книги / Усталость крупных деталей машин
..pdfТ а б л и ц а |
58 |
Результаты |
испытаний на усталость моделей сварных роторов |
о (МПа) в шве
Мо |
Ступень |
|
|
|
|
N, |
|
Состояние |
дель |
нагрузки |
к И м |
ниж |
сред |
верх |
млн. |
|
образца |
циклов |
|
|||||||
|
|
|
нем |
нем |
нем |
|
|
|
|
1 |
21 |
34 |
32 |
30 |
10 |
|
|
|
2 |
32,7 |
65 |
60 |
58 |
20 |
Без |
повреждений |
ЗА |
3 |
40,2 |
80 |
79 |
77 |
10 |
|
|
|
4 |
50,3 |
100 |
98 |
96 |
10 |
|
|
|
5 |
60,4 |
120 |
117 |
115 |
0,7 |
Разрушился |
|
|
1 |
21 |
34 |
33 |
30 |
10 |
|
|
2Б |
2 |
32,7 |
65 |
63 |
57 |
20 |
Без |
повреждений |
|
3 |
40,2 |
80 |
76 |
67 |
10 |
|
|
|
4 |
50,3 |
100 |
93 |
90 |
4,7 |
Разрушился |
ружены трещины, появившиеся до испытаний. Происхождение этих трещин, по-видимому, следует объяснить температурными перепадами при термообработке вследствие резкого различия массы диска и концевика, хотя не исключена вероятность появле ния этих трещин и в результате процесса сварки. Разрушение происходило по разнородным швам вблизи подкорневой зоны со стороны концевика.
Модели ротора ЗА и 2Б с большей податливостью (/2 = 110 мм) сопрягаемых элементов (рис. 57, б) и сварными стыками без под
корневой |
полости отличались |
наибольшей |
выносливостью |
|
(табл. 58). |
|
|
|
= 120 МПа |
Модель ЗА (см. рис. 57, б, в) была разрушена при а |
||||
(Мъ = 60,4 |
кН-м) по нижнему шву, после того |
как |
прошла без |
|
повреждения 50 млн. циклов при |
напряжениях |
в |
нижнем шве |
o’ = 34, 65, 80 и 100 МПа. Трещина усталости возникла в корневой части нижнего шва от подкладного кольца со стороны концевика. Разрушение модели 2Б (см. рис. 57, б, г) произошло при нагруже нии изгибающим моментом УИ4 = 50,3 кН-м, после того как она прошла без повреждения на трех ступенях нагрузки в общей сложности 40 млн. циклов. Излом произошел по стали Х16Н25М6 на значительном расстоянии от верхнего шва. Все три шва остались неповрежденными. Трещина усталости возникла внутри модели у места сопряжения галтельной и цилиндрической частей конце вика.
Сравнение данных испытаний сварных и сборных на штифтах моделей роторов (см. гл. VI) показывает, что изготовление роторов для заданных условий эксплуатации в сварном варианте более рационально.
Модели сварного ротора обладают большей несущей способ ностью при переменных нагрузках (по изгибающему моменту), чем модель сборного на штифтах ротора.
Оценено влияние абсолютных размеров на сопротивление уста лости сварных стыковых соединений никелевого сплава ХН70ВМЮТ с присадочной плавящейся вставкой в корневой зоне. Понижение сопротивления усталости сварных соединений при переходе от цилиндрических полых образцов 0 28/16 мм к круп ным моделям 0 245/220 мм, выполненным по идентичной техно логии сварки и термообработки, составило е„ = 0,54-г-0,58.
2. СВАРНЫЕ РОТОРЫ ТУРБИН И ГЕНЕРАТОРОВ
Сопротивление усталости односторонних сварных соединений роторов турбин и генераторов в значительной мере определяется конструкцией корневой части соединения и качеством выполнения сварки.
Для обеспечения качественной сварки одностороннего кольце вого соединения роторной стали 25ХНЗМФА кромки предвари тельно наплавляли низколегированными электродами, а корневую часть шва выполняли автоматической аргонодуговой сваркой с дополнительной подачей аргона изнутри для формирования ва лика корневого шва.
Для установления оптимальных конструктивно-технологиче ских решений исполнения односторонних сварных соединений, обеспечивающих необходимую работоспособность сварных ро торов, требуется проведение соответствующих исследований.
За последние годы в ЦНИИТМАШе совместно с производствен ным объединением турбостроения «Харьковский турбинный завод им. С. М. Кирова» и производственным объединением «Ле нинградский металлический завод» осуществлен комплекс научноисследовательских, конструкторских и технологических разра боток по изысканию эффективных мер для повышения Сопро тивления сварных соединений роторов усталостному разрушению. Исследования позволили выявить наиболее слабые элементы кон струкции роторов, определить их характеристики усталости и провести оптимизацию технологического процесса и конструк тивных форм сварных соединений.
Ниже изложены результаты реализации некоторых мер для повышения сопротивления усталости сварных соединений ро торов г.
В ряде случаев только в результате конструктивного решения узла сварного соединения можно существенно повысить сопро тивление усталости сварной конструкции.1
1 Исследования усталости моделей сварных роторов проведены под руковод ством И. В. Кудрявцева и В . М. Андрейко. Технология сварки роторов7разра ботана Ю. М. Никитиным и В. Б. Назаруком (ЦНИИТМАШ). v
Деконцентраторы напряжений. В ЦНИИТМАШе было предло жено повышать сопротивление усталости сварных роторов турбин и генераторов созданием искусственных деконцентраторов в виде кольцевых проточек в области сварного соединения [4]. При та ком решении конструкции соединения снижается уровень напря женности в корневой части шва, где возможны непровары, тре щины, поры и другие дефекты сварки, а также неблагоприятные остаточные напряжения. Кольцевые проточки помогают также проведению дефектоскопирования корневой части шва. Кроме того, введение в корневую часть проточек содействует стабилиза ции проплавления при сварке вследствие ограничения тепло отвода в корне шва.
Известны и другие способы создания искусственных декон центраторов в элементах сварных конструкций в виде выкружек и отверстий в местах образования высокой концентрации напря жений, вызванной сваркой (около начала и окончания шва, в ме стах пересечения швов и др.).
При выборе рациональной конструкции сварного соединения в корневой части шва требовалось исследовать влияние на сопро тивление усталости многих факторов, таких, как композиция и ширина зоны наплавки в корневой части шва, цилиндрическая полость в прикорневой зоне, остающееся подкладное кольцо, гео метрические параметры проточек, шероховатость поверхности проточек и др.
Если принять во внимание значительную разницу в величинах эффективного коэффициента концентрации напряжений в зоне корня шва Ко и в вершине деконцентратора К'а, то можно ожидать положительный эффект от деконцентраторов даже при весьма глубоком их проникновении в толщу металла.
Предельную глубину деконцентраторов у корневой части одно сторонних швов можно определить, исходя из следующих сообра жений (рис. 58).
Отношение предельных опасных для конструкции амплитуд напряжений в зонах у вершины деконцентратора о' и у корня
шва о должно быть |
< 1. |
Вместе с тем можно считать, что это отношение предельных напряжений будет прямо пропорционально отношению соответ ствующих эффективных коэффициентов концентрации напряжений и обратно пропорционально отношению площадей поперечных се чений в соответствующих зонах (для случая, если элемент работает
на осевое растяжение-сжатие), т. е. |
|
1, |
|||
|
|
где а |
1 |
|
К' |
|
|
1- - ^ |
* о ‘ |
||
|
|
|
|
h |
|
Если принять |
во |
внимание, |
что |
Ко « 3-*-4, а Ко = 1 ,5-5-2, |
|
т. е. КУКо « 0,5, |
то |
1 — Ah/h > |
0,5 |
и |
A/t/Л < 0,5. |
|
|
|
|
|
|
|
«М |
§ |
7 |
|
|
|
|
|
|
|
1©. |
|
|
|
|
|
|
|
|
77777777ZZ2?.",4 |
___ g f _______ |
||
|
|
|
|
|
|
V //////7 7 7 /Z |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
520 |
|
Рис. 58. Схема разгружающих выто |
|
Тип а,5,в, г |
|
||||||
чек |
для |
повышения сопротивления |
|
гг |
|||||
Усталости |
односторонних сварных со |
§ |
|||||||
единений |
|
|
|
|
|
|
|
||
|
|
|
|
|
|
7777777L |
|
7 |
|
|
|
|
|
|
|
V ////Z 7 7 , 'АЛЬ ' |
|
чЧЧЧЧЧЧ^ |
|
|
|
|
|
|
|
|
520 |
|
|
Рис. |
50. |
Полые |
образцы |
диаметром |
|
|
|
|
|
70/25 мм из стали 25ХНЗМФА для ис |
|
|
|
|
|||||
пытаний |
на усталость: |
|
|
|
|
|
|||
/ — цельные; |
/ / |
— сварные |
(обозначе |
|
|
|
|
||
ния а, б, в и г |
указаны в табл. 59) |
а) |
5) |
6) |
г) |
||||
|
|
|
|
|
|
При указанных условиях глубина деконцентраторов может достигать половины высоты сечения рассматриваемого сварного бруса.
Если сварной брус работает не на осевое растяжение, а на изгиб, то условие, определяющее предельную величину декон центраторов, примет вид
К° < 1
*(‘Ч г)'*'а
и
(1 —|!.)г>0,5,
откуда
т. е. глубина деконцентратора при этих условиях может быть выбрана в пределах до 30% высоты сечения бруса.
Предварительно проведенные испытания небольших цилиндри ческих полых сварных образцов 0 70/25 мм из стали 25ХНЗМФА (рис. 59) показали [5], что сопротивление усталости существенно зависит от конструкции корневой части соединения и возможных технологических дефектов сварки в корне шва. Образцы с под кладным кольцом (тип II, а) сваривали электродами ЦЛ-30 (от = = 530 МПа). В остальных образцах выполняли предварительную
наплавку (облицовку) корневой части шва электродами |
ЦУ-1 |
|
(<гт = 310 МПа) |
с притуплением толщиной 5 мм. Заварку |
корня |
шва выполняли |
автоматической аргонодуговой сваркой вольфра |
мовым электродом с присадкой проволоки Св-ЮХМ.
Результаты испытаний на усталость полых |
сварных |
образцов 0 70/25 |
мм |
||||||||
из стали 25ХН ЗМ ФА с |
аргонодуговой сваркой корня |
шва |
[5] |
|
|||||||
|
|
|
|
|
|
|
Предел выносливости, МПа |
|
|||
|
Объект испытания |
|
|
|
иг |
|
|||||
|
(смрис. |
59) |
|
в корне |
по поверх |
по про |
|
||||
|
|
|
|
|
|
|
|
||||
|
|
|
|
|
|
|
шва |
ности шва |
точке |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
(образца) |
|
|
|
Целые образцы |
(тип |
/) |
— |
375 |
|
____ |
|
||||
Образцы, |
сваренные |
ручной |
60 |
155 |
|
|
2,4 |
||||
дуговой |
сваркой |
на |
подкладном |
|
|
|
|
|
|||
кольце |
(тип |
/ / , |
а) |
|
|
|
|
|
|
|
|
Образцы |
сваренные |
аргоно |
|
|
|
|
|
||||
дуговой сваркой в корне шва: |
|
|
|
|
|
||||||
полное |
проплавление корня |
108 |
275 |
|
— |
1,3 |
|||||
шва (тип |
/ / , |
б) |
|
|
|
|
|
|
|||
неполное проплавление кор |
60 |
155 |
|
— |
2,4 |
||||||
ня шва (тип |
/ / , |
б) |
|
|
|
|
|
||||
с |
кольцевыми |
проточками |
— |
125 |
|
64 |
3,0 |
||||
R = |
3 мм |
(тип / / , в) |
|
|
|
|
|
||||
с |
кольцевыми |
проточками |
|
275 |
|
142 |
1,3 |
||||
R = |
20 мм |
(тип |
/ / , г) |
|
|
|
|
|
П р и м е ч а н и е . o_i — предел выносливости полых образцов 0 50/25 мм из ос новного металла; а_1к — предел выносливости сварных образцов, рассчитанный по на
пряжениям на поверхности образца в зоне сварного шва.
Последующее заполнение разделки электродами ЦЛ-30. После сварки образцы подвергали отпуску при температуре 600— 630 °С (10 ч).
Образцы типа II, б выполняли с полным и неполным пропла влением притупления корня шва.
С целью последующего рационального выбора для крупных моделей геометрических параметров проточек на образцах типа II, в и //, г предварительно было оценено влияние на сопротивле ние усталости кольцевых проточек с двумя предельными радиу сами — минимальным R — 3 и максимальным R = 20 мм.
Испытания образцов на усталость проводили при изгибе по симметричному циклу в одной плоскости на машине УП-50 на базе 107 циклов.
Использование аргонодуговой сварки для заварки корневой части шва позволило существенно (на 80%) повысить сопротивле ние усталости образцов в сравнении с образцами с подкладным кольцом (табл. 59).
Образцы с непроваром в корневой части шва при аргоно-
дуговой сварке имели такое же значение предела выносливости,
6) г)
Рис. 60. Виды разделок для односторонней сварки моделей роторов:
а — с остающимся подкладным кольцом; б — с цилиндрической подкорневой полостью
в — с кольцевыми проточками по наплавке; г — с кольцевыми проточками R = 4 и 8 мь по основному металлу
что и образцы с остающимся подкладным кольцом. Вве дение кольцевых проточек в корневую зону соединения npi аргонодуговой сварке приводило к переносу усталостного повре ждения от корневой части шва на поверхность проточек. Проточк; с малым радиусом (R = 3 мм) явилась сильным концентраторои напряжений и привела к существенному снижению предела вы
косливости сварных образцов. На образцах с |
проточками R = |
= 20 мм были достигнуты такие же значения |
предела выносли |
гости, как и для образцов с полным проплавлением корня шва Была исследована [4 ] роль деконцентраторов напряженш в корневой зоне одностороннего шва на сопротивление усталост)
на более крупных полых моделях диаметром 180/125 мм, длино: 1300 мм в связи с конструктивно-технологическими особенностям исполнения.
Предлагаемую конструкцию корневой зоны шва с кольцевым проточками (рис. 60, в, г) сравнивали с вариантами конструкци? содержащих остающееся подкладное кольцо (рис. 60, а) и цилиь дрическую полость в прикорневой зоне (рис. 60, б).
В моделях с остающимся подкладным кольцом корневые шв: выполняли электродами ЦУ-1.
Корневую часть шва в моделях со сварным соединением бе подкладного кольца выполняли аргонодуговой сваркой. Кромк корневой зоны предварительно наплавляли низколегированным электродами с целью обеспечения возможности сварки корневы швов без подогрева. Наплавку кромок проводили на заготовка моделей при подогреве до температуры 350—400 °С с последа ющим отпуском при 550—600 °С.
После сварки моделей проводили местный отпуск газовым горелками при температуре 550—600 °С и окончательный отпус
Результаты испытаний на усталость полых сварных моделей 0 180/125 мм стали 25ХНЗМФА [4]
|
|
|
|
|
|
|
о_и МПа |
|
|
|
|
|
Тип конструкции |
Элементы технологии |
по |
по |
Место |
Примечание |
|||||||
сварного стыка |
|
|
сварки |
|
|
кор |
разру |
|||||
|
|
|
|
|
|
|
ню |
про |
шения |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
шва |
точке |
|
|
|
|
С остающимся |
1. |
Заварка |
|
|
корня |
52 |
|
По |
шву |
|
|
|
подкладным |
шва электродами ЦУ-1 |
|
|
|
|
|
|
|||||
кольцом |
2. |
Заполнение |
|
раз |
|
|
|
|
|
|
||
(рис. 60, а) |
делки |
электродами |
|
|
|
|
|
|
||||
|
Ц Л -30 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
1. |
Н аплавка |
кромок |
|
|
|
|
|
|
|||
|
электродами Ц У-1 |
|
|
|
|
|
|
|||||
|
2. |
Заварка |
|
|
корня |
|
|
|
|
|
|
|
|
шва |
электродами |
ЦУ-1 |
30 |
— |
По |
шву |
|
— |
|||
|
3. Заполнение |
|
раз |
|
|
|
|
|
|
|||
|
делки |
электродами |
|
|
|
|
|
|
||||
|
Ц Л -49 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
С цилиндриче |
1. |
Н аплавка |
кромок |
75 |
— |
По |
шву |
Усиление |
||||
ской полостью |
электродами |
ЦУ-1 |
|
|
|
|
до |
1 мм |
||||
в подкорне |
2. Заварка |
|
|
корня |
24 |
|
|
|
|
|
||
вой зоне |
шва |
|
аргонодуговой |
|
|
|
Непров ip |
|||||
(рис. 60, б) |
сваркой |
с |
присадкой |
|
|
|
|
до |
1,5 мм |
|||
|
проволоки С в-08Х М |
|
|
|
|
|
|
|||||
|
3. Заполнение |
раз |
|
|
|
|
|
|
||||
|
делки |
электродами |
|
|
|
|
|
|
||||
|
Ц Л -30 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
С кольцевыми |
1. |
Н аплавка |
|
кромок |
|
|
|
|
|
|
||
проточками |
электродами |
ЦУ-1 |
|
|
|
|
|
|
||||
по наплавке |
2. |
Заварка |
|
|
корня |
|
|
|
|
|
|
|
(рис. 60, в) |
шва |
|
аргонодуговой |
|
|
По |
про |
|
|
|||
|
сваркой |
с |
присадкой |
44 |
60 |
точке |
|
— |
||||
|
проволоки Св-08ГС |
|
|
|
|
|
|
|||||
|
3. Заполнение |
раз |
|
|
|
|
|
|
||||
|
делки |
электродами |
|
|
|
|
|
|
||||
|
Ц Л -49 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
1. |
Н аплавка |
|
кромок |
|
|
|
|
|
|
||
|
электродами |
Ц Л -49-1 |
|
|
|
|
|
|
||||
|
2. Заварка |
|
корня |
|
|
По |
про |
|
|
|||
|
шва |
|
аргонодуговой |
51 |
70 |
точке |
|
— |
||||
|
сваркой |
с |
присадкой |
|
|
|
|
|
|
|||
|
проволоки |
Св-08ГС |
|
|
|
|
|
|
||||
|
3. Заполнение |
раз |
|
|
|
|
|
|
||||
|
делки |
электродами |
|
|
|
|
|
|
||||
|
Ц Л -49 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
o _ lt М П а |
|
Т и п к о н с т р у к ц и и |
Э л е м е н т ы т е х н о л о г и и |
п о |
п о |
с в а р н о г о с т ы к а |
с в а р к и |
к о р |
н ю |
п р о |
|
т о ч к е |
||
ш в а |
||
|
М е с т о
р а з р у |
П р и м е ч а н и е |
ш е н и я |
|
С кольцевыми |
1. Н аплавка |
кромок |
|
|
|
|
|
|
||
проточками |
электродами |
ЦУ-1 |
|
|
|
|
|
|
||
по основному |
2. Заварка |
|
корня |
|
|
|
R = |
|
|
|
металлу |
шва |
аргонодуговой |
|
|
По про |
4 |
мм, |
|||
(рис. 60, г) |
сваркой |
с |
присадкой |
45 |
60 |
точке |
непровар |
|||
|
проволоки С в-08Х М |
|
|
|
до |
2 |
мм |
|||
|
3. Заполнение |
раз |
|
|
|
|
|
|
||
|
делки |
электродами |
|
|
|
|
|
|
||
|
Ц Л -30 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
1. Н аплавка |
кромок |
|
|
|
|
|
|
||
|
электродами Ц У-1 |
|
|
|
|
|
|
|||
|
2. Заварка |
|
корня |
|
|
|
|
|
|
|
|
шва |
аргонодуговой |
|
|
По про |
R = |
|
|
||
|
сваркой |
с |
присадкой |
— |
105 |
точке |
8 |
мм |
||
|
проволоки Св-08ГС |
|
|
|
|
|
|
|||
|
3. Заполнение |
раз |
|
|
|
|
|
|
||
|
делки |
электродами |
|
|
|
|
|
|
ЦЛ -49
впечи при 630—650 °С (10 ч), охлаждение с печью. Усиления свар ных швов снимали механической обработкой.
Крупные сварные модели из стали 25ХНЗМФА испытывали на машине УП-200 при изгибе по симметричному циклу в одной плоскости на базе 107 циклов.
Результаты испытаний на усталость [4] крупных моделей с различной конструкцией корневой части сварного соединения приведены в табл. 60.
При выполнении корневых швов автоматической аргонодуго вой сваркой удается повысить предел выносливости полого коль цевого соединения с цилиндрической подкорневой полостью до ст_1 = 75 МПа по сравнению с <т_х = 30 и 52 МПа для соединений с остающимся подкладным кольцом, выполняемыми ручной дуго вой сваркой.
Непровар глубиной 1,5 мм в корне шва сварного соединения с цилиндрической полостью (см. рис. 60, б) вызвал значительное (на 68%) снижение сопротивления усталости моделей.
Кольцевые проточки в прикорневой зоне одностороннего свар ного соединения выполняют роль деконцентраторов, нейтрализуя отрицательное влияние небольших дефектов сварки в корневом шве.
Эффект от разгружающих кольцевых проточек особенно за метен для моделей роторов со сварочными дефектами в корне шва.
В этом случае для моделей с проточками а_х = 45 МПа повысился почти в 2 раза в сравнении с а_х = 24 МПа для моделей с цилин дрической полостью без кольцевых проточек.
Для моделей с узким и широким участком наплавки корневой зоны (см. рис. 60, в, г) с полным проплавлением и при наличии дефектов в корне шва установлены [4 ] оптимальные размеры про точек R = 8 мм, Д/i = 7,5 мм, обеспечившие существенное повы шение сопротивления усталости моделей и переход разрушения в сечение проточек с началом развития усталостной трещины от дна проточек.
Предел выносливости моделей с наплавкой кромок корневой части электродами ЦЛ-49-1 (ат = 500 МПа) превысил на 40% значение предела выносливости ст_х = 50 МПа моделей с наплав кой электродами ЦУ-1 (сг_1 = 320 МПа).
Наибольший предел выносливости (а_х = 105 МПа) был до стигнут для моделей с узкой зоной наплавки с расположением дна проточки в основном металле (сгт = 605 МПа) в сравнении с пре делами выносливости моделей, в которых проточки располагали в металле наплавки (с широкой зоной наплавки).
Такой же |
эффект |
был |
получен при |
испытании |
на уста |
|
лость |
крупных |
полых |
сварных моделей 0 |
340/280 мм, |
длиной |
|
2,4 м |
[201. |
этих моделей |
проводили по той же методике, что |
|||
Испытания |
||||||
и для пропорциональных моделей сборного ротора (см. гл. VI) |
||||||
на машине УП-300. |
|
|
|
|
||
На |
моделях диаметром Did = 340/280 |
мм с узкой зоной на |
плавки корневой зоны с проточкой в основном металле было до стигнуто на 39% большее сопротивление усталости (<з_х = 92 МПа) по сравнению с моделями с широкой зоной наплавки с располо жением проточки в зоне наплавки (сг_х = 66 МПа).
На основании полученных опытных данных по испытанию на усталость полых сварных моделей различных диаметров Did —
= 70/25, |
180/125 |
и |
340/280 мм с узкой зоной наплавки кор |
|
невой |
части шва |
и |
расположением кольцевых проточек в ос |
|
новном |
металле |
|
можно построить масштабную кривую |
|
(рис. |
61). |
|
|
|
Масштабный коэффициент при переходе от малых образцов диаметром 70/25 мм к крупным моделям диаметром 340/280 мм из стали 25ХНЗМФА составил е0 = 0,65.
Наведение средних сжимающих напряжений резьбовой стяжкой. Опытами ЦНИИТМАШа установлено [5], что сопротивление уста лости сварного ротора можно существенно повысить созданием в сварном соединении сжимающих напряжений (стягиванием резь бовой стяжкой).
Испытания на усталость проводили на сварных моделях раз личных размеров диаметром Did — 70/40 мм (из стали 45), 175/85 мм (из стали 40ХН2МА) и диаметром 380/257 мм (из стали 25ХНЗМФА), стянутых резьбовой стяжкой (рис. 62).
б- i чМПа
Рис. 61. Зависимость предела выносливости от диаметра полых сварных моделей ротора с од носторонним швом с деконцентраторами в корне вой зоне
Рис. 62. Предельные амплитуды напряжений сварных полых моделей диаметром 175/85 мм из стали 40ХН2МА при различных напряжениях сжатия а т :
1 — по корню шва; 2 — на поверхности свар ного шва
При создании в моделях диаметром Did = 175/85 мм в зоне стыка постоянных сжимающих напряжений о т = 65-7-75 МПа (в стяжке а = 190-7-230 МПа) предельная амплитуда напряжении их повысилась в 2 раза по сравнению с пределом выносливости моделей, испытываемых без стяжки, и составила сг0 = 94 МПа. Увеличение напряжений в резьбовой стяжке до в = 350-7-420 МПа и в зоне стыка а т = 120-7-170 МПа способствовало дальнейшему повышению предельной амплитуды до сга = 117 МПа (по корнк шва).
Таким образом установлено существенное положительное вли яние постоянных сжимающих напряжений на сопротивление уста лости крупных сварных роторов [5].
ба>мпа
Рис. 63. Влияние среднего напряжения цикла на сопротивление усталости сварных с< единений:
1 — полоса с приваренной накладкой (по О. Пухнеру); 2 — полоса с приваренными пр< дольными ребрами жесткости (по Т. Р. Гернею)