Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса 14
1.1. Анализ типовых конструкций составных прокатных валков 14
1.2. Способы и технология посадок бандажа на ось 22
1.3. Эксплуатационные показатели стойкости составных опорных валков по зарубежным данным 26
1.4. Характеристика и особенности конструкций крупных составных валков холодной прокатки, применяемых на станах стран СНГ 30
1.5. Сравнительный анализ стойкости составных и цельнокованых валков 37
1.6. Причины выхода из строя крупных составных опорных валков холодной прокатки в странах СНГ 42
1.7 Причины выхода из строя валков многовалковых станов и требования к материалам и технологии их изготовления 50
1.8. Марки материалов для валков многовалковых станов 53
1.9. Конструкции и материалы для изготовления холодновысадочного инструмента и их термическая обработка 62
1.10. Способы сборки составных матриц 73
1.11. Стойкость холодновысадочного инструмента при холодной штамповке 77
1.12. Выводы по главе и задачи исследования 83
2. Исследование и разработка методики по предупреждению и устранению остаточного прогиба крупных составных опорных валков 87
2.1. Методика измерения остаточного прогиба составных валков стана 2500 холодной прокатки
2.2. Исследование причин, способствующих образованию остаточного прогиба 89
2.3. Определение остаточного прогиба опорных валков стана 2500 и разработка методики по его устранению 98
2.4. Разработка перспективных методов по предотвращению остаточного изгиба крупных составных опорных валков 111
2.5. Разработка конструкций составных валков с повышенной надёжностью крепления бандажа с целью предупреждения остаточного прогиба 114
2.6. Выводы по главе 119
3. Экспериментальные и теоретические исследования напряжённого состояния. составных валков 121
3.1. Исследование напряжённого состояния составных валков с применением оптического моделирования 121
3.2. Анализ напряжённого состояния составных валков при статических и динамических испытаниях 129
3.3. Влияние внешней нагрузки и относительной толщины стенки бандажа на напряжённое состояние при посадке с натягом 135
3.4. Исследование напряжённого состояния составных валков при посадках с зазором 143
3.5. Расчёт контактных напряжений в составных валках 151
3.5.1. Постановка и общее решение задачи об определении контактных напряжении 152
3.5.2...Решение частных задач 158
3.6. Выводы по главе 167
4. Исследование напряженно-деформи- рованного состояния составных матриц для холодной объёмной штамповки 169
4.1. О напряжённом состоянии составных цилиндров 172
4.2. Напряжённое состояние составных цилиндров конечной длины 182
4.3. Оптимальное проектирование многослойных матриц для штамповки шестигранных деталей 188
4.3.1. Разработка методики расчёта соединений с натягом методом конечных элементов 188
4.3.2. Исследование напряжённо-деформированного состояния составной трёхслойной матрицы для штамповки шестигранных деталей методом конечных элементов , 192
4.3.3. Алгоритм оптимального проектирования составных трёхслойных матриц для штамповки шестигранных деталей 200
4.4. Исследование динамических напряжений в толстостенном цилиндре 206
4.5. Выводы по главе 216
5. Проектирование трёхслойных холодновысадочных матриц с разрезной промежуточной втулкой 218
5.1. Определение несущей способности холодновысадочных трехслойных матриц с разрезной промежуточной втулкой 218
5.2. Исследование влияния числа разрезов промежуточной втулки на величину допускаемого внутреннего давления составной матрицы 226
5.3. Алгоритм проектирования матриц с разрезной втулкой методом конечных элементов в объёмной постановке Пример расчёта 232
5.4. Выводы по главе 240
6. Тепловые процессы в матрице при холодной штамповке 242
6.1. Особенности применения метода источников и стоков для решения тепловых задач при обработке 5
металлов давлением 243
6.2. Температура заготовки и тепловые потоки через цилиндрическую и сферическую поверхности раздела двух сред в неограниченную область в случае неидеального контакта 250
6.3. Нестационарная и стационарные задачи о передаче тепла из сферы в неограниченную область 253
6.4. Нестационарная и стационарная задачи о передачи тепла из цилиндра в неограниченную область через контакт с сопротивлением 256
6.5. Расчёт температурного поля матриц 259
6.6. Экспериментальное исследование температурного поля в матрице при холодной штамповке 268
6.7. Выводы по главе 273
7. Технология изготовления рабочих валков для многовалковых станов холодной прокатки и вставок составных матриц холодной объёмной штамповки (хош) из быстрорежущей стали Р6М5 275
7.1. Рациональные температурно-деформационные режимы поперечно-винтовой прокатки сплошных заготовок для прокатных валков и вставок матриц 275
7.2. Выбор режимов термической и механической обработки валков и вставок матриц 277
7.3. Опытно-промышленное испытание рабочих валков из стали Р6М5 на двадцативалковом стане 700-Э 287
7.3. Выводы по главе 289
Основные выводы 292
Библиографический список
- Характеристика и особенности конструкций крупных составных валков холодной прокатки, применяемых на станах стран СНГ
- Исследование причин, способствующих образованию остаточного прогиба
- Анализ напряжённого состояния составных валков при статических и динамических испытаниях
- Нестационарная и стационарные задачи о передаче тепла из сферы в неограниченную область
Характеристика и особенности конструкций крупных составных валков холодной прокатки, применяемых на станах стран СНГ
В настоящее время в нашей стране и за рубежом широко используют на листовых и сортовых станах конструкции составных валков при сопряжении бандажа и оси посадкой с натягом.
Как в системе отверстия, так и в системе вала СТ СЭВ 144-75 и СТ СЭВ 177-75 предусматриваются три группы посадок: с зазором, переходные и с натягом. Переходные и посадки с натягом, как правило, предназначаются для неподвижных соединений. Посадки с натягом применяют в случаях, когда требуется гарантия неразъёмности, которая достигается только за счёт натяга без применения дополнительных закладных тел или крепёжных деталей. В соединениях с натягом до сборки диаметр оси валка (охватываемая деталь) всегда больше диаметра отверстия бандажа (охватывающая деталь). В переходных посадках диаметр оси валка до сборки может быть не только больше, но и равен диаметру и меньше диаметра отверстия бандажа. При этом неподвижность и прочность переходных посадок обеспечивается применением дополнительных крепёжных деталей. Стандартные посадки с натягом имеются в 5-, 6-, 7- и 8-м квалитетах точности (см. табл. 1.1, 1.2).
Посадки бандажа на ось с натягом могут быть осуществлены различны 23 ми способами: под прессом, нагревом охватывающей детали, охлаждением охватываемой детали или комбинированием этих способов (например, нагрев охватывающей и охлаждение охватываемой детали). Таблица 1.1 Классификация посадок с натягом по СТ СЭВ 144-75 [41] Квалитеты Обозначение посадок 5 Н6S5 Н6г5 6,7 HIul HI HI гб s6 HI HI рб гб 7,8 #8 #8z8 х8 #8 #8 #8 #8м8 si Таблица 1.2 Классификация переходных посадок Обозначение переходных посадок при различных квалитетах точности 5 6 1 5 6 1 5 6 7 5 6 7 не HI #8 не HI HS Н6 HI Я8 не HI HS п5 пб п! тЪ тб ml к5 Ы kl js5 js6 pl Недостатком посадок с натягом является неизбежное разрушение (упругое и пластическое деформирование) микронеровностей контактных поверхностей, что уменьшает эффективный натяг.
Нагрев деталей для соединений с натягом производится различными способами: в масляных и соляных ваннах, специальных печах (для крупных валков применяются нагревательные колодцы), токами высокой частоты и др.
Опыт показывает, что сборка с нагревом во многих случаях является весьма сложной операцией. К недостаткам также следует отнести и то, что посадка с нагревом не гарантирует сохранения исходной структуры и физико-механических свойств материала соединяемых деталей.
При сборке с охлаждением вместо нагрева охватывающей детали охлаждают охватываемую, в результате чего она сжимается и может быть установлена на своё место. При последующем расширении охватывающей детали возникает контактное давление, обеспечивающее необходимую прочность сцепления. Для охлаждения деталей применяются различные хладоносители (сухой лёд, сжиженный азот и др.). Глубокий холод может применяться при сборке деталей из всех марок сталей и чугунов [39]. В некоторых случаях после охлаждения до определённых температур прочность, износостойкость и другие свойства закалённой стали могут улучшаться. При этом отсутствуют также ограничения в отношении предшествующей обработки и наличия покрытий на поверхностях сопрягаемых деталей.
В случае с охлаждением при одном и том же квалитете точности сопрягаемого размера можно допустить большие величины микронеровностей, т.е. более грубую обработку посадочных поверхностей. Это удешевляет и упрощает обработку деталей перед сборкой. Весьма важным преимуществом является также то, что сборка с натягом путём охлаждения охватываемой детали производится значительно быстрее, чем при других способах, и обычно обходится дешевле по сравнению с нагревом охватывающей детали [40].
Прочность соединений с натягом зависит от величины натяга, материала сопрягаемых деталей, качества обработки посадочных поверхностей, характера нагрузки, промежуточных покрытий посадочных поверхностей и других условий [41]. Ниже приводятся данные сравнительных испытаний прочности сцепления соединяемых деталей при стандартных посадках с натягом, осуществляемых тремя способами: под прессом, с нагревом охватывающей детали и охлаждением охватываемой детали, а также коэффициенты трения, полученные при условии продольного взаимного смещения оси и бандажа от действия осевых сил. В качестве модели бандажа использовалась втулка с внешним диаметром 200 мм, внутренним 100 мм и высотой 80 мм. Первая партия образцов предназначалась для испытания посадки с натягом по Ml шестому квалитету точности (0 100 ) при натяге от 44 до 101 мкм s6 5 0,44 1,01 л (относительный натяг — = є = ), вторая - для посадки с натягом d 1000 1000 ттп также по шестому квалитету точности (0140 ) при натяге от 60 до 125 мкм s6 (относительный натяг ). Посадочные поверхности 1000 1000 обрабатывались шлифованием до Ra0,&. Посадка с натягом с предварительным нагревом охватывающей детали производилась с помощью нагрева её в электропечи, а с охлаждением - погружением в азот оси и выдержкой в течение 30 мин (t = -196С). В процессе выпрессовки с динамометра снимались сила и смещение. Скорость выпрессовки составляла 2 мм/с. Коэффициент трения определяли при использовании формул Ляме, по которым рассчитывали давление на посадочной поверхности. Коэффициент трения определяли как для начальных смещений при выпрессовке, который наиболее близок к условиям трения покоя (/„), так и при установившемся процессе (/). Эти данные представлены в таблице 1.3.
Исследование причин, способствующих образованию остаточного прогиба
Выбор стали для изготовления валков многовалковых станов определяется её технологическими характеристиками: закаливаемостью, прокаливаемостью, склонностью к перегреву, чувствительностью к деформации при закалке, обрабатываемостью, шлифуемостью и т. д. Рабочие и промежуточные валки многовалковых станов малого диаметра (до 50 мм), как правило, изготовляют из стали марок ШХ15 (ГОСТ 801-78), 9Х и 9ХФ (ГОСТ 3541-79). Валки больших размеров, изготовленные из этих марок стали, показывают низкую стойкость.
Краматорским научно-исследовательским и проектно-технологическим институтом машиностроения (НИИПТмаш) исследована возможность повышения стойкости рабочих валков диаметром 152 мм 20-валкового стана 1200 путём изготовления их из сталей 9Х, 9ХФ [49]. В результате исследования установлена целесообразность изготовления рабочих валков из стали 9Х2МФ, что обеспечивает более глубокую прокаливаемость, а следовательно, более высокую эксплуатационную стойкость валков.
Наиболее сильное влияние на закаливаемость (твёрдость после закалки в масле) сталей оказывают углерод и хром. Увеличение содержания углерода до 0,6% или хрома от 2,0 до 5,5 % почти не влияет на устойчивость стали против перегрева и приводит к резкому повышению твёрдости после закалки в масле (от 46...47 до 62...64 HRC3 и от 53...52 до 57...59 HRC3 соответственно). Повышение содержания углерода и хрома сопровождается ростом количества карбидной фазы в отожжённой стали за счёт менее устойчивого карбида М2зС6по сравнению с карбидом М6С. Карбид М2зС6 сравнительно легко растворяется при нагреве под закалку, обогащает твёрдый раствор углеродом и другими легирующими элементами, повышая твёрдость стали после закалки. Увеличение содержания углерода и хрома заметно повышает уровень вторичной твёрдости стали и прочностные свойства, но снижает её пластические характеристики.
Повышает вторичную твёрдость также и кремний, особенно при содержании более 0,8 %. Это обусловлено влиянием на процессы карбидообразования в сталях при отпуске. Кремний, не оказывая сильного влияния на устойчивость против растворения карбидов при аустенизации, значительно интенсифицирует выделение карбидов при отпуске и усиливает эффект вторичного твердения. Наряду с этим кремний увеличивает прокаливаемость сталей [50].
Добавка марганца в высокоуглеродистую сталь с 5 - 6 % хрома снижает износостойкость в связи с появлением большого количества остаточного аустенита в стали при закалке, причём это отрицательное влияние усиливается в присутствии кремния [51,52]. Литературные данные, а также заводской опыт по производству валков холодной прокатки показывают, что в стали для валков нежелательно иметь повышенное содержание марганца.
Молибден весьма благоприятно влияет на свойства валковой стали, повышая закаливаемость и прокаливаемость и увеличивая стойкость против отпуска и против перегрева при закалке. Эффективность действия молибдена в два раза больше воздействия вольфрама. Первоначально считали молибден простым заменителем вольфрама, но оказалось, что он придаёт сталям уникальные свойства. Молибден эффективно повышает вторичную твёрдость и сопротивление охрупчиванию [53,54].
Введение ванадия до 2 % в сталь с 6 % хрома эквивалентно увеличению содержания хрома от 6 до 12 %. Износостойкость высокоуглеродистых хромистых сталей повышается при добавке ванадия, образующего карбиды VC с высокой твёрдостью (2000 HV и более). Включения этих карбидов образуют на изнашиваемой поверхности более резкий рельеф, чем включения цементита и карбида хрома. Влияние этих элементов проявляется тем сильнее, чем выше твёрдость матрицы стали [55].
Ванадий повышает прочность ледебуритной стали в закалённом состоянии и уменьшает чувствительность к перегреву. Влияние ванадия на величину вторичного твердения при отпуске 500...550С определяется содержанием хрома в стали и температурой закалки. Наиболее высокая твёрдость (64,5 HRC3) достигается в сталях с 12 % хрома и несколько меньше (63,5 HRC3) в сталях с 6 % Сг. Повышение твёрдости вызвано дисперсионным твердением за счёт выделения карбидов хрома и ванадия из твёрдого раствора. Повышение температуры отпуска приводит к резкому разупрочнению стали.
Для изготовления валков холодной прокатки используют стали с содержанием углерода около 0,90 %. Такое высокое содержание углерода обеспечивает, по данным работы [52], повышение изностойкости валков, а также улучшает качество поверхности листа. Снижение содержания углерода до 0,75 - 0,85 % также может обеспечить получение требуемой твёрдости после закалки. Однако при этом происходит значительное уменьшение количества карбидной фазы и это вызывает снижение износостойкости закалённого слоя.
Увеличение содержания углерода выше 1 % приводит к нежелательному повышению количества остаточного аустенита. Кроме того, повышение содержания углерода вызывает хрупкость закалённого слоя и увеличивает вероятность появления карбидной сетки в сердцевине валков. Таким образом, в сталях для валков холодной прокатки следует понижать содержание углерода. Хром является легирующим элементом, повышающим прокаливаемость, закаливаемость и устойчивость против отпуска, также повышает статическую и усталостную прочность, а также износостойкость.
Анализ напряжённого состояния составных валков при статических и динамических испытаниях
Изменения коэффициента трения / = — (где г - касательное напряжение трения, Р - нормальное давление) в зависимости от нормального давления носит экстремальный характер. Аналогичная зависимость наблюдается и при изменении шероховатости контактных поверхностей, которая характеризуется среднеарифметическим значением высоты микронеровностей 7?а (рис. 2.7) [47].
Левая ветвь графика на рис. 2.8, поз. 1, отражает зависимость увеличения сил трения с уменьшением давления и средней высоты микронеровностей, что объясняется увеличением адгезионной составляющей сил трения, возникающей за счёт межмолекулярного взаимодействия металлов контактируемых тел. Правая ветвь (рис. 2.8, поз. 2), отражает увеличение сил трения и коэффициента трения с увеличением R а и Р, что объясняется преодолением фрикционных связей, которые компенсируют адгезионные. Таким образом, график на рис. 2.7 показывает изменение величин / и г в зависимости от суммарного давления Р и микронеровностей. Следовательно, для повышения сил трения в разъёме бандажа с осью есть два очевидных пути усиления жёсткости стыка, т. е. увеличения сопротивления сдвигу при изгибе, который способствует перераспределению натяга со стороны выпуклой части валка. Первый путь -это уменьшение шероховатости, что может привести к образованию мостиков сварки при уменьшении давления от посадок. Второй путь -это увеличение шероховатости.
Качественная зависимость коэффициента внешнего трения по нормальному давлению f - — от среднеарифметической высоты микронеровностей Ra и давления Р Наиболее перспективным способом увеличения надёжности прессовых соединений при посадке с натягом за счёт нагрева охватывающей детали (бандажа) является использование эффекта предварительного смещения, открытого в 1926 г. Верховским А.Н. (СССР) и Ренкином (Англия) [89]. Известно, что приращение силы трения покоя на величину Агв зависимости от смещения изменяется по графику, представленному на рис. 2.9.
При статическом смещении двух контактирующих поверхностей силы трения линейно возрастают с увеличением смещения, затем в области А происходит резкий скачок, сопровождающийся звуковым эффектом, что отмечается в ряде исследований звукового эффекта при релаксации сил трения (касательных напряжений), сопровождающихся их увеличением [89, 90].
Следовательно, в бандажированных валках за счёт статического изгиба возможно повысить силу трения в разъёме бандажа и оси со стороны выпуклой части валка. Нагрузку к валку при этом следует увеличивать до того уровня, ко 107 гда произойдёт специфический звуковой эффект. После этого нагрузка снимается. Затем, повернув валок на 180, произвести аналогичную операцию до смещения контактных поверхностей, сопровождаемого специфическим звуковым эффектом. После проведенных операций в разъёме бандажа и оси возникают максимально возможные касательные напряжения, способствующие развитию максимально возможного сопротивления сдвигу микрорельефа посадочных поверхностей бандажа и оси. Для того чтобы повторить в дальнейшем эту операцию изгиба с эффектом смещения и звуковым эффектом, необходимо приложить уже значительно большее давление (рис. 2.5). Следует отметить, что усиление этого эффекта вызвано также двойственной природой трения, т. е. за счёт уменьшения натяга при изгибе со стороны выпуклой части до конца валка. Усиления эффекта срыва контактных поверхностей со стороны выпуклой части можно добиться за счёт такой технологии посадки, когда после окончания этой операции, т.е. остывания, бандаж был бы растянут, а ось сжата. Это достигается за счёт более быстрого остывания краёв бандажа при посадке и охвате заведённой в него оси. При такой схеме напряжённого состояния, когда за счёт выбранного режима охлаждения бандажа с подстуживанием его концов при охлаждении (температурный перепад концов и середины не должен превышать 40...50С), эффект срыва контактирующих поверхностей в значительной степени облегчается. При изгибе со стороны выпуклой части бандажа в его теле появляются растягивающие напряжения, которые при такой технологии посадки бандажа на ось будут складываться с растягивающими напряжениями в бандаже, возникшими в процессе остывания.
Вышеизложенное хорошо иллюстрируется расчётами (рис. 2.10 и авторским свидетельством №530709 [91] ). Из рис. 2.10 следует, что область скольжения при изгибе определяется пересечением штриховой линии с линией уровня сил трения Tf=P-f, где Р - давление от посадки, /- коэффициент трения /= 0,2 [89]. Как следует из представленных данных, тренировка валка за счёт знакопеременного изгиба, вызывающего срыв посадочных поверхностей, может осуществляться при силе около 30 МН. Расчёт растягивающих напряжений тр производился по формуле (2.5), а -по формуле Ляме при/= 0,2 (авторское свидетельство №530709 ).
Вышеизложенный способ исправления и предупреждения остаточного прогиба внедрён на четырёхклетевом стане 2500 холодной прокатки Магнитогорского металлургического комбината. Подробно технология устранения остаточного изгиба описана в «Инструкции по устранению остаточного прогиба составных опорных валков стана 2500 холодной прокатки Магнитогорского металлургического комбината» (приложение 1), которая разработана и внедрена автором.
В кратком изложении суть внедрённого способа устранения остаточного прогиба сводится к следующему. Искривлённый составной валок, содержащий ось 1 (рис. 2.11, а) и бандаж 2, в процессе эксплуатации в клети стана 2500 холодной прокатки получил остаточный изгиб. Его ось при этом занимает положение 0\0\. Для устранения указанного остаточного изгиба к валку вначале прикладывают нагрузку Р\ в направлении, перпендикулярном к оси 0\0\. Затем нагрузку Р\ постепенно увеличивают до получения специфического звукового эффекта. При этом максимальная величина нагрузки Р\ оказалась равной Pi = 30 МН. После приложения нагрузки Р\ к валку его ось заняла положе о ние 02 2- Затем валок в клети поворачивают на 180 и прикладывают нагрузку 2 , также постепенно увеличивая её до появления звукового эффекта. Величина повторной нагрузки Р2 оказалась равной Pi = 27 МН. После приложения нагрузки Р2 ось валка занимает положение 0-0 (рис. 2.11, б), соответствующее оси валка, у которого отсутствует остаточный прогиб.
Нестационарная и стационарные задачи о передаче тепла из сферы в неограниченную область
Экспериментальные исследования напряжённого состояния валка при посадке бандажа на ось с зазором провели при тех же геометрических соотношениях, как и при посадках с натягом. Величина зазора на радиус составляла 0,1 мм. Работоспособность опорных валков при посадке бандажа на ось с зазором исследовали при прокатке, в процессе которой фиксировали протяжённость контакта бандажа с осью. В отличие от статического нагружения, при прокатке происходило уменьшение до двух раз длины дуги контакта бандажа с осью за счёт изменения сил трения. В отличие от статической задачи картина изохром асимметрична, что объясняется смещением равнодействующей давления и образованием плеча трения, характерного для случая качения тел с внутренним касанием.
Исследования напряжённого состояния при статическом нагружении опорного валка показали, что напряжённое состояние в бандаже и оси аналогично напряжённому состоянию балки, лежащей на упругом основании (см. п.3.2). При этом это сходство проявлялось тем больше, чем тоньше толщина стенки бандажа. При толстостенных бандажах (t = 0,3i?) напряжённые состояния при посадке с зазором и посадках с натягом практически не отличаются друг от друга. Так, при сопоставлении характера распределения напряжений тmax/Ртах GxlPmax ау/Ртах ПРИ посадке с натягом и при посадке с зазором распределение ау/ртах в обоих случаях идентично. Незначительное расхождение в величинах су/ртах объясняется влиянием напряжений от натяга при посадке с натягом. При анализе распределения ттах/ртах установлено, что в случае посадок с натягом зона максимальных скалывающих напряжений располагается ближе к поверхности, что объясняется компенсацией растягивающих тангенциальных напряжений от натяга сжимающими напряжениями от давления прокатки. Зона максимальных скалывающих напряжений в бандаже при посадке с зазором (t/R = 0,3 ) располагается на такой же глубине, как и в сплошном валке (рис. 3.15, а и б). Следует отметить, что влияние напряжений натяга на величину и характер распределения максимальных скалывающих напряжений оказывается незначительным. Аналогичное явление наблюдается и при анализе напряжений сгх/ Ртах (Рис- 3.15, а).
При рассмотрении напряжённого состояния по разъёму бандажа с осью наблюдается резкое различие в напряжённом состоянии при посадке с зазором и при посадке с натягом. В первом случае (контакт бандажа с осью) напряжённое состояние относится к случаю контактных задач с внутренним касанием при радиусе кривизны сопряжённых поверхностей, близких друг к другу.
Влияние посадки на распределение безразмерных напряжений по толщине бандажа (а) и разъему с осью (б) при Р=30 кН; t/R = 0,3 а - 24, напряжение ахIртах меняет свой знак (рис. 3.15, б), а напряжение уу Iртах в случае посадки с зазором превышает аналогичные напряжения при посадке с натягом. Рассмотрим напряжённое состояние в составных валках при посадке с зазором и тонкостенном бандаже (t/R = 0,12). Относительная величина толщины стенки бандажа варьировалась от (t/R - 0,3 ) до (t/R - 0,12). С уменьшением отношения наблюдается некоторое увеличение глубины залегания Ттах и рост величины этих напряжений. При этом градиент изменения Ттах по толщине бандажа резко уменьшается. Так, при t/R - 0,12 ттах/ ртах при y/t - 0,2 составляет 0,7Ртах, а при y/t = 1 - ттах /ртах = 0,4. При этих же координатах, когда t/R составляет 0,3, ттах1 Ртах соответственно составляет 0,67Ртах и 0,2Ртах. Данное явление объясняется тем, что при тонкостенном бандаже одному и тому же уровню внешних давлений соответствует значительно меньшая область, уровень сжимающих нормальных напряжений ау/ртах развит значительно интенсивнее по толщине бандажа (рис. 3.16, а). С уменьшением величины t/R возрастает неравномерность в распределении ау I ртах по толщине контакта бандажа с осью, что объясняется снижением жёсткости бандажа и условиями, близкими к нагружению гибкой балки, лежащей на упругом основании. При этом при t/R 0,\2 возможно раскрытие стыка при 2 = 24 (рис. 3.16, б), поскольку а у в пределах данной дуги уменьшается до нуля.
Тангенциальные сжимающие напряжения ах/ртах при y/t — 0,2 и более переходят в растягивающие, которые на глубине y/t = 0,6 составляют величину порядка 0,22Ртах (t/R = 0,12). По площадке контакта бандажа с осью (y/t = \) происходит медленное уменьшение растягивающих напряжений, что может вызвать в областях, лежащих вне пределов площадки контакта, разрушение бандажа.
При исследовании влияния величины нагрузки на напряжённое состояние тонкостенного бандажа t/R = 0,12 установлена полная идентичность в распределении напряжений ттах /Ртах , сгх/ртах,ау/ртах , что свидетельствует о высокой точности поляризационно-оптического метода исследований напряжённого состояния (рис. 3.17, а и б). Наблюдающееся количественное различие в величинах этих напряжений, очевидно, объясняется неравномерностью эпюры контактных давлений по контакту рабочего валка с опорным (бандажом). Так, при эпюрах контактных давлений с ярко выраженной неравномерностью в распределении (ртах/ рСр) следует ожидать заниженное значение
Ттах ау ах отнесённых к максимальному значению контактных давлений. Учитывая вышесказанное и принимая во внимание то, что с увеличением давления коэффициент трения уменьшается, количественное различие напряжений ттах I рср , а у Iрср , сгх/рСр при увеличении нагрузки следует отнести за счёт уменьшения неравномерности в распределении контактных давлений при росте нагрузки. Так, при Р=\0 -10"3 МН ртах/Рср 2Д, а при Р=30-10"3 МН Ртах/Рср ! " Сопоставим напряжённое состояние при посадке тонкостенного бандажа с зазором и с натягом (t/R = 0,12) при одном и том же давлении. Результаты исследования напряжённого состояния представлены на рис. 3.18, а и б. Как следует из представленных данных, при посадке с зазором наблюдается незначительный градиент изменения ртах1 рср, а при напряжении сгх Ірср в области растяжения в два раза превышают таковые при посадке с натягом (рис. 3.18, а и б). Максимальное давление по площадке контакта бандажа с осью на линии центров валков в два раза выше, чем при напряжённой посадке (рис. 3.18, б).
