Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Рассмотрение причин возникновения отказов подшипниковой группы 7
1.1. Основные виды биметаллических подшипников скольжения 7
1.1.1. Подшипники скольжения со свинцовистой бронзой 7
1.1.2. Подшипники скольжения с алюминиевооловянным сплавом 10
1.2. Классификация отказов подшипниковой группы 14
1.2.1. Постепенные отказы подшипниковой группы 14
1.2.1.1. Механизмы возникновения постепенных отказов... 19
1.2.1.2. Влияние покрытий на эксплуатационные свойства биметаллических подшипников 25
1.2.2. Внезапные отказы подшипниковой группы 28
1.2.2.1. Причины возникновения внезапных отказов подшипников с алюминиевооловянным сплавом 29
1.2.2.2. Причины возникновения внезапных отказов подшипников со свинцовистой бронзой 35
1.3. Основные итоги и цели исследования 40
Глава 2. Анализ повреждаемости коленчатых валов дизеля 5Д49 ... 42
2.1. Тенденция выхода из строя коленчатых валов 42
2.1.1. Систематизация данных о повреждениях коленчатых валов за период с 1997 по І002 г.г 43
2.1.2. Систематизация данных о повреждениях коленчатых валов за период с 2003 по 2004 г.г 48
2.2. Исследование причины излома коленчатого вала дизель-генератора 1А-9ДГ 51
2.2.1. Исследование деталей дизеля 52
2.2.2. Исследование коленчатого вала 53
2.2.3. Исследование коренных вкладышей 63
2.2.4. Исследование шатунных вкладышей 65
2.2.5. Результаты определения причины излома коленчатого вала 65
2.3. Заключение по анализу повреждаемости коленчатых валов 67
Глава 3. Исследование напряженного состояния шатунных сталеалюминиевых вкладышей 69
3.1. Классификация внутренних остаточных напряжений 69
3.1.1. Эффекты, связанные.с внутренними напряжениями 72
3.1.2. Влияние остаточных напряжений на эксплуатационные характеристики биметаллических подшипников 73
3.2. Результаты работ по определению напряженного состояния биметаллических вкладышей 76
3.2.1. Методы определения внутренних напряжений 76
3.2.1.1. Рентгеновские методы определения внутренних напряжений 77
3.2.1.2. Механические методы определения внутренних напряжений 78
3.2.1.2.1. Метод профессора Н.Н. Давиденкова 79
3.2.1.2.2. Метод Г. Закса 79
3.2.2. Другие физические методы измерения внутренних напряжений ...80
3.2.3. Напряженное состояние биметаллических вкладышей 83
3.3. Определение остаточных напряжений в шатунных биметаллических вкладышах 88
3.4. Разработка упрощенной методики определения остаточных напряжений в биметаллических вкладышах ...98
3.5. Проведение эксперимента по определению напряженного состояния биметаллических вкладышей : 102
3.5.1. Оборудование для проведения эксперимента 102
3.5.2. Методика определения остаточных напряжений методом расточки 103
3.5.3. Результаты эксперимента по определению остаточных напряжений методом расточки 104
3.6. Проверка результатов, полученных по упрощенной методике... 105
3.7. Выводы по результатам исследований 112
Глава 4. Определение влияния термической обработки на материал биметаллических вкладышей 114
4.1. Влияние твердости антифрикционного слоя на его задиростойкость... 114
4.2. Влияние термической обработки на образование прослойки интерметаллидов 124
4.3. Влияние термической обработки на выпотевание мягкой структурной составляющей антифрикционного сплава 130
4.4. Результаты исследований 135
Глава 5. Разработка методики создания требуемого напряженного состояния биметаллических вкладышей 137
5.1. Анализ существующих работ по созданию напряженного состояния
в биметаллических вкладышах 137
5.2. Описание процесса образования остаточных напряжений в биметаллическом вкладыше при его термической обработке в «заневоленном» состоянии. 141
5.3. Разработка математической зависимости между величиной остаточных напряжений и параметрами термической обработки 145
5.4. Описание эксперимента по созданию требуемого напряженного состояния в материале биметаллических вкладышей 154
5.4.1. Подготовка и проведение эксперимента 154
5.4.2. Результаты эксперимента 156
5.5. Внедрение технологии термической обработки вкладышей в «заневоленном» состоянии... 162
5.5.1. Результаты проведения термической обработки!. 162
5.5.2. Эксплуатационные испытания 165
Общие выводы 170
Список литературы 173
Приложения 182
- Влияние покрытий на эксплуатационные свойства биметаллических подшипников
- Систематизация данных о повреждениях коленчатых валов за период с 2003 по 2004 г.г
- Определение остаточных напряжений в шатунных биметаллических вкладышах
- Влияние термической обработки на выпотевание мягкой структурной составляющей антифрикционного сплава
Введение к работе
Настоящая диссертационная работа направлена на повышение надежности вкладышей подшипников коленчатого вала дизеля 5Д49. Этот дизель относится к мощностному ряду V-образных дизелей. Основным двигателем ряда является 16-цилиндровый, V-образный дизель, мощностью 2200 кВт (164H26Y26) для тепловозов типа 2ТЭ116. Как показала практика, этот дизель имеет низкую надежность некоторых его узлов и требует серьезной модернизации.
Одной из главных проблем дизеля 5Д49 является недостаточная надежность трибосопряжения коленчатый вал - вкладыш подшипника скольжения. Опыт эксплуатации дизелей 5Д49 на тепловозах 2ТЭ116 показывает, что подшипниковый узел коленчатого вала, в значительной мере определяющий работоспособность дизеля, является одним из наиболее ненадежных.
Условия работы подшипников коленчатого вала определяются многими факторами, которые являются общими для любых двигателей внутреннего сгорания. Тепловозные же дизели имеют ряд особенностей, определяющих специфику работы их подшипников. Все имеющиеся особенности оказывают существенное влияние на условия работы подшипников и их надежность. Надежность работы подшипниковых узлов тепловозных дизелей, особенно тех, на которых используются подшипниковые материалы, обладающие высокой усталостной прочность, определяется главным образом работой их без образования задира.
Подшипники скольжения коленчатого вала со слоем свинцовистой бронзы, применяемые до настоящего времени, обладают низкими эксплуатационными характеристиками, что часто приводит к возникновению задира и повреждению шеек коленчатого вала.
На целесообразность использования экономичных биметаллических вкладышей с алюминиевооловянным сплавом на стальном основании было
указано еще в начале 70:Х годов [16]. Современные антифрикционные материалы, разработанные в лаборатории цветных металлов ВНИИЖТ, применяются в подшипниках скольжения коленчатого вала дизелей тепловозов, судовых и автомобильных дизелей. Они удовлетворяют всем требованиям по износостойкости, задиростойкости, усталостным повреждениям, кавитации и фреттинг коррозии.
Итоги эксплуатации вкладышей подшипников со сплавами АО20-1 положительны. Ресурс их работы в дизелях Д49 тепловозов 2ТЭГ16 в 2 раза выше, чем подшипников со слоем свинцовистой бронзы, благодаря чему обеспечивается надежная работа трибосопряжения до капитального ремонта. В тоже время, такие подшипники имеют склонность к уменьшению свободного размера в период обкаточных испытаний, что приводит к возникновению задира.
На основе проведенного в работе анализа эксплуатации основных видов подшипников скольжения коленчатого вала дизеля 5Д49, определен вид подшипников, обеспечивающий наибольшую надежность трибосопряжения. Проведена работа по повышению стабильности геометрических параметров таких подшипников в эксплуатации за счет применения термической обработки в процессе их изготовления.
Влияние покрытий на эксплуатационные свойства биметаллических подшипников
Когда площадь оголенной свинцовистой бронзы превышает допустимую величину, может происходить ее перенос на шейку коленчатого вала (рис. 6). Это явление недопустимо, так как оно сопровождается значительным повышением температуры в зоне трения и при этом происходит образование мелких термических трещин на поверхности шейки вала (рис. 7). Некоторые из них могут иметь глубину до 3 мм. и более. Последующая механическая обработка коленчатого вала (шлифовка) не всегда может устранить трещины на всю глубину, то есть коленчатый вал не может быть восстановлен и направляется на переплавку.
Помимо этой особенности, свинцовая составляющая корродирует в маслах, что приводит к износу и разрушению бронзы. Н.А. Буше в работе [11] указывает, что к использованию медных сплавов, в том числе свинцовистой бронзы надо подходить с достаточной осторожностью, так как, являясь поверхностно-активными, они способны, будучи доведенными до расплавления, вызывать адсорбционное снижение прочности, снижая величину поверхностной энергии, что может привести к хрупкому излому. Это явление, известное как эффект Ребиндера [22, 39, 61], особенно нежелательно, когда имеется вероятность образования аварийной ситуации и может возникнуть внезапный отказ. Покажем подробнее возможные механизмы возникновения постепенного отказа и явления связанные с ними. Для этого рассмотрим случай, когда химический состав гальванического покрытия и алюминиево-оловянного сплава и их твердости полностью удовлетворяют требования чертежа, так как их несоответствие может значительно влиять на трибологические свойства материалов. В условиях нормальной работы дизель-генератора, при установившемся режиме гидродинамической смазки, не происходит контакта между материалом шейки вала и антифрикционным сплавом. При этом происходит химическое взаимодействие материала подшипника со смазкой. Как известно, свинец, являющийся основой гальванического покрытия, обладает высокой химической активностью со смазочными маслами, с которыми он образует соли жирных кислот (свинцовые мыла) и способен достаточно эффективно образовывать на поверхности защитную антифрикционную пленку. В процессе работы молекулы жирных кислот уносятся с поверхности трения, поэтому между свинцом и смазочным материалом постоянно идет химическая реакция, вследствие чего происходит износ гальванического покрытия. В свою очередь олово, входящее в состав алюминиевооловянного сплава, менее активно взаимодействует со смазкой по сравнению со свинцом. Поэтому за счет химической составляющей несколько уменьшаются антифрикционные свойства, но возрастает износостойкость, что сказывается на увеличении ресурса подшипника. В случае попадания в масло абразивных частиц, определяющей характеристикой износостойкости является твердость антифрикционного материала подшипника [54, 93]. Следует отметить, что твердость гальванического покрытия составляет 10НВ, что в 3 раза ниже твердости алюминиево-оловянного сплава, равной 27 - 35НВ. На практике, при проведении капитального ремонта дизель-генераторов на Воронежском ТРЗ, зачастую наблюдается почти полный зное рабочего гальванического покрытия (при допуске 15%) сталебронзовых вкладышей (рис 8-а). Для сравнения, у сталеалюминиевх подшипников после пробега свыше 300 тыс. км. не полностью изнашивается даже приработочное покрытие (рис. 8-6), а рабочий антифрикционный сплав АО20-1 полностью сохраняет свои свойства. Результаты проверки ряда локомотивных депо и тепловозоремонтных заводов в течение 2003 года показали, что снабжение фильтроэлементами грубой и тонкой очистки масла производится неритмично и в недопустимо малом объеме. Так, например, в течение 2003 года в локомотивное депо Дно Октябрьской ж.д. поступили фильтроэлементы тонкой очистки масла в объеме 54,5% от потребности. В апреле, июле, августе и сентябре 2003 г. фильтроэлементы тонкой очистки масла в депо вообще не поступали. Как следствие, фильтроэлементы своевременно не заменяются, тепловозы эксплуатируются с загрязненными, поврежденными и даже отсутствующими фильтроэлементами.
В таких условиях, для обеспечения, износостойкости необходимо, чтобы антифрикционный слой обладал относительно высокой твердостью и одновременно способностью «поглощать» абразивные частицы. В среднем твердость абразивных частиц составляет от 300 до 400 HV. Размер таких частиц колеблется от нескольких до сотен, а иногда и более микрометров.
Способностью поглощать абразивные частицы обладают антифрикционные материалы подшипников обеих видов. В качестве примера нарис. 9 и 10 представлены фотографии микрошлифов свинцовистой бронзы и сплава АО20-1 с внедренными абразивными частицами. На рис. 9 показаны несколько мелких и одна крупная частица меди, «поглощенные» гальваническим покрытием вкладыша. На поверхности трения видна ярко выраженная царапина, образовавшаяся в процессе внедрения крупной частицы меди в гальваническое покрытие.
В связи с тем, что толщина покрытия составляет 24-36 мкм, максимальный размер частиц, которые могут внедриться в него, составит не более 0,02 мм. Чаще всего их размер составляет до 0,01 мм. При этом из-за низкой твердости покрытия абразивные частицы не жестко закреплены в мягком материале, что может повлечь за собой локальную деформацию покрытия, а в случае наличия в масле большого количества абразива повышенный износ.
Систематизация данных о повреждениях коленчатых валов за период с 2003 по 2004 г.г
Согласно данным, предоставленным Воронежским ТРЗ, за период времени с 01.01.2003 по 01.09.2004 г.г. на заводе при проведении капитального ремонта было разобрано 353 дизель-генератора 1А-9ДГ. 285 (81,7%о) коленчатых валов этих дизель-генераторов работали в сопряжении с подшипниками со свинцовистой бронзой, а остальные 68 (19,3%) -биметаллическими подшипниками с алюминиевооловянными сплавами (рис. 28). После проведения внешнего осмотра, дефектоскопии и измерения основных геометрических параметров, было забраковано 112 коленчатых валов, что составило 32% от их общего числа (рис. 29). За 2003 год в завод поступило 216 дизель-генераторов 1А-9ДГ. 65 (30,1%) имели повреждения коленчатых валов, причем 64 (29,6%) из них работали в сопряжении с подшипниками со свинцовистой бронзой (рис. 30-а). За 8 месяцев 2004 года, поступило меньшее количество - 137 дизель-генераторов 1А-9ДГ, но повреждения коленчатого вала имелись уже у 47 (34,3%). Из них со свинцовистой бронзой работали 46 (33,6%) валов (рис. 30-6). Установлено, что в 2004 году возросло относительное количество поврежденных коленчатых валов по сравнению с 2003 годом (рис.31). Из 112 забракованных коленчатых валов, ПО работали в сопряжении с подшипниками скольжения со свинцовистой бронзой и лишь 2 с подшипниками с алюминиевооловянным сплавом АО20-1. При этом один из валов, работавший в сопряжении со сталеалюминиевыми вкладышами, был забракован в связи с тем, что имел коррозионные повреждения всех коренных шеек и 6-ой шатунной (по-видимому, тепловоз находился в отстое). Поэтому нельзя связывать его выход из строя с работой подшипников скольжения.
Анализируя имеющиеся данные можно сказать, что, за исключением грязевых рисок и коррозии шеек, все остальные повреждения 80% валов произошли вследствие задиров, сопровождавшихся высоким уровнем нагрева, превышающим температуру плавления свинцовистой бронзы. Большинство валов, вышедших из строя по задиру, имеют трещины, располагающиеся вдоль образующей шейки вала, а некоторые валы имеют глубокие трещины (до 3 мм). С изломом коленчатого вала поступило 7 дизель-генераторов. Характер всех изломов пока не установлен. Но оказалось возможным исследовать сломавшейся коленчатый вал, поступивший из локомотивного депо Дно Октябрьской железной дороги. Далее в работе будет проведено определение причины возникновения излома данного вала.
Таким образом, установлено, что у трети всех поступающих в ремонт на Воронежский ТРЗ дизель-генераторов 1А-9ДГ коленчатые валы непригодны к дальнейшей эксплуатации. Основным повреждением валов являются задиры (80%), во всех случаях сопровождающиеся трещинами. Подавляющее большинство валов работает в сопряжении с подшипниками со свинцовистой бронзой, которая, как видно из результатов проведенного анализа, не обеспечивает надежной работы данного узла трения.
По совокупности статистических данных и исследований очевидно, что возникшая ситуация с повреждением коленчатых валов связана с преждевременным износом свинцово-оловянного покрытия. Свинцовистая бронза не обладает требуемыми антифрикционными характеристиками при трении со стальными поверхностями, поэтому не допускается работа подшипников без такого слоя. К сожалению, за последнее время ухудшилось качество обслуживания и ремонта дизелей, что ускорило, в основном за счет абразивного воздействия, износ мягкого покрытия. Отсюда вытекает, что использование подшипников со слоем свинцовистой бронзы в сложившихся условиях нерационально. Преждевременный выхода из строя коленчатых валов наносит большой экономический урон и осложняет условия их эксплуатации. Только на стоимости коленчатых валов годовой урон достигает свыше 100 млн. рублей.
Наряду с подшипниками со слоем свинцовистой бронзы с 1993 года на дизель-генераторах 1А-9ДГ эксплуатируются подшипники с алюминиево-оловянным сплавом АО20-1, а в последние годы проходят испытания двигатели с новым более прочным и задиростойким сплавом АО10С2. Опыт эксплуатации обобщен в соответствующих отчетах и статьях и в целом оказался очень положительным. Заводом им. Малышева выпущено более 3500 двигателей 1 ОД 100 с такими вкладышами. Пробег тепловозов достигал 1,2 млн. км. Без смены вкладышей, и по существу обеспечивалась по вкладышам безремонтная эксплуатация. Успешно прошли эксплуатационные испытания подшипников на дизель-поездах, тепловозах ЧМЭ-3 и др. Воронежский ТРЗ установил вкладыши с алюминиевым сплавом АО20-Гна 643 дизелях из них 68 уже прошло капитальный ремонт. Редкие случаи повреждений вкладышей с алюминиевыми сплавами объясняется тем, что они обладают более высокими трибологическими свойствами, чем свинцовистая бронза и обеспечивают в течении длительного срока эксплуатации надежную работу за счет выжимаемости мягкой оловянистой фазы.
Определение остаточных напряжений в шатунных биметаллических вкладышах
Внутренние остаточные напряжения существуют в материальном теле независимо от внешних сил, действующих на последнее, и возникают в нем вследствие неоднородности линейных или объемных деформаций в смежных объемах материала. В соответствии с размерами последних различают макро, микро и ультрамикроскопические напряжения (напряжения соответственно первого, второго и третьего рода).
Классификация внутренних напряжений впервые была сформулирована Н.Н. Давиденковым [33]; она не утеряла своего значения и до настоящих дней. Согласно этой классификации: «Внутренними напряжениями называются напряжения, уравновешивающиеся внутри тела без приложения к нему внешних сил». По своему происхождению эти напряжения могут быть разделены на: а) Временные напряжения, или исчезающие после удаления их причин. Это — тепловые напряжения, вызванные неравенством температур в разных областях тела и исчезающие после выравнивания температур (или заменяющиеся остаточными в случае выхода за пределы текучести). б) Остаточные напряжения, остающиеся в теле после удаления вызвавших их внешних причин. Они могут быть трех родов [4]: I. Напряжения первого рода или уравновешивающиеся в пределах областей, размеры которых - одного порядка с размерами тела. Они вызваны неоднородностью силового, температурного или материального поля внутри тела (в зависимости от своей природы) и характеризуются при своем обнаружении по способу разрезки - деформацией (короблением) отрезанных элементов, по рентгенографическому способу - изменением параметра решетки (смещением линий на рентгенограммах). П. Напряжения второго рода — (их можно было бы назвать кристаллитными) уравновешиваются в объемах одного порядка с размерами зерен и рентгенографически выражаются в размытии (уширении) линий на рентгенограммах. По поводу этого определения напряжений второго рода и самого термина Б.М. Ровинский пишет [76, 77], что приведенное определение представляется недостаточно полным и точным. Кристаллики не являются совершенными, они обладают определенной мозаичностью, почему следует говорить о двух видах напряжений второго рода: агрегатных и мозаичных. Агрегатные напряжения присущи только поликристаллическим телам и обусловлены их поликристаллическим строением. Мозаичные напряжения являются собственно кристаллитными. Их существование и возникновение обусловлено мозаичным строением кристаллитов.
Напряжения второго рода возникают в поликристаллических телах при их пластической деформации и при фазовых превращениях вследствие объемных изменений в сплавах. Таким образом, напряжения второго рода являются остаточными напряжениями [64].
После снятия нагрузки (и после расчленения тела) напряжения первого рода (упругие напряжения) снимаются, а напряжения второго рода остаются в поликристаллах, как бы фиксируя происходившие в них ранее процессы. Для снятия размытия, вызванного напряжениями второго рода, локализованными в кристаллитах, потребовалось бы раздробление самих кристаллитов [3].
С этими напряжениями, как отмечается в других работах, связан ряд известных явлений, которые имеют значение и особенности для применения металлов в прецизионных приборах. Это — упругое последействие, упругий гистерезис, изменяемость упругих констант и тому подобные вопросы. III. Напряжения третьего рода (их можно назвать элементарными) уравновешиваются в объемах одного порядка с элементарной кристаллической ячейкой и рентгенографически выражаются в ослаблении интенсивности линий высших порядков на рентгенограммах и в усилении диффузного фона.
Необходимо отметить, что первой работой, посвященной рентгенографическому исследованию остаточных напряжений третьего рода (при усталости металлов), явилась работа В.И. Ивероновой и Т.П. Костецкой [49]. Авторами установлено уменьшение относительной интенсивности линий с увеличением числа циклов знакопеременных нагрузок, связанное с возникновением искажений атомно-кристаллической решетки зерен. Эти искажения заключаются в возникновении остаточных напряжений третьего рода.
Касаясь роли остаточных напряжений третьего рода, Н. П. Давиденков [33] отмечает, что они являются обязательными спутниками упрочнения при наклепе. Об этом говорится также в зарубежной литературе [42]: «В настоящее время при помощи рентгеновских лучей было установлено еще одно изменение решетки, которое далеко не укладывается в понятие о напряжении. Речь идет об изменении величины интенсивности рентгеновских линий с деформацией; это явление объясняется как неравномерное удаление атомов от их положения равновесия в решетке. Какое значение имеет этот физический процесс, пока не ясно; возможно, что это давно искомое изменение кристаллической решетки, которым следует объяснить упрочнение».
Необходимо по вопросу классификации напряжений отметить, что среди 36 докладов, сделанных в Лондонском институте металлов на совещании по внутренним напряжениям в металлах и сплавах, вопросу «классификации и номенклатуры внутренних напряжений» был посвящен доклад Орована (Е. Orowan).
Влияние термической обработки на выпотевание мягкой структурной составляющей антифрикционного сплава
Из приведенных данных видно, что распределение внутренних напряжений по сечению существенно отличается от характера распределения напряжений в случае воздействия внешних сил. Поэтому закон, по которому распределяются напряжения после различных вариантов обработки, устанавливается опытным путем. Особенно сложный вид приобретает эпюра суммарных напряжений в тонкостенных биметаллических образцах (меняется величина напряжений и знак) Надо полагать, что совместное действие тепловых и структурных напряжений при наличии неоднородности материалов создаст чрезвычайно сложную картину распределения напряжений. Так, например, в результате наложения только тепловых и структурных напряжений, суммарные напряжения по сечению изделия четыре раза могут менять свой знак. Применённый отпуск биметаллических образцов не устраняет внутренних напряжений в бронзе. Это наблюдение подтверждает выводы других авторов, из которых следует, что полностью уничтожить напряжения в подобном биметалле ни при каких условиях не удается.
Основные работы по определению напряженного состояния биметаллических вкладышей были выполнены в конце прошлого века. Наиболее подробно этим вопросом занимались В.Г. Быков [24, 25], М.А. Салтыков [82] и М.Н. Горбунов [26], работавшие на Коломенском тепловозостроительном заводе им. В.В. Куйбышева, А.П. Семенов [84, 87], работавший в Институте машиноведения РАН, а также О.Н. Лобанов [63] и И.В. Сиротенко [88] во ВНИИЖТе.
М.А. Салтыков в работах [25, 82] пишет, что напряженное состояние вкладыша характеризуется суммарным воздействием монтажных, тепловых напряжений, напряжений, связанных с упругим исправлением исходной неправильности формы образующей наружной поверхности вкладыша при посадке его в постель с заданным натягом, и напряжений, связанных с деформацией постели под действием рабочих усилий, напряжений от давления масляного клина. Снижение суммарных напряжений возможно за счет изменения каждой из составляющих, однако практически необходимого эффекта можно достичь лишь формированием в антифрикционном слое остаточных напряжений растяжения.
Стабильность исходных геометрических параметров вкладышей на заданный срок службы зависит от соотношения суммарных напряжений и фактического предела текучести материала вкладыша. Стабильность параметров на длительный срок службы возможна лишь при условии, что суммарные напряжения не превышают предела упругости материала заливки. При постановке вкладышей в постель в их поперечном сечении возникают нормальные напряжения. У обоих компонентов биметалла напряжения сжатия достигают максимального значения во внутренних слоях. В результате различия коэффициентов теплового расширения (у сплава 25-10"6, у стали 11-Ю"6) при повышенных температурах работы двигателя в сплаве будут возникать дополнительные напряжения сжатия. Суммируясь, они могут привести к релаксационным процессам или вызвать обычную пластическую деформацию. А.П. Семенов отмечает, что при стравливании слоя сплава сильно коробленых вкладышей стальная основа получала диаметр намного меньше диаметра матрицы и постели вкладыша (до 5 мм). Единственной причиной возникновения изгибающего момента в основе вкладыша из сильно наклепанной малоуглеродистой стали является неравномерная по поперечному сечению остаточная деформация, вызванная релаксацией. Можно предполагать, пишет А.П.Семенов, что при постоянной по сечению стальной основы вкладыша температуре релаксация начинается во внутренних слоях, так как напряжения в них всегда максимальны. При этом вкладыш сильнее прижимается к шейке вала, что также увеличивает неравномерную релаксацию стальной основы. Результаты эксплуатации свидетельствуют, что данное явление наиболее характерно для вкладышей с малой относительной толщиной. Поэтому уменьшать толщину вкладышей можно лишь при повышении релаксационной стойкости стали отжигом, и уменьшении относительной толщины антифрикционного сплава. Для улучшения служебных свойств высоконагруженных подшипников необходимо, чтобы технологический процесс их изготовления стабильно обеспечивал минимально значение и минимальный диапазон рассеяния диаметрального размера DCB. Однако ограничение напряжений изгиба не решает проблемы в полном объеме. Поэтому снижение суммарных окружных напряжений сжатия в антифрикционном слое необходимо обеспечивать в процессе изготовления вкладыша путем формирования в этом слое остаточных напряжений растяжения, противоположных по знаку рабочим напряжениям сжатия. Анализируя рассмотренный материал, можно сказать, что для решения одной из основных задач диссертационного исследования, а именно определения причины уменьшения свободного размера шатунных вкладышей подшипников коленчатого вала, необходимо исследовать их напряженное состояние. В работе проведено исследование напряженного состояния несколькими доступными методами и на основе полученных результатов разработана технология создания благоприятного напряженного состояния.
