
Замечено также, что детали с большой наработкой разрушаются при более іьісокой температуре эксплуатации, чем молодые детали. Если в деталях с іаработкой менее 5 лет (корпусах автосцепок, тяговых хомутах) температура в юмент разрушения находилась в диапазоне [(-30)...(-18)] С, то при нара-іотке свыше 20 лет - в диапазоне [(-11)...(+5)] С, то есть на 20 С выше.
Что касается технического состояния парка литых деталей подвижного остава железных дорог, то в одном из обследований, проведенных несколько іет назад, было выявлено в деталях вагонов большое количество трещин: так я 11539 корпусов автосцепок 2120 были с трещинами и 438 отбракованы; из 368 тяговых хомутов 745 были с трещинами, 257 - отбракованы.
Увеличение числа разрушений зимой и повышение температуры азрушений с увеличением наработки являются признаками процесса охруп-ивания материала деталей вагонов в эксплуатации. Это же подтвердили ре-упьтаты испытаний образцов растяжения, вырезанных из корпусов автосцепок азного срока службы от 7 до 30 лет. Были установлены признаки охрупчивания: начительное повышение предела текучести при увеличении наработки, умень-іение пластичности; а также повышение второй критической температуры хруп-эсти деталей Т^ет, то есть температуры перехода из квазихрупкого в хрупкое эстояние. Кроме того, результаты прямых испытаний на разрушение корпусов зтосцепок вагонов с трещинами (детали брались непосредственно из <сплуации показали, что разрушающая нагрузка для деталей с наработкой олее 15 лет в 2.5...3 раза ниже, чем для деталей с меньшим возрастом.
Так как известно, что из всех прочностных характеристик только сопротив-вние разрушению деталей с трещинами, материал которых находится в зупком состоянии, критический коэффициент интенсивности напряжений Кіс
сильно зависит от температуры, то. следовательно, зимой "разрушаются хрупкс в первую очередь такие детали, имеющие большую наработку.
Опасность хрупких разрушений состоит в том, что если они начинаются, тс ни остановить, ни затормозить их не удается. Их даже стали называв разрушениями "взрывного" характера. Поэтому необходимо делать экспертнук оценку состояния материала деталей вагонов в эксплуатации, для чего иметі такой экспресс-метод, который бы позволял определять степень деградациі свойств материала деталей без их разрезания на образцы и с достаточно* точностью прогнозировать, сколько лет можно эксплуатировать конкретнук деталь (корпус автосцепки) в определенных условиях, без опасения возмож ности хрупкого разрушения. В связи с этим отработка метода количественное оценки текущего состояния материала (степени охрупчивания). которое непре рывно меняется, разработка метода учета этого фактора в статистическои* прочностном расчете вероятности хрупких разрушений корпусов автосцепої вагонов являются весьма актуальными задачами, так как открывают путь і принятию мер по полному исключению этих опасных разрушений в эсплуатации.
Целью работы является:
создание метода количественной оценки степени охрупчивания пластичного t исходном состоянии материала корпусов автосцепок вагонов в эксплуатации;
проведение обследования степени охрупчивания материала большой группь корпусов автосцепок с разной наработкой;
- отработка способа обоснования и определения допустимого уровн?
охрупчивания материала корпусов автосцепок вагонов;
обоснование методики полного исключения возможности опасных хрупки; разрушений деталей в эксплуатации;
разработка методики количественного учета фактора охрупчивания материал; в расчете вероятности самых опасных хрупких разрушений;
расчет вероятности хрупких разрушений корпусов автосцепок и сравнение ре зультатов расчета и эксплуатации для оценки работоспособности метода;
- выбор наилучшего из предложенных материалов с наименьшей вероятностьк
хрупких разрушений.
Методика исследования базируется на современных достижениях меха-
інки материалов, механики разрушения, компьютерном моделировании ризической природы поведения корпусов автосцепок под нагрузкой с учетом юстояния материала, изменения механических свойств материала под іействием многократного нагружения, уровня нагруженности, температуры, азмеров и места расположения трещин. Экспериментальные исследования ключают проведение замеров твердости материала у большой группы корпусов втосцепок вагонов в эксплуатации, а также их остаточной намагниченности и ценки по ним состояния материала деталей с разной наработкой.
Научная новизна. В результате выполненных исследований: обоснована возможность оценки охрупчивания материала литых деталей агонов (корпусов автосцепок) в эксплуатации по изменению его твердости; на примере корпуса автосцепки создана методика практической оценки тепени охрупчивания материала литых деталей вагонов;
впервые предложено количественную оценку степени охрупчивания ластичного в исходном состоянии материала в эксплуатации выполнять путем бследования твердости деталей вагонов с разной наработкой; отработана методика оценки предельно допустимого уровня охрупчивания ма-гриала корпусов автосцепок вагонов;
разработана методика прогнозирования вероятности опасных хрупких азрушений деталей вагонов и выполнен расчет по этой методике.
Практическая ценность. Создана методика практической оценки степени хрупчивания материала корпусов автосцепок вагонов в эксплуатации на базе амера твердости.
Проведено обследование в статистическом аспекте степени изменения зойств материала деталей (степени охрупчивания) в зависимости от эработки, для чего замерена твердость и остаточная намагниченность в зоне эрехода от головы к хвостовику 320 корпусов автосцепки в эксплуатации, становлено, что твердость с увеличением срока службы растет, чего нельзя :азать об остаточной намагниченности (методика замера последней требует грьезной корректировки).
Сравнением полученных результатов по твердости с данными «логичного обследования, проведенного 19 лет назад, установлено, что
6 процесс повреждаемости материала весьма устойчив, так как характеристики
этого процесса в двух обследованиях практически совпали.
Получены зависимости изменения твердости материала (степени охрупчивания) корпусов автосцепок вагонов в зксплуатации в зависимости от срока службы для разных заводов и марок сталей.
Отработана методика количественного учета в расчете вероятности хрупких разрушений корпусов автосцепок вагонов факта охрупчивания пластичного в исходном состоянии материала.
Полученные результаты открывают возможность при оценке изменения прочностных свойств в зксплуатации перейти от разрушающих (вырезание образцов из деталей) к неразрушающим методам контроля механического состояния материала деталей (степени охрупчивания).
Апробация работы. Основные материалы и результаты исследований по диссертации докладывались и одобрены на II Международном симпозиуме по трибофатике (Москва, 15-17 октября 1996 г.); Международных научно-технических конференциях (г. Брянск, 18-20 марта 1996 г.; 8-11 апреля 1997 г.; 13-15 мая 1998 г.); V Международном семинаре "Технологические проблемы прочности" (г. Подольск, 19-20 июня 1998 г.); научно-технической конференции Брянской инженерно-технологической академии (г. Брянск, 15-17 марта 1999 г.).
Публикации. Основные результаты исследования отражены в 15 печатных работах.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из пяти глав, выводов, списка литературы и приложений. Работа содержит 160 страниц, включающих 41 рисунок и 22 таблицы.
Направления исследований оценки прочностной надежности корпусов автосцепок вагонов с большим сроком службы. Цель и задачи исследований
Перечисленные выше статистические методы положены в основу разработки подходов при оценке прочностной надежности корпусов автосцепок вагонов.
Разработке методических вопросов оценки надежности литых деталей грузоввгх вагонов посвящены исследования /62, 83, 84, 85, 95, 96, 107, 119, 139, 144, 148, 149, 158, 167, 170, 181, 198, 207/. Среди них важное значение имеют диссертационные работы, выполненные под руководством Л.Н. Никольского и Н.А. Костенко.
Н.А. Костенко (1980 г.) /85/ рассмотрены особенности разрушения литых деталей грузовых вагонов (на примере корпуса автосцепки) и разработаны инженерные методы расчета надежности до отказов, вызванных появлением и развитием трещины с учетом влияния низких температур, перегрузок и эксплуатационного циклического повреждения. Детально изучено напряженное состояние зоны перехода от головы в хвостовик, на базе которого оценена несущая способность корпуса автосцепки с позиций линейной механики разрушения. Разработаны методики расчета хрупкого разрушения целой автосцепки и автосцепки с трещиной, а также оценки ее живучести, выполнены расчеты по этим методикам. Исследовано изменение механических свойств стали 20Л в процессе эксплуатационного нагружения, приводящее к снижению несущей способности корпуса автосцепки с трещиной и предложена методика учета этого явления.
Н.А. Костиной (1980 г.) /200/ на основе анализа технического состояния корпуса автосцепки в эксплуатации и проведенных исследований разработаны предложения по повышению его надежности, проведен расчет долговечности корпуса, разработаны технические требования к механическим характеристикам стали для корпуса автосцепки.
Н.А. Семиным (1980 г.) /204/ по эксплуатационным данным изучались причины и характер отказов корпуса автосцепки, проведены экспериментальные исследования прочности автосцепки, для существующей автосцепки из стали 20Л по эксплуатационным данным о стоимости ремонтов установлена экономически рациональная долговечность, даны предложения по совершенствованию автосцепного устройства.
В.Д. Цветковым (1982 г.) разработан метод расчетной оценки надежности автосцепок с трещинами при однократной перегрузке, на его базе произведена оценка степени опасности типичных литейных отказов.
В.А. Татаринцевым (1984 г.) /181/ была предложена методика обоснования уровня прочностной надежности литых деталей грузовых вагонов, проведено экспериментальное исследование прочностных характеристик этих же деталей, рассмотрены вопросы обеспечения рационального уровня прочностной надежности за счет механических свойств материала.
Помимо перечисленных выше работ, большое значение для расчетной оценки надежности литых деталей вагонов имеют исследования, которые выполнены применительно к несущим элементам тележки Л.Д. Кузьмичем /107/, А.П. Приходько /148, 149/, А.Н. Савоськиным /167/ и расчетно-экспериментальная методика ВНИИВ /158/.
Для оценки показателей надежности на стадии совершенствования детали ВНИИ вагоностроения предложена расчетно-экспериментальная методика, основанная на эксплуатационных данных о надежности серийных литых деталей вагонов, принятых базовыми, и отношении расчетных оценок долговечностей проектируемой и базовой детали/158/.
Анализируя приведенный обзор методов расчетной оценки надежности литых деталей вагонов можно сделать вывод, что имеющиеся методы являются общими методами расчета показателей прочностной надежности и могут служить основой для постановки и решения задачи обоснования уровня прочностной надежности корпусов автосцепок вагонов с большим сроком службы. В качестве примера можно привести работы /74, 170/, но в первой работе постановка задачи ограничивалась случаем постепенных отказов, а во второй оптимизировалась долговечность существующей детали по эксплуатационным затратам на устранение ее отказов.
Возникает вопрос, почему при существовании общего метода расчета показателей прочностной надежности детали вагона, отдельно ставится вопрос о надежности корпусов автосцепок вагонов с большим сроком службы. Ведь общий Ыетод позволяет оценить надежность детали в любой период работы.
Дело в том, что в общем методе расчета предполагается, что прочностные характеристики материала деталей вагонов неизменны, а в действительности, как было установлено, они меняются с увеличением срока службы. И самое главное, что материал при этом переходит в опасное хрупкое состояние, отчего меняется сам характер разрушения.
Поэтому необходимо было разработать метод расчета, отражающий эту особенность. Анализируя приведенный выше обзорный материал, можно заключить, что обоснование назначения характеристик прочностной надежности корпусов автосцепок вагонов связано с изучением основных физико-механических процессов, приводящих к отказам деталей, а также с анализом последствий этих отказов.
Формулы для оценки прогнозирования количества деталей вагонов, которые должны "отказать" за исследуемый срок службы, содержат исходные данные, отражающие статистические закономерности характеристик прочности и надежности. Разрушение корпуса автосцепки вагона рассматривают как двухста-дийный процесс, контролируемый до образования трещины механическими характеристиками прочности детали, а после ее образования - характеристиками механики разрушения /181/.
В основе оценки надежности, прочности, целостности и остаточного ресурса корпусов автосцепок вагонов лежат методы механики разрушения. Механика разрушения (включая теоретические основы, методы расчета и испытаний, средства диагностики) на сегодня является фундаментальной основой анализа безопасности конструкций, сложных технических систем и сооружений, разрушение которых грозит катастрофическими последствиями /133/.
Эффективность технической диагностики заключается в том, что необходимая для расчетных оценок информация может быть получена путем новых, внедряемых в использование или хорошо освоенных неразрушаюших методов контроля. Разработанная модель развития трещин обеспечивает теоретическое определение пороговых и критических критериев разрушения, а также позволяет статистическими методами установить кинетические константы закона развития трещины. Предложенный подход объединяет простоту полуэмпирических моделей при оценке прочностной надежности реальных деталей, определении их долговечности и возможности моделей учесть текущую поврежденность металла корпусов автосцепок вагонов также и при оценке остаточного ресурса. Достоверных научных данных по методам оценки прочностной надежности и остаточной усталостной долговечности деталей вагонов (в том числе корпусов автосцепок) с большим сроком службы (20 и более лет) не имеется /18/. Причина заключается в следующем:
Результаты повторного обследования уровня твердости корпусов автосцепок вагонов в эксплуатации
Датчиком магнитного поля служит феррозондовый преобразователь, выполненный на одном безгестерезисном сердечнике с двумя обмотками - возбуждающей и измерительной. Датчик возбуждается разнополярными пилообразными импульсами, формируемыми генератором импульсов, который синхронизирован с блоком обработки сигналов и синхронизации (БОСиС). Сигнал с измерительной обмотки датчика поступает непосредственно на БОСиС, в котором преобразуется в форму, необходимую для подачи на аналого-цифровой преобразователь (АЦП). Преобразованный сигнал с БОСиС поступает также на формирователь аналогового сигнала для вторичных приборов регистрации. Сигнал в формирователе нормирован с показаниями цифрового дисплея в соотношении 1 MB = 1 А/и. Формирователь допускает подключение нагрузки с сопротивлением не менее 2 КОм. Все блоки прибора питаются от внутреннего импульсного преобразователя напряжений, который преобразует напряжение батареи питания 3 В, в двух полярное стабилизированное напряжение ± 5 В.
Порядок работы с прибором ИМНМ-1Ф заключается в следующем. Ползун-ковым переключателем включают индикатор. Перед проведением измерений индикатор "прогревают" (дают выдержку во включенном состоянии) в течении 5 минут. Общая функциональная работоспособность индикатора определяется по изменению показаний на цифровом дисплее в зависимости от ориентации датчика в пространстве. Правильность показаний индикатора проверяется по реакции на магнитное поле Земли по следующей методике. Датчик располагают вертикально, рабочей поверхностью вверх (минимальное удаление от металлических предметов - 1 м), при этом показания прибора должны быть в пределах 35...40 А/м. Сохраняя общую вертикальную ориентацию, несколько изменяют положение датчика и добиваются максимальных показаний прибора (в выше указанных пределах). Запомнив показание прибора и ориентацию датчика в пространстве, переворачивают датчик на 180 градусов (с максимально возможной точностью) и фиксируют новое показание прибора. Оно должно находиться в пределах (-35)...(-40) А/м. Оба показания индикатора должны быть равны по абсолютной величине.
Для измерения остаточной намагниченности датчик индикатора устанавливают на объект контроля, перпендикулярно к его поверхности. При контроле датчик равномерно (со скоростью не более 0,1 м/с) передвигают по поверхности детали от точки к точке замера остаточной намагниченности, снимают показания с дисплея индикатора и заносят их в ведомость.
Твердомер электронный малогабаритный переносной ТЭМП-2 предназначен для экспрессного измерения твердости сталей, сплавов и их сварных соединений по шкалам Бринелля (НВ), Роквелла (HRC), Шора (HSD), Виккерса (HV), а также замера предела прочности (по ГОСТ 22761-77) для углеродистых сталей перлитного класса. Прибор позволяет производить измерения на плоских, выпуклых и вогнутых поверхностях с радиусом кривизны не менее 15 мм. Основные технические характеристики прибора ТЭМП-2: диапазоны измерения твердости по шкалам: Роквелла (22-68) HRC; Бринелля (100-450) НВ; Шора (22-99) HSD; Виккерса( 100-950) HV.
Пределы допустимой погрешности прибора при его поверке по образцовым мерам твердости 2-го порядка по ГОсСТ 9031 и ГОСТ 8.426-81 приведены в таблице 2.2. Время одного измерения - 5 с. Определение реднего значения твердости при числе измерений - не менее 5. Количество запоминаемых результатов - 45. Шероховатость контролируемой поверхности, Ra не более 2,5. Инден-тор - шар диаметром 3 мм. Материал индентора - карбид вольфрама с твердостью - 1600 HV. Габаритные размеры - 35 х 90 х 175 мм. Масса прибора - 0,4 кг.
При проверке правильности функционирования кнопочной клавиатуры и индикации дисплея проводят не менее трех измерений на любой мере твердости, предварительно выбрав кнопкой "HARDNESS" шкалу твердости, а кнопкой "POSITION" ориентацию датчика относительно измеряемой поверхности (в данном случае сверху вниз). Погрешности измерений определяют только при вертикальном (сверху вниз) направлении удара индентора. На каждой из образцовых мер твердости проводят по 10 измерений. Результаты измерений усредняют нажатием кнопки "X". Полученное среднее значение заносят в протокол испытаний. Вычисляют погрешность измерений D для каждой меры по формуле: D = 100% , , (2.6) Hm где Hep - среднее значение твердости, полученное измерениями на образцовой мере; Нт - нормативное значение твердости образцовой меры. Погрешность прибора при его поверке на каждой образцовой мере не должна превышать 1,5 %. Если погрешность измерений твердости на всех образцовых мерах не превышает значений, указанных выше, то твердомер счи 52
Тип мер твердости Шкала твердости Значение твердости образцовой меры Погрешность показаний прибора, % МТР ГОСТ 9031-78 HRC 25 ± 5 45 ± 5 65 ± 5 МТБ ГОСТ9031-78 НВ 100 ±25 200 ± 50 400 ±50 1,5 МТБ ГОСТ9031-78 HV 450 ±50 800 ± 75 МТШ ГОСТ 9031-78 HSD 30 ±7 60 ±7 Указанная погрешность достигается при настройке прибора на каждой образцовой мере твердости. тается пригодным для эксплуатации. Программное обеспечение, поставляемое на дискете в комплекте с твердомером, предназначено для вывода из буфера памяти твердомера результатов измерений через кабель в компьютер (ЭВМ).
В 1997 г. автором было проведено обследование корпусов автоматических сцепок грузовых вагонов в вагонном депо г. Брянска.
Как показало проведенное обследование (прил. 1, 4, 5, 7), наиболее распространенными являются автосцепки Бежицкого стальзавода №12 - 37 % (от общего количества обследованных), Люблинского литейно-механического завода №39 - 27,7 %, Уральского вагоно-строительного завода №5 - 21 %. Автосцепки других заводов встречаются реже: Кременчугского завода №14 - 6,7 %, Улан -Уденского завода №60 - 3,3 %, немецкого завода "F" - 2 %, оставшиеся 2,3 % автосцепок приходятся на неизвестные заводы (клеймом не указаны). Основная задача обследования деталей автосцепок сводилась к определению степени охрупчивания разных сталей с годами, то есть к определению изменения деформационного упрочнения.
В связи с тем, что среди обследованных деталей 37 % приходится на Бежицкий сталелитейный завод №12, были отслежены сроки его перехода, а также и других заводов (см. табл. 2.3) на новые марки стали и режимы термообработки. Так до 1974 года завод №12 отливал автосцепки из стали 20Л (нормализация). В 1974 году завод перешел на отливки из стали 20ГЛ (нормализация), в 1979 году начал выпускать смешанные отливки из сталей 20ГЛ и 20Г1ФЛ (нормализация). С сентября 1985 года вводится закалка с отпуском деталей из сталей 20ГЛ и 20Г1ФЛ, а с 1987 года этот завод выпускает смешанные отливки деталей из сталей (закалка с отпуском): 20ГЛ, 20Г1ФЛ и 20ГТЛ (табл. 2.3). Основой для конкретных расчетов надежности служит базовая сталь, из которой изготовлялись литые детали вагона. Основные механические характеристики сталей: предел прочности, условный предел текучести, относительное удлинение, относительное поперечное сужение, твердость, предел выносливости и т.д. Для сталей, из которых были изготовлены подвергшиеся обследованию детали, параметры статистических распределений прочностных свойств приведены в таблице 2.4. Они получены после статистической обработки данных испытаний Бежицкого сталелитейного завода, исследований автора, кафедры "Технология металлов" БГИТА, БИТМа /84/ и других исследовательских институтов.
Оценка степени чувствительности твердости к различным факторам по результатам двух обследований, разделенных интервалом времени 19 лет
При прогнозировании прочностной надежности корпусов автосцепок вагонов особое внимание уделяют анализу механических свойств материала, из которого они изготовлены, представленных в форме статистических распределений. Прочностные свойства материала деталей определяют экспериментально. Стандартные образцы испытывают на растяжение, определяют также характеристики многоцикловой и малоцикловой усталости, проводят испытания образцов механики разрушения. При использовании характеристик прочности испытываемых образцов в расчетах на прочность конкретных деталей учитывается, что прочность реальных деталей ниже, чем контрольных образцов из-за ряда причин /80/. Степень изменчивости механических свойств материалов увеличивается, так как в статистическом распределении механических свойств образца не учитываются возможные колебания этих свойств в пределах отдельной плавки, а также в виду разных условий термообработки, различных толщин стенок, неоднородности литого металла в натурных деталях по сравнению с материалом образцов.
В данной работе в первую очередь решался вопрос о чувствительности твердости к изменению химического состава стали /89/. Известно, что с увеличением содержания углерода увеличивается предел прочности ав. Для этого на заводе была замерена твердость в одних и тех же точках новых деталей из стали 27ГЛ, но при разном содержании углерода: низком, среднем и высоком. Полученные данные плавок с минимально допустимым (Сі - 0,156 %, НВсрі = 184), средним (Сг — 0,204 %, НВср2 = 220) и максимально допустимым (Сз = 0,253 %, НВсрз = 240) содержанием углерода были обработаны. Прочность определяли по параметрам твердости, используя корреляционное уравнение, полученное ранее для контрольных образцов с коэффициентом корреляции равным 0,73: ав = 4,40 + 0,32 НВ, (3.1) Распределение полученных значений твердости в корпусе поглощающего аппарата грузового вагона для трех плавок представлено на рис. 3.3 /84/.
Далее исследования были продолжены на основании изучения и обработки материала отчетов Бежицкого сталелитейного завода №12 по плавкам корпусов автосцепок вагонов за несколько лет. По этим отчетам был произведен статистический расчет твердости деталей автосцепок и получены следующие результаты.
Для стали 20ГЛ (652 плавки) при содержании углерода - 0,197...0,202 %, марганца в пределах 1,189...1,205 % и кремния - 0,355...0,372 %, средняя твердость составила (НВср ) 165 единиц, максимальная твердость НВтах= 180, минимальная HBmin = 150. Для стали 20ГТЛ (1356 плавок) содержание углерода составило 0,196...0,203 %, содержание марганца - 1,140...1,220 %, кремния -0,340...0,384 %, титана - 0,016...0,040 %. Ориентируясь для сопоставления с другими видами сталей на содержание углерода, твердость у стали 20ГТЛ распределилась следующим образом. При минимальном содержании углерода Сі = 0,18 % твердость НВср1 = 130; при среднем - С2 = 0,21 % твердость НВср2 = = 140 и при максимальном содержании углерода Сз = 0,24 % твердость НВсрз = = 160. Для стали 20Г1ФЛ (2590 плавок) содержание углерода составило 0,17.„0,25 %, содержание марганца - 0,90...1,40 %, кремния - 0,30...0,50 %, ванадия - 0,07...0,13 %. Ориентируясь на содержание углерода, у стали 20Г1ФЛ при минимальном содержании углерода Сі = 0,17 % твердость НВсрі = 155; при среднем - С2 = 0,21 % твердость НВср2 = 168 и при максимальном содержании углерода Сз = 0,25 % твердость НВсрз = 185.
Для плавок справедлив нормальный закон распределения. Критерии согласия Пирсона составили: Pj (х2) = 0,7; Р2 (х2) = 0,69; Рздо) = 0,07. Для корпусов автосцепок вагонов условия плавок обычно стабильны и не зависят от химического состава и времени выполнения плавки /84, 87/.
Оценку среднего значения общего распределения пределов прочности проводят нанесением на кривые распределения твердости НВ образцов одной плавки точки, которые соответствуют прочности контрольных образцов из этих плавок (точки А1...А3). Эти точки (см. рис. 3.3) расположены в непосредственной близости от центров внутриплавочных распределений прочности. На основании этого можно сделать вывод, что распределение прочности контрольных образцов является распределением средних значений спектров прочности внутри отдельных плавок, а также среднее значение искомого общего распределения ав равно среднему значению распределения прочности контрольных образцов.
Статистические распределения твердости натурных деталей для трех плавок при различном содержании углерода для стали 27ГЛ: 1 - минимальное; 2 - среднее; 3 - высокое; экспериментальные распределения; теоретические распределения Параметры статистического распределения (сталь 27ГЛ): ств = 731,3 МПа; SCTB = 68,3 МПа.
По данным исследований корпусов автосцепок вагонов (сталь 20Л) получили: о = 505,4 МПа; SffB = 53,2 МПа (сталь 20Л). Необходимо учитывать влияние геометрических размеров деталей. В расчетах среднее значение этого распределения необходимо уменьшить на 7...9 %.
Полученные распределения прочностных свойств тв (табл. 2.4, глава 2) были проверены на соответствие нормальному закону (коэффициент Пирсона), а также двойному экспоненциальному закону (коэффициент Фишера). Выявлено лучшее согласие с нормальным законом распределения Р(х2)== 0,965.
При расчете показателей прочностной надежности целых деталей в случае образования трещин от однократной перегрузки необходимы статистические распределения истинного сопротивления разрыву SK.
Данные о химическом составе и других характеристиках стали на заводе-изготовителе хранятся 10 лет. Установлено, что предел текучести ат материала образцов, вырезанных из ненагруженной зоны деталей, даже после 15-20 лет их эксплуатации, практически совпадает с стт образцов из нового не поврежденного материала. Эти данные получены путем сравнения предела текучести ат, полученного на образцах, вырезанных из деталей, и предела текучести стт, рассчитанного по химическому составу материала. Последние зависимости были определены в свое время в ЦНИИ МПС /78/. Так для стали Бежицкого завода №12: ат = 11,54 + 31,32С + 10,75М + 99,22Р (кг/мм2). Коэффициент корреляции 0,611.
Для натурных деталей со сроком эксплуатации более 10 лет исходные механические свойства можно определить по химическому составу материала, из которого они были изготовлены. Например, пределы текучести и прочности для корпусов автосцепок вагонов с различными сроками службы при определении их различными способами составили (табл. 3.1, /84/): Таблица 3.1.
Срокслужбы, годы Предел текучести по химич. составу, а т, МПа Предел текучести из ненагруженнои зоны, с"т, Мпа Коэффициент,к3= =СУ Т/СУ т Предел текучести из нагру женной зоны,.— поврМПа _ повр_ исх СУТ повр 7в_ исх Сів
Кроме того, для 7-й летних корпусов автосцепок, когда еще есть возможность найти в архивах заводов исходные механические свойства стали, определенные по трефам, получили следующее: по химическому составу ат = 305,9 МПа, по образцам, вырезанным из ненагруженнои зоны детали ат = 287,7 МПа, по данным архива стт = 289,0 МПа. Интересно, что пределы текучести образцов из ненагруженнои зоны деталей и из треф в момент отливки стали практически совпали, а предел текучести по химическому составу несколько выше. На этом основании за исходные свойства неповрежденного материала деталей обоснованно можно принять предел текучести ат, определенный на образцах из ненагруженнои зоны деталей. Как видно из приведенных в таблице 3.1 данных, предел текучести в ненагруженнои зоне рассмотренных деталей не зависит от срока службы даже для 20-и летних деталей, в то время, как предел текучести из нагруженной зоны этой же детали к 20 годам возрастает на 40-45 % .
3.2.2. Оценка степени чувствительности твердости к напряженно-деформированному состоянию материала корпусов автосцепок вагонов
Для зон деталей с низким уровнем рабочих напряжений при увеличении их срока службы закономерного изменения прочностных характеристик не обнаружено. В зоне высоких напряжений результаты исследования позволили выявить изменение механических свойств материала в зависимости от срока службы, а также кинетику изменения формы кривой растяжения. В качестве зоны высоких напряжений служила зона перехода автосцепки от головы к хвостовику.
Были построены диаграммы статического растяжения материала после различного срока службы натурных деталей (зона I), а для материала нового, то есть в исходном состоянии данные взяты из /84/ (зона II). Диаграммы приведены на рис. 3.4. Анализируя полученные диаграммы, следует отметить, что на диаграммах статического растяжения деталей, отработавших 7 лет имеется площадка текучести, а на диаграммах последующих лет ее нет. Также проверялась зависимость степеней увеличения предела текучести и твердости от уровня рабочих напряжений. Для зоны перехода от головы к хвостовику автосцепок из стали 20Л, прослуживших 25 лет, были получены соотношения, приведенные в таблице 3.2.
Оценка состояния материала корпусов автосцепок вагонов с трещинами в момент разрушения (хрупкого, квазихрупкого)
Определим, например, вторую критическую температуру хрупкости для реальной детали из стали 20Л со сроком службы 23 года. Длина трещины в зоне « перехода от головы к хвостовику автосцепки - 29,2 мм, глубина - 5,8 мм, эксцентриситет єу = 0, 0389 м, температура эксплуатации Тэкспл = -40 С. Для расчета используем выражения (3.4) и (4.20): ЕАТІ = AT, +ДТ ! + АТ2 + АТ3 + АТ4 + АТ5 = = 0 С + 10 С + 0 С +0 С + 28 С + 67 С = 105 С. Сдвиг ATi критической температуры хрупкости за счет увеличения толщины детали по сравнению с образцом (масштабный фактор). Он постоянен для одного и того же вида деталей. В данном случае AT, = 0 С, так как толщина стенки детали равна толщине образца. Определяем повышение критической температуры хрупкости за счет увеличения ширины детали по сравнению с шириной образца (масштабный фактор) AT і: так как ширина детали равна 170 мм, а ширина образца - 50 мм, отношение 170/50 составит 3,40, что соответствует АТ і = 10 С. АТ2 = 0 С . АТ3 = 0 С - для образца, так как в детали трещина, а в образце надрез. Определяем АТ4 - сдвиг критической температуры за счет увеличения размеров трещины. Используя данные приложения 4 /84/, имеем: АТ4 = AT, = 29,2 мм - АТІ:образиа = 90 - 62 = 28 С.
Определяем АТ5 - сдвиг второй критической- температуры хрупкости детали Ткр2д за счет деформационного циклического повреждения материала в эксплуатации. Охрупчивание материала детали под действием многократного циклического нагружения может вызвать значительное повышение Ткр2Д. Остановимся на этом вопросе более подробно. Величина сдвига ДТ5 определяется с использованием схемы (рис. 4.7), на основании которой построена схема рисунка 4.8. Для определения числового значения сдвига АТ5 определяют зависимость характеристик сопротивления отрыву на гладких образцах с острым надрезом. Далее определяют зависимость предела текучести от температуры неповрежденного материала (кривая 1 на рис. 4.8) и поврежденного материала (кривые 3, 4, 5, 6, 7 на рис. 4.8), последние кривые получают с использованием полученных выше результатов, устанавливающих изменение предела текучести от срока службы (рис. 3.7, глава 3). Числовое значение предела текучести, например, для 20-и летних деталей о т. э = 1,4ат. исх , так как из графика видно, что к 20-и годам о"т повышается на 40 %.
Было проверено при испытании образцов из 20-и летних деталей (рис. 4.7), что характер изменения кривой ат. ПовР = f (Т С) такой же, как и для нового материала. На основании кривой 1 была построена кривая 2. Сдвиг критической температуры АТ5 определяли по рисунку 4.8, как разницу Тв -ТА = АТ5 . Отражение срока службы, таким образом, выполнено через сдвиг критической температуры АТ5 по схеме Иоффе.
В данном примере получили, что АТ5 = 67 С. Важно отметить, что чем старше деталь, тем больше сдвиг и меньше Kjc [см. зависимости (4.18) и (4.19)].
Можно ожидать, что хрупкие разрушения для образцов невозможны. В то же время исследования показали, что смещения второй критической температуры, определенной на образцах, значительны, поэтому для натурных значение Кіс для данной детали О, МПа ж 2000
Зависимость предела текучести стали 20Л от температуры 1 ат материала новой детали;; 2 - аот сопротивление отрыву (838 МПа для стали 20Л); 3 - ат материала детали, отработавшей 20 лет; 4 - ат материала детали, отработавшей 25 лет; 5 - сгт материала детали, отработавшей лет; 6- ат материала детали, отработавшей 35 лет; 7 - ат материала детали, отработавшей 40 лет;
Итак, значения коэффициентов интенсивности напряжений для деталей при конкретной температуре ТЭКСпл определяют по зависимостям (4.18) и (4.19).
Таким образом, учитывают влияние на Кіс : температуры, циклического повреждения, размеров деталей, размеров трещин и других факторов. Точность определения Кіс обусловлена точностью установления второй критической температуры хрупкости для детали. На температуру Т об определенную для образцов внецентренного растяжения, "накладывают" значения от трех смещений: от изменения ширины, от циклического повреждения, от увеличения размеров трещин.
Изменение размеров трещины с 90 до 180 мм вызывает изменение смещения всего на 7 С, поэтому погрешность при определении ТКр2д от этого фактора мала.
Значение смещения от циклического повреждения АТ5 было уточнено специальным экспериментом; возможная погрешность при определении АТ5 составляет 5...7 С. При максимальной погрешности определения Ткр2д , равной 7...10 С, разрушающая нагрузка Рразр /84/ определяется с погрешностью 15...18 %. Это принято во внимание при оценке точности метода расчета деталей с трещинами и сопоставлении расчетных и опытных значений разрушающей нагрузки в случае хрупких разрушений.
Несущую способность Рразр деталей с трещиной определяют по зависимости (4.17) с использованием уравнения эллиптического интеграла. При этом следует иметь в виду, что тело с трещиной может находиться как в устойчивом, так и в неустойчивом состоянии. Для устойчивого состояния тела соблюдается условие сІРразр / dl 0, то есть нагрузка является возрастающей функцией длины трещины /143/.
Пример. Необходимо определить предельное значение коэффициента интенсивности напряжений материала детали Kic и разрушающей нагрузки Рра3р. Условие примера: реальная деталь из стали 20Л со сроком службы 33 года, длина трещины в зоне перехода от головы к хвостовику автосцепки 29, 2 мм, глубина -5,8 мм, эксцентриситет єу = 0,0389 м, температура эксплуатации -40 С, вторая критическая температура, определенная ранее равна -15 С.
Таккак Ткр2д равна-15 С, Тэкспл равна-40 С, соблюдается условие: Тэкспл Ткр2д, то есть произошло хрупкое разрушение детали. Определим предельное значение коэффициента интенсивности напряжений материала детали по формулам (4.18 и 4.19), совместив их в одну: К1с = К 1с ехр [рк (Т.Ф2Д - Т )] ехр [-рк (Ткр2д - Тэкспл)] = = 34,5 ехр [-0,00367 (-15 +230)] ехр [-0,0234 (-15 +40)] = 80,66 МПа м3/2. Расчет ведем в следующей последовательности: определяем К іс 116 (условный критический коэффициент интенсивности напряжений компактного образца при Т = Т = 230 С); К 1с обр = 34,5 МН/ м3/2 (рис. 4.5); Т «-230 С температура хрупкого состояния материала (рис. 4.6); Ткр2д - вторая критическая температура хрупкости детали, равна -15 С; Тэкспл - температура, при которой разрушилась деталь (образец) или температура эксперимента, она равна -40 С; Ткр20б - вторая критическая температура образца из стали 20Л, равна -120 С; Кіс 0бР - критический коэффициент интенсивности напряжений для образца при второй критической температуре, определяем по рисунку 4.5, он равен 51,66 МН/ м3/2;
