Повышение сопротивления усталости коленчатых валов тепловых двигателей тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 01.02.06, кандидат наук Костичев Владислав Эдуардович

• Костичев Владислав Эдуардович
• кандидат наук
• 2017

Оглавление диссертации кандидат наук Костичев Владислав Эдуардович

ВВЕДЕНИЕ

1. ОБЗОР ЛИТЕРАТУРЫ ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИИ И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧ ИССЛЕДОВАНИЯ

1.1. Остаточные напряжения и их роль в сопротивлении усталости

1.2. Методы определения остаточных напряжений

1.3. Влияние технологических остаточных напряжений на сопротивление усталости

1.4. Прогнозирование сопротивления усталости коленчатого вала

1.5. Выводы и задачи исследования

2. МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ РАСЧЁТА НАПРЯЖЁННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ ДЕТАЛЕЙ ТЕПЛОВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ С УЧЁТОМ СОВМЕСТНОГО ДЕЙСТВИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ФАКТОРОВ И РАЗЛИЧНЫХ ВИДОВ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ НАГРУЗОК

2.1. Динамическое моделирование методом конечных элементов

2.2. Комплексная методика анализа и оценки динамическим моделированием напряжённо-деформированного состояния коленчатого вала

2.2.1. Методика расчёта напряжённо-деформированного состояния деталей, упрочнённых различными методами поверхностного пластического деформирования

2.2.2. Методика расчёта напряжённо-деформированного состояния упрочнённых деталей под действием рабочих нагрузок

2.2.3. Методика расчёта приращения предела выносливости по критерию среднеинтегральных остаточных напряжений

2.3. Оценка достоверности разработанной комплексной методики анализа и оценки напряжённо-деформированного состояния детали

2.3.1. Влияние изменений свойств материала по времени на напряжённо-деформированное состояние детали

2.3.2. Оценка геометрических параметров детали после упрочнения обкаткой роликом без продольной подачи

2.3.3. Влияние параметров конечно-элементной модели на напряжённо-деформированное состояние детали после упрочнения обкаткой роликом с продольной подачей

2.3.4. Оценка напряжённо-деформированного состояния детали после дробеструйной обработки

2.3.5. Оценка напряжённо-деформированного состояния детали после алмазного выглаживания

2.4. Выводы по разделу

3. ОЦЕНКА ДОСТОВЕРНОСТИ РАЗРАБОТАННОЙ КОМПЛЕКСНОЙ

МЕТОДИКИ В ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ УСЛОВИЯХ

3.1. Анализ разрушения коленчатых валов

3.2. Влияние упрочняющей обработки на напряжённо-деформированного состояния детали коленчатого вала ЯМЗ-238 в условиях эксплуатации

3.2.1. Характеристики материала, оборудование и режимы упрочнения галтелей

3.2.2. Моделирование упрочняющей обработки в среде АКБУЗ/ЬБ-БУКА

3.2.3. Моделирование рабочего цикла детали с учётом упрочняющей обработки

3.2.4. Оптимизация упрочняющей обработки

3.2.4.1. Влияние протяжённости упрочняемого участка

коленчатого вала на остаточные напряжения в поверхностном слое

3.3. Выводы по разделу

4. ПОВЫШЕНИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ УСТАЛОСТИ КОЛЕНЧАТОГО

ВАЛА ТЕПЛОВОГО ДВИГАТЕЛЯ

4.1. Испытания коленчатого вала ЯМЗ-238 на усталость

4.2. Прогнозирование сопротивления усталости деталей

4.2.1. Прогнозирование сопротивления усталости цилиндрических деталей

4.2.2. Прогнозирование сопротивления усталости коленчатого

вала ЯМЗ-238

4.3. Выводы по разделу

5. ОЦЕНКА ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ОСТАТОЧНЫХ ДЕФОРМАЦИЙ КОЛЕНЧАТОГО ВАЛА ПОСЛЕ УПРОЧНЕНИЯ

5.1. Методика оценки влияния остаточных напряжений после упрочнения на технологические остаточные деформации

деталей тепловых двигателей

5.2. Выводы по разделу

6. ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

ПРИЛОЖЕНИЕ

ПРИЛОЖЕНИЕ

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Повышение сопротивления усталости коленчатых валов тепловых двигателей»

ВВЕДЕНИЕ

Одной из основных тенденций развития машиностроения в настоящее время является повышение эксплуатационных характеристик и ресурса элементов машин путём оптимизации конструктивных параметров. Применение современных материалов в большинстве случаев приводит к росту себестоимости изделий, в связи с чем основным направлением оптимизации является совершенствование технологии изготовления деталей, позволяющей повысить надёжность и долговечность наиболее ответственных узлов машин, к которым, в частности, относятся и двигатели внутреннего сгорания. Обеспечение указанных показателей осуществляется путём применения различных методов упрочняющей обработки, таких как термическая и химико-термическая обработка, а также методы упрочнения поверхностным пластическим деформированием (ППД). К термической обработке относят такие методы, как поверхностная и объёмная закалка, к химико-термической обработке - цементация, азотирование, нитроцементация и др. К механическим методам относят обкатку роликом или шариком, выглаживание различными инструментами (шарик, алмазный наконечник), гидро - и пневмодробеструйную обработку, ультразвуковое упрочнение, упрочнение с помощью лазера. Кроме перечисленных существуют комбинированные способы упрочнения, к которым относятся термомеханическая обработка, термо-химико-механическая обработка, электроэрозионная обработка. Каждый метод обладает рядом особенностей и преимуществ, а целесообразность выбора того или иного способа упрочнения зависит от ряда факторов, таких как материал, форма и геометрические размеры обрабатываемых поверхностей, требования к качеству поверхности после упрочняющей обработки, предпочтение предприятия к тому или иному виду упрочнения поверхности деталей. Так на АО «КУЗНЕЦОВ» предпочтение отдают гидродробеструйной обработке и обработке сухими микрошариками, а на предприятиях авиационного моторостроения объединения «МОТОР-СИЧ» в г. Запорожье - ультразвуковому упрочнению.

Применение упрочняющей обработки позволяет значительно повысить предел выносливости деталей, за счёт изменения механических характеристик и формирования благоприятных сжимающих остаточных напряжений в поверхностном слое деталей.

В настоящее время существует множество различных экспериментальных, аналитических и расчётных методов и методик по оценке влияния остаточных напряжений на сопротивление усталости деталей. С учётом постоянного роста требований к расчёту деталей машин на прочность, допущения и упрощения, общепринятые ещё несколько лет назад, в настоящее время являются причиной появления существенной погрешности при оптимизации конструкции или назначении режимов упрочняющей обработки.

С развитием информационных технологий появилась возможность существенно снизить трудоёмкость решения некоторых задач, связанных с повышением сопротивления усталости деталей, однако потенциал расчётных методов исследования механики образования остаточных напряжений не раскрыт в полной степени и, не редко, для подтверждения результатов расчёта требуется целый комплекс экспериментов.

Минимизация экспериментальных данных для оценки влияния упрочняющей обработки на повышение сопротивления усталости деталей машин и, в частности, двигателя внутреннего сгорания является актуальной научно-технической и производственной задачей в настоящее время.

Для оценки влияния того или иного метода упрочняющей обработки на приращение предела выносливости, с учётом непосредственной оптимизации конструкции и режимов обработки, в настоящее время применяется проведение экспериментов от испытаний на многоцикловую усталость до стендовых испытаний машин на безотказность. В современных экономических условиях тысячи моточасов испытаний сказываются на себестоимости выпускаемой продукции и существенном увеличении производственного цикла изделия.

Целью данной работы является повышение сопротивления усталости коленчатых валов тепловых двигателей путём разработки и внедрения

комплексной методики анализа и оценки динамическим моделированием напряжённо-деформированного состояния, учитывающей совместное действие технологических факторов, а также различные виды эксплуатационных нагрузок.

Задачи исследования:

- разработать комплексную методику анализа и оценки динамическим моделированием напряжённо-деформированного состояния, учитывающую совместное действие технологических факторов, различных видов эксплуатационных нагрузок и упрочняющей обработки;

- исследовать напряжённо-деформированное состояние коленчатого вала после упрочнения методом обкатки роликом с учётом совместного действия технологических факторов и различных видов эксплуатационных нагрузок;

- используя разработанную комплексную методику анализа и оценки НДС исследовать характер распределения остаточных напряжений в концентраторах напряжений и оценить их влияние на сопротивление усталости коленчатого вала;

- исследовать возможность повышения сопротивления усталости коленчатого вала в условиях существующего производства;

- разработать методику контроля изменения начальных конструктивных размеров вала и определения величины технологических деформаций в результате упрочнения поверхности вала.

Научная новизна.

1. Впервые с помощью средств расчётной системы АКБУЗ/ЬЗ-ОУКА разработана комплексная методика анализа и оценки напряжённо-деформированного состояния коленчатых валов тепловых двигателей, учитывающая совместное действие технологических факторов, различных видов эксплуатационных нагрузок и позволяющая проводить расчёт приращения предела выносливости по критерию среднеинтегральных остаточных напряжений.

2. Установлена связь между пределом выносливости и остаточными напряжениями в галтельных переходах к цилиндрической части шейки коленчатого вала.

3. Разработана методика анализа влияния различных режимов упрочнения на изменение первоначальных конструктивных размеров коленчатого вала.

Теоретическая значимость работы заключается в том, что:

- доказаны повышение точности и достоверности оценок сопротивления усталости коленчатого вала при учёте совместного действия технологических факторов и различных видов эксплуатационных нагрузок.

- разработанный комплекс методик и приёмов оценки напряжённо-деформированного состояния коленчатых валов позволяет расширить границы применения методов вычислительной прочности.

Практическая значимость работы

Разработанная в диссертации комплексная методика оценки динамическим моделированием напряжённо-деформированного состояния коленчатых валов тепловых двигателей позволяет минимизировать объём экспериментальных исследований при оптимизации параметров упрочняющей обработки методами поверхностно-пластического деформирования.

Положения, выносимые на защиту.

1. Комплексная методика анализа и оценки напряжённо-деформированного состояния коленчатого вала под действием рабочих нагрузок с учётом упрочняющей обработки, включающая в себя:

- методику расчёта напряжённо-деформированного состояния деталей, упрочнённых различными методами поверхностного пластического деформирования;

- методику расчёта напряжённо-деформированного состояния деталей под действием рабочих нагрузок;

- методику расчёта приращения предела выносливости по критерию среднеинтегральных остаточных напряжений.

2. Результаты исследования остаточных напряжений в образцах и деталях с концентраторами напряжений с использованием разработанных методик.

3. Оценка влияния остаточных напряжений на предел выносливости коленчатого вала теплового двигателя.

4. Методика оценки влияния остаточных напряжений после упрочнения на технологические остаточные деформации деталей тепловых двигателей.

5. Рекомендации о путях использования результатов диссертации в практике назначения оптимальных способов и режимов упрочнения коленчатых валов тепловых двигателей.

Степень достоверности и апробации результатов обусловлена корректностью постановки задач исследования, использованием апробированных аналитических и численных методов анализа и расчёта, проведением расчётов на современной вычислительной технике, корректным заданием исходных данных, а также совпадением теоретических расчётов с экспериментальными результатами, полученными в диссертации, а также результатами других авторов.

Апробация работы проводилась на следующих конференциях:

- 10-я международная конференция «Покрытия и обработка поверхности» (г. Москва, 2013 г.)

- 66-я, 67-я научно-техническая конференция студентов, магистрантов и аспирантов высших учебных заведений с международным участием (г. Ярославль, 2013 г.)

- II всероссийская молодежная научная конференция «Современное техническое образование и транспортный комплекс России: состояние, проблемы и перспективы развития» - филиал ФГБОУ «Самарский государственный университет путей сообщения» 2014;

- 16-я международная научно-практическая конференция «Технологии упрочнения, нанесения покрытий и ремонта: теория и практика». (Санкт-Петербург, 2014 г.);

- VIII Российская научно-техническая конференция Механика, ресурс и диагностика материалов и конструкций (г. Екатеринбург, 2014 г.);

- международная научно-техническая конференция Проблемы и перспективы развития двигателестроения (г. Самара, 2014 г.);

- 2-ая международная научно-техническая конференция «Динамика и виброакустика машин» (г. Самара, 2014 г.);

- II всероссийская молодёжная научная конференция «Современное техническое образование и транспортный комплекс России: состояние, проблемы и перспективы развития» (г. Уфа, 2014 г.);

- 5-ая международная научно-техническая конференция «Проблемы динамики и прочности в турбомашиностроении» (Украина, г. Киев, 2014 г.);

- III всероссийская научно-техническая конференция «Теоретические и практические аспекты развития отечественного авиастроения» (г. Ульяновск, 2014 г.);

- XVIII всероссийский семинар по управлению движением и навигации летательных аппаратов (г. Самара, 2016 г.).

Публикации. По теме диссертации опубликовано 20 работ, из них 4 в периодических научных журналах и изданиях, рекомендованных ВАК РФ.

Структура и объём диссертации. Диссертация выполнена на кафедре сопротивления материалов Самарского национального исследовательского университета имени академика С.П. Королева.

Она состоит из введения и пяти разделов.

В первом разделе даётся аналитический обзор литературы, посвящённой вопросам расчётного и экспериментального исследования остаточных напряжений и их влияния на сопротивление усталости в условиях концентрации напряжений.

Во втором разделе дано описание математической модели расчёта НДС деталей тепловых двигателей, учитывающей совместное действие технологических факторов и различных тепловых нагрузок. На основе разработанной модели предложена комплексная методика анализа и оценки исследования напряжённо-деформированного состояния деталей тепловых двигателей, учитывающая упрочнение поверхности методами поверхностного пластического деформирования, действие рабочих нагрузок и позволяющая осуществлять расчёт приращения предела выносливости коленчатого вала по

критерию среднеинтегральных остаточных напряжений. Для реализации разработанной комплексной методики применена расчётная система АКБУЗ/ЬБ-ЭУКА для изучения быстро протекающих процессов. Подтверждена достоверность разработанной комплексной методики путём сравнения с результатами исследований других авторов.

Третий раздел посвящён применению разработанного метода для расчётного исследования напряжённо-деформированного состояния коленчатого вала теплового двигателя ЯМЗ-238 в условиях конкретного производства и существующего технологического процесса его упрочнения.

В четвёртом разделе приведены результаты испытаний коленчатого вала на усталость, сопоставления этих результатов с остаточными напряжениями и их оценки на сопротивление усталости коленчатого вала теплового двигателя.

Пятый раздел посвящён оценке влияния упрочняющей обработки поверхности коленчатого вала на технологические остаточные деформации.

Диссертация завершается выводами о связи остаточных напряжений с сопротивлением усталости, рекомендациями о путях повышения сопротивления усталости за счёт технологических остаточных напряжений.

Диссертация содержит 192 страницы текста, 72 рисунка, 25 таблиц, 2 приложения и список литературы из 188 наименований.

1 ОБЗОР ЛИТЕРАТУРЫ ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИИ И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧ ИССЛЕДОВАНИЯ

1.1 Остаточные напряжения и их роль в сопротивлении усталости

Остаточные напряжения - это напряжения, возникающие внутри твёрдого тела вследствие неоднородного деформированного состояния, вызванного неоднородной пластической деформацией, фазовыми структурными превращениями, тепловым расширением и т.д. Остаточные напряжения могут быть как сжимающими, так и растягивающими. Они существуют и уравновешиваются внутри твёрдого тела независимо от внешних воздействий. Установлено, что именно остаточные напряжения сжатия непосредственно влияют на приращение предела выносливости.

Первые упоминания об остаточных напряжениях представлены в работах русских учёных Калакуцкого Н.В. и Умнова И.А. в середине XIX века, которые впервые провели теоретические и практические исследования по определению остаточных напряжений. Давиденков Н.Н. [36,38] и Ровинский Б.М. [137] предприняли попытку классификации остаточных напряжений на напряжения I, II и III рода. Исследованию остаточных напряжений посвящено множество работ, целью которых является не только описание механики образования остаточных напряжений, но и способы их качественной и количественной оценки.

Для оценки влияния на сопротивление усталости наибольший интерес представляют остаточные напряжения I рода, которые уравновешиваются в пределах областей, соизмеримых с размерами деталей.

Влияние остаточных напряжений на сопротивление усталости представлено в работах Биргера И.А., Гликмана Л.А., Давиденкова Н.Н., Иванова С.И., Кравченко Б.А., Кудрявцева И.В., Одинга И.А., Папшева Д.Д., Туровского М.Л., Школьника Л.М., Подзея А.В., Абрамова В.В., Головина Г.Ф., Борздыка А.М., Гецова Л.Б., а также зарубежных учёных Алмена И., Бюлера Г., Дои О., Закса Г., Тума А., Макклинтока Ф., Аргона А. и других.

С точки зрения практики наибольшую значимость имеют остаточные напряжения после механической, термической и отделочно-упрочняющих обработок.

В последнее время главным направлением исследований является поиск наиболее точных, универсальных и практически применимых методов определения остаточных напряжений, а также расчётно-аналитических методов оценки влияния остаточных напряжений на приращение предела выносливости.

1.2 Методы определения остаточных напряжений

В большинстве случаев методы определения остаточных напряжений можно разделить на расчётные (аналитические, численные) и экспериментальные (разрушающие и неразрушающие). В основе разрушающих методов лежит постепенное высвобождение (путём механической разрезки или расссверливания) с одновременным контролем изменения внутренних напряжений тензометрированием [30]. Среди неразрушающих следует отметить рентгеновский [29,178] метод как наиболее распространённый, основанный на рассеянии монохроматических рентгеновских лучей при прохождении их через кристаллическую решетку регулярного строения. Этот метод имеет ряд недостатков, наиболее существенными из которых является малая глубина проникновения рентгеновских лучей в металл (5-20 мкм), а также сравнительно невысокая точность метода (по некоторым оценкам, ± 20-35 МПа). Кроме того, рентгеновский метод позволяет проводить оценку напряжений только в материалах, имеющих мелкозернистую структуру.

Кроме рентгеновского на практике используются ультразвуковой, поляризационно-оптический, магнитный, радиополяризационный, акустический [66,107], голографический [5], физико-химический, фотоупругих покрытий, электросопротивления, электростатический [6] и др. методы.

Перечисленные методы хороши как контрольные при проверке качества изделий и стабильности технологического процесса. Однако невозможность

получения достаточно точного распределения напряжений по толщине детали не позволяет использовать эти методы для анализа влияния остаточных напряжений на сопротивление усталости.

Технологии определения остаточных напряжений разрушающими методами достаточно широко распространены и отработаны, в связи с чем используются для подтверждения научных гипотез, новых аналитических, расчётных и даже экспериментальных методов определения остаточных напряжений. Особый вклад в развитие разрушающих методов определения остаточных напряжений внесли Давиденков Н.Н. [36,38], Биргер И.А. [14,15], Закс Г., чьи работы по определению остаточных напряжений стали основополагающими для дальнейшего развития экспериментальных методов. Ивановым С.И. на основе фундаментальных трудов механики остаточных напряжений предложены методы [2,11,50,52-57], которые используются в настоящее время и применяются при определении остаточных напряжений на практике.

На практике доказано, что причиной разрушения деталей является рост и развитие усталостных микротрещин, возникающих в области концентрации напряжений под действием рабочих нагрузок, поэтому наиболее актуальным является исследование распределения остаточных напряжений в опасных зонах -концентраторах напряжений.

В ряде работ [32,33,144,145,153,156,157,172] используются идеи Н.Н. Давиденкова, предложившего методы исследования остаточных напряжений в деталях сложной формы, основанные на вырезке плоских и криволинейных образцов вблизи концентраторов, удалении слоёв материала с исследуемой поверхности и измерении возникающих при этом деформаций. Основными недостатками этих методов являются отсутствие учёта дополнительных напряжений, возникающих при вырезке образцов из детали, а также возможность использования только для концентраторов больших размеров [14,51].

В работе [44] представлена аналитическая методика определения остаточных напряжений после упрочнения методом дробеструйной обработки. Автором представлен расчёт, позволяющий оценить уровень остаточных

напряжений в поверхностном слое, однако не учитывается пластическая составляющая деформации материала и её распределение с учётом временного фактора, что приводит к достаточно высокой погрешности расчётов (до 20%).

В работах [132,133,134] предложен расчётный метод определения компонент остаточных напряжений и пластических деформаций в цилиндрическом образце по экспериментально полученной окружной компоненте остаточных напряжений в упрочнённом слое. Анализ экспериментальных данных и результатов расчётов, выполненных в [132,133,134], показывает, что при изотропном упрочнении эпюры осевой и окружной компонент остаточных напряжений в области упрочнённого слоя для цилиндрических образцов практически совпадают. Построенная на основе этой гипотезы математическая модель согласуется с экспериментальными данными, полученными для некоторых методов упрочнения, таких как обкатка роликом и алмазное выглаживание. Основным недостатком данной работы, несмотря на упрощение экспериментального подхода к определению остаточных напряжений, является необходимость проведения эксперимента с целью определения одной из компонент остаточных напряжений в упрочнённом поверхностном слое.

С развитием современных технологий, а вместе с ними и численных методов, появилась возможность оценки напряжённо-деформированного состояния методом конечных элементов (МКЭ). Применение данного численного метода позволило с наименьшей погрешностью и наибольшей производительностью по отношению к экспериментальным способам определять области концентрации напряжений.

В настоящее время применение МКЭ [49] получило широкое распространение в области определения остаточных напряжений. Основной тенденцией при определении остаточных напряжений МКЭ является минимизация испытаний и повышение точности расчётных методов.

В работе [13] автором рассмотрены особенности процесса формирования напряжённо-деформированного состояния поверхностного слоя при упрочняющей обработке с одновременным нанесением композиционных

покрытий. Представлена методика моделирования и расчёта остаточных напряжений при наличии на поверхности тонкого антифрикционного покрытия с использованием МКЭ. Представленная методика реализована путём статического анализа напряжённо-деформированного состояния, однако, для процессов поверхностного пластического деформирования характерно явление наклёпа и других изменений свойств материала, смоделировать которые при статической постановке задачи не представляется возможным. Кроме этого, в указанной работе не представлены результаты испытаний, подтверждающие расчёты МКЭ, а предварительное снижение свойств используемых материалов на 20% может внести существенную погрешность в результаты определения остаточных напряжений.

В работе [159] предлагается алгоритм использования МКЭ для определения дополнительных остаточных напряжений в кольцах со сложной формой сечения после их разрезки. Приведён пример реализации этого алгоритма. Принятые допущения проверены путем моделирования процесса образования в кольцах типичного поля остаточных напряжений.

Моделирование напряжённого состояния в данной работе производится по первоначальным деформациям. Для определения начальных деформаций требуется проведение дополнительных испытаний, особенно для колец типоразмеров, отличных от указанного в работе [159]. В целях упрощения не учитываются изменения свойств материала в процессе упрочнения, что вносит определённую погрешность в результаты расчётов.

В работе [48] выполнен расчёт остаточных напряжений, возникающих в результате упрочнения отверстия методом барьерного обжатия. Исследовано влияние параметров упрочнения на величину остаточных напряжений. Установлена зависимость остаточных напряжений от толщины элемента конструкции. В данной работе автором выполнена оптимизация процесса упрочнения отверстия с помощью МКЭ, однако отсутствует экспериментальное подтверждение расчётов. На основе поставленной задачи расчёт является

динамическим, т.е. зависимым от времени, однако в работе не указан временной фактор, что приводит к снижению точности расчётов.

В статье [102] представлен динамический метод исследования остаточных напряжений средствами программного комплекса Deform 3D на примере импульсной обработки. Доказана адекватность модели, однако нет подтверждения расчётов экспериментальными данными. Конечно-элементная сетка имеет неупорядоченный характер, а непосредственные размеры и форма конечных элементов на поверхности заготовки, представленные в работе, приведут к неизбежному накоплению дополнительной погрешности при оценке остаточных напряжений в поверхностном слое.

В работе [100] представлен расчётный метод прогнозирования остаточных напряжений в поверхностном слое после упрочнения методами поверхностного пластического деформирования с помощью МКЭ на примере обкатки заготовки роликом. Автором установлены зависимости глубины залегания и характера распределения остаточных напряжений от усилия (натяга) и профильного радиуса ролика. Представленные зависимости в общем случае характерны для выбранного вида упрочняющей обработки, однако не указано множество ключевых параметров, начиная от геометрических параметров заготовки и, заканчивая свойствами и моделью материала. Не учитывается временной фактор, а также релаксация остаточных напряжений сжатия. Экспериментальные данные, представленные в качестве подтверждения, имеют расхождения с представленными в работе расчётами, что позволяет сделать вывод о наличии погрешности в расчётах.

В работе [161] представлена методика моделирования остаточных напряжений после упрочнения одним из методов ППД на примере процесса обкатки галтелей коленчатого вала роликом. В работе учтены упруго-пластические свойства материала, а также изменение свойств материала. Автором учтён временной фактор и, соответственно, перераспределение упругой и пластической составляющих деформаций после упрочнения. Полученное распределение остаточных напряжений по толщине поверхностного слоя

характерно для данного вида обработки, однако сравнение расчётной эпюры с результатом обработки носит лишь качественный характер.

Исследованию остаточных напряжений во впадинах шлицевых деталей посвящены работы [27,62]. В работах произведено экспериментальное определение остаточных напряжений в шлицевых валах методом колец. Определение дополнительных остаточных напряжений, возникающих при разрезке кольца, и остаточных напряжений разрезанного кольца производилось с помощью МКЭ. Определялись только окружные остаточные напряжения, что в данном случае оправдано, т.к. усталостные трещины зарождались на дне впадины шлиц параллельно оси детали. Результаты испытаний и расчётов по представленной методике имеют хорошую сходимость, однако способ является достаточно трудоёмким, в связи с применением разрушающего метода определения остаточных напряжений.

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Костичев Владислав Эдуардович, 2017 год

v\ //

^ 2

3 4

Рисунок 2.26 - Распределение остаточных напряжений ах по толщине поверхностного слоя: 1 - расчётное (Р = 0,2 МПа), 2 - экспериментальное (Р = 0,2 МПа), 3 - расчётное (Р = 0,4 МПа), 4 - экспериментальное (Р = 0,4 МПа),

Согласно приведенным данным расхождение расчётных остаточных напряжений и глубины упрочнённого слоя от экспериментальных данных не превышает 12%, что позволяет сделать вывод об адекватности модели.

Разработанная методика динамического моделирования позволяет в явной постановке, без каких-либо существенных ограничений и допущений, в отличие

0

0

от аналитических и статических методов, произвести анализ напряжённо-деформированного состояния детали после дробеструйной обработки.

При расчётах учитывается время протекания процесса и перераспределение упругой и пластической составляющей деформации в зависимости от времени, что позволяет наиболее точно задать граничные условия, соответствующие реальному процессу дробеструйной обработки.

Применение разработанной методики позволяет минимизировать экспериментальные исследования, основанные на обработке образцов с целью отладки процесса или оптимизации режимов упрочняющей обработки.

2.3.5 Оценка напряжённо-деформированного состояния детали после

алмазного выглаживания

Особенностью упрочнения поверхности детали алмазным выглаживанием является формирование высокого уровня остаточных напряжений сжатия на поверхности заготовки и наличие наклёпа поверхностного слоя.

В работе [67] определены остаточные напряжения в цилиндрических образцах диаметром 10 мм после упрочнения алмазным выглаживанием. Остаточные напряжения определялись методом снятия части поверхности, а также методом колец и полосок. С целью минимизации экспериментальных исследований была предпринята попытка применения разработанной методики динамического моделирования для оценки уровня и характера распределения остаточных напряжений в поверхностном слое после алмазного выглаживания.

Исследования проводились на цилиндрических образцах диаметром В = 10 мм. Усилие выглаживания - 0,1 кН. Упрочнение методом выглаживания выполнялось алмазным наконечником с профильным радиусом - 2 мм, продольной подачей 0,05 мм/об и частотой вращения образца - 160 мин-1. Материал образцов - сталь ЭИ961, имеющая следующие механические характеристики (таблица 2.12).

Таблица 2.12 - Механические характеристики стали ЭИ961

Предел текучести от, МПа Предел прочности ов , МПа Относительное удлинение 3, % Относительное сужение у, %

992 1090 11,3 67,4

Аналогично разделу 2.3.2 создавалась модель образца и алмазного наконечника, задавалась модель материалов и их свойств, разбивали все части, участвующие в процессе, на конечные элементы и определяли контактные взаимодействия (рисунок 2.27).

Рисунок 2.27 - Конечно-элементная модель процесса упрочнения цилиндрической детали алмазным выглаживанием Для описания граничных условий аналогично разделу 2.3.2 созданы массивы времени, усилия обкатки, вращения заготовки и перемещения алмаза. Так как алмаз имеет продольную подачу, а частота вращения заготовки 160 мин-1, то для обкатки участка образца длиной 5 мм потребуется 10-12 секунд. Массивы для задания граничных условий упрочнения алмазным выглаживанием с продольной подачей представлены в таблице 2.13.

Таблица 2.13 - Массивы для задания граничных условий

Время процесса, сек Усилие обкатки, Н Частота вращения, рад/с Продольное перемещение алмаза, мм

0 0 0 0

0,01 10 16,7 0,001

10 100 16,7 5

10,1 0 0 5

Для задания граничных условий связываем массив времени, усилия и продольного перемещения с алмазом, а массив времени и вращения заготовки с соответствующей недеформируемой частью. Ограничения заданы аналогично разделу 2.3.2, за исключением наличия в данном расчёте возможности продольного перемещения алмаза и исключение всех его вращений.

В постпроцессоре указываем время расчёта (10,1 секунды), задаём выходные данные и частоту их записи, а так же используем масштабный фактор, позволяющий максимально увеличить производительность расчётов без внесения существенной погрешности.

В результате расчётов получаем напряжённо-деформированное состояние цилиндрического образца после упрочнения методом выглаживания (рисунок 2.28). На основе полученных данных определено распределение осевых остаточных напряжений по толщине поверхностного слоя, эпюра которых представлена на (рисунок 2.29).

Рисунок 2.28 - Напряжённо-деформированное состояние цилиндрической детали

после упрочнения

а, мм

0,05

0,15

0,25

0,35

50

« е -50

5 -150

,

ь -250

-350

-450

-550

-650

-750

-850

-950

2 —___ * —^

*

У У ^ 1

4

т

Рисунок 2.29 - Распределение осевых остаточных напряжений аъ по толщине поверхностного слоя цилиндрического образца после алмазного выглаживания: 1

- расчётная эпюра; 2 - эксперимент

Сравнение расчётного значения остаточных напряжений в поверхностном слое и результатов эксперимента, полученных в работе [67] представлено в таблице 2.14.

Таблица 2.14 - Сравнение результатов расчёта и эксперимента_

Параметры Критическая глубина нераспространяющейся трещины ^кр, мм Максимальные сжимающие ОН на глубине 0,05 мм оъ , МПа

Испытания 0,16 -790

Расчёт 0,216 -675

Анализ результатов показал, что погрешность определения максимальных остаточных напряжений сжатия на глубине 0,05 мм по сравнению с испытаниями составляет не более 15%. На поверхности образца расхождение расчётных и экспериментальных остаточных напряжений более 15%, т.к. процесс упрочнения производился с использованием СОЖ, что не учитывалось при моделировании процесса выглаживания.

Результаты данной работы позволяют без проведения дополнительных испытаний производить оценку влияния режимов алмазного выглаживания на остаточные напряжения в поверхностном слое.

2.4 Выводы по разделу

2.4.1. Представлено описание математической модели расчёта НДС деталей тепловых двигателей, учитывающей нелинейность процессов поверхностного пластического деформирования, а также влияние технологических факторов, эксплуатационных нагрузок, и позволяющей провести расчёт НДС от действия суммарных нагрузок как суммы рабочих и остаточных напряжений, действующих на деталь в процессе эксплуатации.

2.4.2. Обоснован выбор программного комплекса для анализа НДС деталей методом динамического моделирования с учётом комплексного действия технологических факторов и различных видов эксплуатационных нагрузок.

2.4.3. С применением расчётной системы АКБУЗ/ЬЗ-ОУКА разработана комплексная методика анализа и оценки напряжённо-деформированного состояния коленчатых валов тепловых двигателей, учитывающая совместное действие технологических факторов, различных видов эксплуатационных нагрузок.

2.4.4. Разработана АКБУБ-совмещенная подпрограмма, позволяющая проводить расчёт приращения предела выносливости коленчатого вала по критерию среднеинтегральных остаточных напряжений.

2.4.5. Выполнена оценка достоверности разработанных методик на стандартных образцах для таких методов упрочнения, как обкатка роликом, алмазное выглаживание и дробеструйная обработка.

3 ОЦЕНКА ДОСТОВЕРНОСТИ РАЗРАБОТАННОЙ КОМПЛЕКСНОЙ МЕТОДИКИ В ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ УСЛОВИЯХ

Оценка достоверности разработанной комплексной методики анализа и оценки НДС проводилась на примере коленчатого вала двигателя ЯМЗ-238, изготавливаемого на ПАО «Автодизель». В данном разделе производится анализ причин разрушения вала в процессе эксплуатации. Методом динамического моделирования проведено исследование распределения остаточных напряжений по толщине поверхностного слоя в зонах наибольшей концентрации, а также их изменение от действия рабочих напряжений, возникающих в процессе эксплуатации. Полученные эпюры остаточных напряжений используются в главе 4 для расчётного определения приращения предела выносливости по критерию среднеинтегральных остаточных напряжений.

3.1 Анализ разрушения коленчатых валов

Для оценки причин и характера разрушения коленчатого вала выполнен анализ рекламационной продукции двигателя ЯМЗ 236/238 в период с 2010 г. по 2016 г., на основании которого выявлены области зарождения усталостных микротрещин и разрушения.

Для систематизации усталостных разрушений обозначим основные элементы коленчатого вала (рисунок 3.1)

Шатунная шейка

Масляные каналы

Галтель шатунной шейки

Щека

Коренная шейка

Галтель коренной шейки

Рисунок 3.1 - Основные элементы коленчатого вала

В результате анализа рекламационной документации установлено, что зарождение и рост микротрещин происходило в зоне концентраторов напряжений.

Все исследованные концентраторы можно условно разделить на две группы: естественные и искусственные.

К естественным концентраторам напряжений относятся галтели шеек вала, кромки масляных каналов шатунной шейки, сопряжение щеки с галтелью коренной или шатунной шейки. Зарождение микротрещин в данных концентраторах связано усталостными свойствами материала, из которого изготовлен коленчатый вал.

К искусственным концентраторам напряжений были отнесены всевозможные дефекты механической обработки, а также прижоги, появление которых связано с поверхностной структурой материала.

На основании изучения документации по рекламационным отказам были также систематизированы разрушения коленчатых валов двигателей по видам изломов.

К наиболее часто встречающимся видам изломов относятся следующие:

а) разрушение коленчатого вала по галтели шатунной шейки (рисунок 3.2);

Рисунок 3.2 - Разрушение по галтели шатунной шейки

б) разрушение коленчатого вала по щеке от галтелей коренной или шатунной шейки (рисунок 3.3);

Рисунок 3.3 - Разрушение коленчатого вала по щеке

в) разрушение коленчатого вала по масляным каналам шатунной шейки (рисунок 3.4);

Рисунок 3.4 - Разрушение коленчатого вала по отверстиям масляных каналов г) разрушение коленчатого вала по шатунной шейке под углом к оси вала (рисунок 3.5).

Рисунок 3.5 - Разрушение коленчатого вала под углом к оси вала

Доля каждого из перечисленных концентраторов в общем объёме разрушений представлена на диаграмме (рисунок 3.6).

Разрушение по галтели шатунной шейки

Разрушение по щеке

Разрушение по отверстиям масляных каналов

Разрушение под углом к оси вала

48%

Прочее

Рисунок 3.6 - Диаграмма разрушения коленчатых валов

Из представленной диаграммы видно, что на долю галтелей шатунных шеек приходится 81 % всех возможных разрушений. Таким образом, разработка мероприятий, позволяющих повысить прочность вала в зоне шатунной шейки и, тем самым, увеличить срок его службы, является более чем актуальной задачей.

3.2 Влияние упрочняющей обработки на напряжённо-деформированное состояние коленчатого вала ЯМЗ-238 в условиях эксплуатации

Анализ разрушений коленчатого вала показывает, что образование трещин в материале валов и, как следствие, выход их из строя свидетельствует о высоком уровне рабочих напряжений и наличии их концентрации в наиболее нагруженных зонах деталей. Для повышения сопротивления усталости коленчатого вала двигателя ЯМЗ-238 на ПАО «Автодизель» применяется обкатка галтелей коренных и шатунных шеек роликом. Применение данного метода позволяет повысить предел выносливости деталей на 25-40%. Особенностью данного метода упрочнения является большая глубина наклёпанного поверхностного слоя и узкая локализация сжимающих остаточных напряжений в поверхностном слое галтели. Обкатка роликом обеспечивает значительное повышение предела выносливости,

но при этом необходимо проводить дополнительные исследования, так как образующиеся в поверхностном слое остаточные напряжения снижают геометрическую точность детали и приводят к технологическим остаточным деформациям. Кроме того, анализ отказов валов при испытаниях свидетельствует о росте усталостных трещин в зоне перехода от галтели к цилиндрической части шейки.

Изучение указанных вопросов приводит к необходимости исследования напряжённо-деформированного состояния коленчатого вала после упрочняющей обработки, а также с учётом рабочих нагрузок, соответствующих реальному циклу работы двигателя.

В данном разделе рассматривается применение разработанного метода динамического моделирования для оценки влияния остаточных напряжений на работу коленчатого вала двигателя ЯМЗ-238 в условиях эксплуатации и расчёта приращения предела выносливости данного вала по критерию среднеинтегральных остаточных напряжений.

3.2.1 Характеристики материала, оборудование и режимы упрочнения

галтелей

Для оценки сопротивления усталости деталей тепловых двигателей с помощью метода динамического моделирования был выбран коленчатый вал ЯМЗ-238 производства ПАО «Автодизель» (ЯМЗ) (рисунок 3.8).

Коленчатый вал изготавливается из стали марки 50Г ГОСТ 4543-71 с последующим улучшением. Металлографические исследования и механические испытания материала проводились в центральной заводской лаборатории ПАО «Автодизель», по результатам которых был определен химический состав (таблица 3.1) и механические характеристики (таблица 3.2) стали.

Рисунок 3.8 - Коленчатый вал двигателя ЯМЗ-238

Таблица 3.1 - Химический состав стали 50Г (ГОСТ 4543-71)

С 81 Мп 8 Р Сг N1 Си

не более

0,48 0,27 0,9 0,035 0,035 0,1 до 0,3 до 0,3

Таблица 3.2 - Механические характеристики стали 50Г (ГОСТ 4543-71)

Предел текучести от, МПа Предел прочности ов, МПа Относительное удлинение 3, % Относительное сужение у, %

450 744 19 59

Изготовленные на АО «Автодизель» коленчатые валы подвергаются упрочнению. Цилиндрические части шеек подвергаются закалке токами высокой частоты, а галтели коренных и шатунных шеек упрочняются обкаткой роликами.

Упрочнение производится по утверждённому технологическому процессу со следующими параметрами: диаметр шатунной шейки О = 88 мм, радиус галтели Я = 6 мм, профильный радиус обкатного ролика г = 5,75 мм, усилие обкатки F = 1 кН. Формирование требуемого уровня остаточных напряжений обеспечивается за 10 оборотов вала без продольной подачи ролика. Ограничение усилия обкатки обусловлено техническими характеристиками обкатного станка. Кроме этого, по данным методики проведения усталостных испытаний на изгиб №33М-73, разработанной специалистами инженерно-конструкторского центра ПАО «Автодизель» утверждается, что изготовленный по действующему технологическому процессу коленчатый вал обеспечен двукратным запасом

прочности по изгибу. Этот запас является достаточным для бездефектной работы на двигателях с газовой силой Рг < 115 бар.

Обкатка роликами галтелей коренных и шатунных шеек коленчатого вала производилась на специальном обкатном станке фирмы «Не§ешсЬе1ё1». На рисунке 3.9 представлен внешний вид станка, а на рисунке 3.10 - его рабочая зона.

Рисунок 3.9 - Обкатной станок фирмы «Не§ешсЬе1ё1»

Особенностью данного станка является возможность корректировки усилия обкатки на каждой шейке. Обкатка производится одновременно всех шатунных и коренных шеек с помощью специальных приспособлений (рисунок 3.11). Вал устанавливается в загрузочное устройство, а затем закладывается между опорными роликами, поджимается приспособлениями для обкатки и фиксируется упорами в осевом направлении. Вращение вала осуществляется за счёт возвратно-поступательного движения кривошипов, расположенных под каждой шатунной шейкой. В корпусе приспособления для обкатки 1 на оси 7 установлен опорный ролик 3 на роликовых подшипниках 5. Осевое перемещение ролика исключает крышка 2. В нижней части опорного ролика установлены ролики 10 под углом 45 градусов к шейке вала, фиксация которых выполнена с помощью сепаратора 9. Нагрузка с помощью гидравлической системы передаётся на приспособление для обкатки, которое соответственно нагрузке перемещается по пазам в корпусе не изменяя кинематику движения вала. Изменение нагрузки производится с помощью специального регулятора, цена деления шкалы которого 100 Н, а

максимально допустимая нагрузка 2 кН. Регулировка осуществляется для каждого приспособления для обкатки отдельно, т.е. для каждой шейки можно выставить различное усилие обкатки.

Упоры для осевой фиксации вала

Приспособления для обкатки шеек

Опорные ролики

Кривошипы для

обеспечения

возвратно-

поступательного

движения при

обкатке шатунных

шеек

Рисунок 3.10 - Рабочая зона станка фирмы «Не§епвсЬе1ё1»

Процесс обкатки шеек коленчатого вала представлен на циклограмме работы станка (рисунок 3.12). На первом этапе вал с помощью загрузочного устройства переносится в рабочую зону на опорные ролики. На втором этапе происходит зажим вала приспособлениями для обкатки и осевая фиксация упорами. На третьем этапе за 3-4 оборота детали происходит повышение нагрузки от 0 до рабочего значения. На четвёртом этапе происходит цикл обкатки вала на рабочих режимах за 10 оборотов. На пятом этапе за 3-4 оборота происходит постепенное снижение давления от приспособлений до 0. На шестом этапе происходит разжим вала, а на седьмом - вывод из рабочей зоны с помощью загрузочного устройства. Непосредственно длительность процесса обкатки составляет, как видно из циклограммы, 38 секунд. За это время вал совершает 1618 оборотов.

Рисунок 3.11 - Приспособление для обкатки

Р, кгс/см 40

30

20

10

3с

I сек

6с

4с

12с

4с

6с

3с

к ч

ей

н и ч к

к

X <и

3

<и

и а и

С

ч к

X <и ч и

к *

ей ГО

Ч ЕТ т о

X

<и Ч К

ч и

ю >

ей Ч

о ю ч о

го

К Л

с

и

к

X <и X

ч о

Л

с

^

К о

5 ^ к о

О ю ^ о

и

к

X <и

а

ей К

Л Ч

И ей

« Й Ч

к ч ч

к к X о о 2 ей Ч и ч

а о ч ей Ч

Л « О

к ч о,

ч о

я (1} ю

> ч и ей о ^

Ч го

К

ч

ей Ч и ч

к

« 2 к

ей Ч ей И К

К X <и

3

<и

и а и

С

х

<и

*

О

ч о с

и о X

ч о

к

с

к

Рисунок 3.12 - Циклограмма работы станка

3.2.2 Моделирование упрочняющей обработки в среде ANSYS/LS-DYNA

Согласно разработанной методике динамического моделирования в разделе 2, учитывая исходные данные, строим модель фрагмента шатунной шейки коленчатого вала, подвергаемого упрочнению, с отдельно выделенным поверхностным слоем. Также создаём модель обкатного ролика и элементов, передающих вращение заготовки. Так как ролик расположен под углом 45°, то

для удобства задания граничных условий строим все модели в системе координат ролика.

В качестве модели материала указываем пластическую модель с кинематическим упрочнением (Plastic kinematic), так как для процесса обкатки характерны значительные пластические деформации. Для ролика и элементов вращения выбираем условно недеформируемую модель материала (Rigid).

Для разбиения поверхностного слоя на конечные элементы используем тип - Solid164. Основной объем фрагмента разбиваем аналогичным типом элементов, но не восьми, а четырёхузловыми элементами. Модель элементов, передающих вращение, разбиваем типом Solid 163 для повышения производительности расчёта. Результат разбиения на конечные элементы представлен на рисунке 3.13. Задаём контактные взаимодействия ролика с фрагментом вала, учитывая коэффициент трения 0,06 с применением СОЖ. Согласно разделу 2.2.1 указываем автоматическое определение контактных пар (Automatic) и тип контакта «поверхность к поверхности». Коэффициент демпфирования принимаем равным 20%, что соответствует процессам поверхностного пластического деформирования.

Задаём массивы (представлены в таблице 3.3) для времени процесса, усилия обкатки и частоты вращения заготовки.

Рисунок 3.13 - Конечно-элементная модель

Таблица 3.3 - Массивы времени обкатки для задания граничных условий

Время процесса, сек Усилие обкатки, Н Частота вращения, рад/с по оси x Частота вращения, рад/с по оси y

0 0 0 0

0,01 10 1,8 1,8

10 1000 1,8 1,8

10,1 0 0 0

Так как система координат связана с обкатным роликом, то для элементов вращения заготовки необходимо указать частоту вращения по двум осям координат. Время обкатки по циклограмме на номинальном режиме составляет 10 секунд.

С помощью меню (рис. 2.11) связываем массивы времени обкатки с соответствующими частями (массив времени и усилия с роликом, массив времени и частоты вращения по осям x, y с элементами, вращающими заготовку). При задании свойств материала для ролика указываем ограничения перемещений по оси z и x и вращений вокруг оси y и x, а для элементов, передающих вращение заготовке, - ограничения перемещений по всем осям и вращений вокруг оси z.

В постпроцессоре указываем время расчёта, выходные данные и частоту их записи, а также масштабный фактор.

С помощью средств обработки результатов программного комплекса ANSYS/LS-DYNA было получено напряжённо-деформированное состояние фрагмента коленчатого вала после упрочнения методом обкатки роликом, а именно: распределение пластических деформаций в галтельном переходе вала (рисунок 3.16) и распределение напряжений по глубине наиболее опасного сечения галтели (рисунок 3.17), расположенного под углом 45° к оси вала.

С помощью меню Path operation строим эпюру осевых остаточных напряжений а2 по толщине поверхностного слоя опасного сечения (рисунок 3.18). Данная эпюра остаточных напряжений является исходной и необходимой для определения среднеинтегральных остаточных напряжений при прогнозировании приращения предела выносливости.

Рисунок 3.16 - Распределение пластических деформаций в галтельном переходе

вала

--288Е+09 -.Е03Е+08 -248Е+09 _51£Е+09 .784Е+09

-.154Е+09 .114Е+ 0 9 _38£Е+09 .650Е+09 .918Е+09

ЬЗ-ЕУИА из ее п.приь

Рисунок 3.17 - Распределение напряжений в галтельном переходе вала

а, мм

Рисунок 3.18 - Эпюра осевых остаточных напряжений ог по толщине

поверхностного слоя вала

Из рисунка 3.18 видно. Что глубина залегания остаточных напряжений сжатия составляет 1,8 мм. На поверхности галтели остаточные напряжения составляют более 150 МПа, при этом имеется подповерхностный максимум остаточных напряжений на глубине около 0,8 мм, характерный для упрочнения обкаткой роликом.

3.2.3 Моделирование рабочего цикла детали с учётом упрочняющей

обработки

В разделе 3.2.2 с помощью метода динамического моделирования для коленчатого вала получено напряжённо-деформированное состояние фрагмента вала после обкатки роликом. Следующим этапом является исследование влияния остаточных напряжений сжатия в галтелях шатунных шеек на растягивающие напряжения, возникающие в концентраторах при рабочих нагрузках, что необходимо для определения точной области зарождения усталостных микротрещин и, соответственно, опасного сечения, необходимое для построения эпюры остаточных напряжений при прогнозировании приращения предела выносливости по критерию среднеинтегральных остаточных напряжений.

Согласно блок-схеме (рисунок 2.1), была разработана модель деталей поршневой группы, в состав которых входит фрагмент вала, подвергаемый упрочнению (рисунок 3.19).

В качестве модели материала для коленчатого вала выбирали билинейную модель (Bilinear kinematic) с кинематическим упрочнением, так как в процессе эксплуатации вал работает в условиях упругих деформаций. Модели шатунов, поршневых пальцев, подшипников скольжения принимали условно недеформируемыми, что соответствует модели Rigid, с целью повышения производительности расчётов.

При разбиении на конечные элементы недеформируемых частей использовали тип элемента Solid163 (4-х узловые конечные элементы), для фрагмента подвергаемого упрочнению - Solid164 (8-ми узловые элементы) и для оставшегося объёма коленчатого вала - Solid163 (4-х узловые элементы). В результате получили конечно-элементную модель поршневой группы, полностью описывающую цикл работы коленчатого вала в двигателе внутреннего сгорания (рисунок 3.19)

Шатун Поршневой палец

Фрагмент коленчатого вала Подшипник скольжения

Рисунок 3.19 - Конечно-элементная модель поршневой группы

При описании контактных взаимодействий поршневой группы для коленчатого вала и подшипников скольжения, шатунов и поршневых пальцев, а также вала и шатунов коэффициент трения принимали равным 0,06, так как взаимодействие происходит в условиях постоянной подачи смазывающей жидкости. Тип контакта для всех частей - «поверхность к поверхности», а способ определения контактных поверхностей автоматический.

Далее задавали массивы, определяющие граничные условия, связывая массивы времени и нагрузки с соответствующими частями поршневой группы. Временной массив при действии максимального крутящего момента зависит от частоты вращения коленчатого вала. Максимальный крутящий момент составляет 4000 Нм при частоте вращения п = 1500 мин-1. С помощью индикаторной диаграммы двигателя ЯМЗ-238 строили массив газовой силы, действующей на поршневой палец в зависимости от угла поворота коленчатого вала (таблица 3.4). Цикл работы коленчатого вала составляет 2 оборота или 720°, однако каждый кривошип коленчатого вала ЯМЗ-238 совершает работу на дуге в 180°. Поэтому для оценки напряжённо-деформированного состояния вала под действием рабочих нагрузок достаточно рассмотреть фрагмент поршневой группы одной шатунной шейки за пол оборота или 180° (рисунок 3.20).

Таблица 3.4 - Индикаторная диаграмма двигателя ЯМЗ-238

Цилиндры

Полуоборот о р о и о с л о и ^ 1 2 3 4 5 6 7 8

1 0 Рабочи Выпуск Выпуск Сжатие Сжатие Выпуск Выпуск Рабочий ход

180 й ход Сжатие Выпуск Рабочи Выпуск

2 180 Выпуск Рабочи й ход Сжатие Выпуск

360 Рабочий Сжатие й ход Выпуск Выпуск

3 360 Выпуск ход Выпуск Рабочи Сжатие

540 Выпуск Рабочий Выпуск й ход Сжатие

4 540 ход Рабочи й ход

720 Сжатие Выпуск Выпуск Выпуск Сжатие Выпуск Рабочий ход

&

Расположение колен на коленчатом валу

'г "Л

Рисунок 3.20 - Порядок работы цилиндров

Максимальная нагрузка возникает в интервале от 270° до 450° для 2-го и 6-го цилиндра, что соответствует второй шатунной шейке, то есть время расчёта составляет 0,02 секунды (таблица 3.5). В качестве нагрузки к торцу коренной шейки прикладывается крутящий момент в 4000 Н/м.

Таблица 3.5 - Массивы времени и газовой силы

Время 1,сек Угол поворота ф, ° Газовая сила Р, Мпа

0 0 -1,833

0,00333 30 -1,475

0,00667 60 -0,505

0,01 90 0,461

0,01333 120 1,016

0,01667 150 1,164

0,02 180 1,160

0,02333 210 1,164

0,02667 240 1,06

0,03 270 0,561

0,03333 300 0,305

0,03667 330 0,275

0,04 360 3,267

0,04111 370 6,943

0,04333 390 2,275

0,04667 420 0,545

0,05 450 1,011

0,05333 480 1,316

0,05667 510 1,314

0,06 540 1,26

0,06333 570 1,264

0,06667 600 1,066

0,07 630 0,486

0,07333 660 -0,505

0,07667 690 -1,515

0,08 720 -1,923

Граничные условия задавали, связав массивы времени и нагрузки с соответствующими частями поршневой группы. Для поршневых пальцев указывалось время и газовая сила, для торца коленчатого вала время и крутящий момент. Ограничения (степени свободы), в перемещении и вращении для условно недеформируемых частей поршневой группы указывались в меню задания свойств материала согласно таблице 3.6. В данной таблице приведены также ограничения и для коленчатого вала.

Таблица 3.6 - Степени свободы частей поршневой группы

Часть поршневой группы Перем. по оси Х Перем. по оси У Перем. по оси Ъ Вращ. вокруг оси X Вращ. вокруг оси У Вращ. вокруг оси Ъ

Поршневой палец + + - - - -

Шатун + + - - - +

Подшипник скольжения - - - - - -

Коленчатый вал - - + - - +

В постпроцессоре задавали время расчёта (0,02 сек), а также выходные данные и частоту их записи. Масштабный фактор в данном расчёте не использовался, так как время расчёта менее 1 секунды.

В результате расчёта получили напряжённо-деформированное состояние неупрочнённого коленчатого вала под действием рабочих нагрузок (рисунок 3.21).

ЬВ-ШНА иБЕЕ 1НЕи1

Рисунок 3.21 - Напряжённо-деформированное состояние коленчатого вала при воздействии рабочих нагрузок без учета остаточных напряжений

Для оценки напряжений и деформаций с учётом упрочнения на первом шаге определяли напряжённо-деформированное состояние фрагмента вала, выделенного из основной модели коленчатого вала согласно разделу 3.2.2.

Особенностью данного этапа является то, что все остальные модели поршневой группы не учитываются при расчёте за счёт ограничения времени контакта. Иными словами, каждая контактная пара рассматриваемого процесса в целом имеет время создания и время окончания действия, согласно общему массиву времени, поэтому для частей, не участвующих в расчётах, время создания контакта задается более поздним, чем для частей, напряжённо-деформированное состояние которых требуется рассмотреть.

В результате расчёта получили напряжённо-деформированное состояние коленчатого вала под действием рабочих нагрузок с учётом упрочняющей обработки (рисунок 3.22).

Рисунок 3.22 - Напряжённо-деформированное состояние коленчатого вала при воздействии рабочих нагрузок с учётом остаточных напряжений

Результаты расчётов (рисунки 3.21, 3.22) показывают, что для вала без упрочнения максимальные растягивающие напряжения на поверхности галтели равны 318 МПа, а для вала с учётом упрочнения 259 МПа. Снижение уровня растягивающих напряжений в концентраторе составляет 18%, что согласуется с теоретическими и экспериментальными данными [19,29,30,32,75,76,116].

Сравнение расчёта напряженно-деформированного состояния вала с учётом упрочняющей обработки (рисунок 3.22) с наиболее частыми поломками вала в области галтели шатунной шейки (рисунок 3.23) показывает, что зона развития усталостной трещины галтели совпадает с зоной наибольших растягивающих напряжений, рассчитанных методом динамического моделирования. Следовательно, можно сделать вывод о возможности применения данного метода для оценки напряжённо-деформированного состояния коленчатого вала под действием рабочих нагрузок.

Рисунок 3.23 - Сравнение полученной расчётом области образования микротрещин с рекламационным разрушением вала

Разработанная расчётная модель позволяет определить участки концентрации напряжений и соответствующие им очаги зарождения усталостных трещин, а также сделать вывод о рациональности применяемых способов и режимов упрочняющей обработки. Расчётное распределение сжимающих остаточных напряжений необходимо для разработки мероприятий по снижению растягивающих напряжений от рабочих нагрузок на поверхности галтелей, а также для дальнейшего расчёта приращения предела выносливости по критерию среднеинтегральных остаточных напряжений.

Изложенный в диссертационной работе подход даёт возможность получить расчётным путём напряжённо-деформированное состояние и остаточные напряжения в опасных сечениях коленчатого вала в результате упрочняющей обработки.

С помощью функции Path operation было построено распределение рабочих напряжений omax по поверхности галтели шатунной шейки с учётом и без учёта упрочнения под действием рабочих нагрузок (рисунок 3.24).

(Я 35о

е

с 3оо

5 25о

Ь

2оо

15о

1оо

5о

о

^ 2

Рисунок 3.24 - Распределение рабочих напряжений по поверхности галтели: 1 - без упрочнения; 2 - с учётом упрочнения

Из распределения рабочих напряжений по поверхности галтели видно, что упрочнение позволяет снизить растягивающие напряжения от действия рабочих нагрузок, однако на границе упрочняемого участка (перехода от галтели к цилиндрической части шейки) возникает новый максимум растягивающих напряжений, который является причиной преждевременного развития усталостных микротрещин и разрушения вала. Характер распределения рабочих напряжений по поверхности галтелей (рисунок 3.24) объясняется наличием короткой зоны упрочнения, образующейся после обкатки галтелей роликом.

Исследование влияния эффекта коротких зон выполнено в работах [20,21,109].

Авторами работ [20,21,109] установлено, что «при уменьшении длины упрочняемого участка, сжимающие остаточные напряжения на поверхности в среднем сечении деталей по абсолютной величине уменьшаются, а при 8у„р < 3

о

1

2

3

4

5

6

7

8

становятся даже растягивающими», где Бупр - ширина упрочнённой зоны, а 3 -

28

толщина упрочнённого слоя. Также установлено, что «отношение — определяет

начало проявления эффекта коротких зон», где В - диаметр исследуемой детали.

Авторами построена зависимость, позволяющая определить начало появления эффекта коротких зон, а также падение уровня сжимающих остаточных напряжений на поверхности упрочняемой детали для различных соотношений толщины упрочнённого слоя 3 к диаметру детали (рисунок 3.25).

Для коленчатого вала ЯМЗ-238, согласно полученному напряжённо-деформированному состоянию после упрочнения (рисунок 3.17), ширина упрочняемого участка Бупр = 5,25 мм, толщина упрочнённого слоя 3 = 1,8 мм.

28

Диаметр шатунной шейки рассматриваемого вала равен 88 мм. Т.е. —= 0,041, что

В

соответствует кривой 2 на рисунке 3.25.

Рисунок 3.25 - Остаточные напряжения в среднем сечении цилиндрических деталей

Анализ полученных данных показал, что для действующего метода

упрочнения коленчатого вала характерно падение уровня сжимающих остаточных

£

напряжений на поверхности, т.к. = 2,92. Для устранения влияния эффекта

короткой зоны упрочнения, (рисунок 3.25), данное соотношение должно быть не менее 7.

3.2.4 Оптимизация упрочняющей обработки

Разработанный в разделе 2 диссертации динамический метод анализа напряженно-деформированного состояния с использованием программного комплекса АКБУЗ/ЬЗ-ОУКА позволяет расчётным путём подобрать наиболее оптимальные режимы упрочняющей обработки.

3.2.4.1 Влияние протяжённости упрочняемого участка коленчатого вала на остаточные напряжения в поверхностном слое

С использованием метода динамического моделирования были исследованы зоны, подвергаемые упрочнению, длиной 1 мм, 2 мм и 6 мм, и проведена оценка напряжённо-деформированного состояния в области концентратора напряжений с учётом рабочей нагрузки и режимов упрочнения, соответствующих технологическому процессу упрочнения коленчатых валов на ПАО «Автодизель».

Результаты расчёта осевых остаточных напряжений в поверхностном слое галтели шатунной шейки и участка сопряжения с цилиндрической частью представлены на рисунке 3.25а и 3.25б.

Рисунок 3.25а - Схема для построения распределения рабочих напряжений по поверхности галтелей под действием рабочих нагрузок

(Я 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21

Рисунок 3.25б - Распределение рабочих напряжений по поверхности галтели под

действием рабочих нагрузок 1 - без упрочнения, 2 - с упрочнением, 3 - увеличение зоны упрочнения на 1 мм, 4 - увеличение зоны упрочнения на 2 мм, 5 - увеличение зоны упрочнения на 6 мм

Распределение осевых остаточных напряжений в поверхностном слое галтели и цилиндрической части шатунной шейки без упрочнения (кривая 1) имеет плавный переход от максимального значения в середине галтельного перехода к минимальному значению на цилиндрической части. Причём напряжения являются растягивающими, максимальное значение которых находится в центре галтельного перехода и составляет 318 МПа. После упрочнения (кривая 2) зона с остаточными напряжениями сжатия является достаточно короткой, что приводит к резкому «скачку» растягивающих напряжений ниже опасного сечения в направлении к цилиндрической части. При увеличении протяжённости упрочняемой зоны даже на 1 мм (кривая 3) происходит сглаживание неравномерности распределения растягивающих напряжений, а максимум растягивающих напряжений смещается в сторону цилиндрической части. Увеличение зоны упрочнения на 2 мм и более (кривые 4 и 5) приводит практически к полному исключению ярко выраженного максимума растягивающих напряжений и существенному увеличению уровня сжимающих

остаточных напряжений после упрочнения.

£

Расчёты отношения —5 для различных вариантов увеличения упрочняемого участка представлены в таблице 3.7.

Таблица 3.7 - Варианты длины участка упрочнения цилиндрической части вала.

Параметр Базовый вариант упрочнения Увеличение упрочняемого участка на 1 мм Увеличение упрочняемого участка на 2 мм Увеличение упрочняемого участка на 6 мм

£ упр 5 2,92 3,47 4,03 6,25

Таким образом, на основании выполненных расчётов можно сделать вывод о необходимости увеличения протяжённости упрочняемой зоны в сторону цилиндрической части минимум на 1 мм, что позволит увеличить уровень остаточных напряжений сжатия в опасном сечении галтельного перехода и, в

свою очередь, повысить предел выносливости коленчатого вала двигателя ЯМЗ-238.

Для коленчатого вала двигателя ЯМЗ-238 увеличение участка галтели шатунной шейки, подвергаемого обкатке, более чем на 1 мм недопустимо вследствие особенностей конструкции и закалки токами высокой частоты цилиндрической части шейки для обеспечения износостойкости в процессе работы. Обкатка роликом зоны сопряжения цилиндрического участка, закалённого токами высокой частоты, с галтелью приводит к появлению рисок, являющихся концентраторами напряжений, препятствующих нормальной работе шатунных вкладышей и способствующих преждевременному разрушению коленчатого вала в процессе эксплуатации (рисунок 3.26). Щека -Галтель

Кольцевая риска

Шатунная шейка