Симметричном фрезеровании

величиной пластических деформаций в цикле. В этом отношении можно было предполагать, что повышение температуры испытания, приводящее к резкому повышению характеристик пластичности, должно повышать циклическую долговечность при сохранении одной и той же величины упругопластической деформации в цикле. Наиболее удобно проверить это предположение при жестком симметричном циклическом нагруже-нии сплавов в различном интервале температур. В табл. 14 и 15 приведены данные, полученные В. И.Сыщиковым и Г. Медекша при проведении испытаний образцов сплавов ПТ-ЗВ и ВТ1-0. В табл. 14 даны свойства сплава ПТ-ЗВ при статических испытаниях в интервале 20-~450°С. Из табл. 14 видно, что предельная пластичность ф при испытании в интервале 20 - 550°С изменяется в 2,5 раза.

На присутствие усталостных микрополосок могут оказыват& влияние условия испытания. Так, в отжженном армко-железе, испытанном при симметричном циклическом кручении, разрушение проходило путем расслоения по плоскостям скольжения [24]. Усталостных микрополосок на поверхности излома при низком и высоком уровне напряжений может не быть. Так, иногда при низком уровне нагрузок наблюдался рельеф в виде фасеток отрыва, характерных для хрупкого разрушения [37, 120, 138]. В ряде случаев при низком уровне нагружения усталостные микрополоски выявляются с большим трудом. На оптическом микроскопе при этом могут наблюдаться плато с небольшой рябизной (см. рис. 75,6), а на электронном-плато с очень тонкими неглубокими полосками. Таким образом, в случае отсутствия микрополосок признаком усталостного разрушения может явиться наличие плато, создающих волокнистость рельефа (см. рис. 73,а), что особенно характерно для алюминиевых сплавов, или сглаженного слегка волокнистого рельефа для высокопрочных сталей (рис. 86).

Диффузионное хромирование снизило предел выносливости образцов из мартен-ситной нержавеющей стали с 640 до 230 МПа несмотря на появление в поверхностных слоях остаточных сжимающих напряжений до 600 МПа. В данном случае не подтверждается распространенное мнение об остаточных сжимающих напряжениях как основной причине повышения выносливости. При симметричном циклическом на-гружении изгибом остаточные напряжения сжатия, уменьшая растягивающие напряжения, увеличивают суммарные сжимающие напряжения, что у ряда металлов, особенно мягких, уменьшает амплитуду разрушающих циклических напряжений. Усталостные трещины зарождаются в данном случае, как правило, под диффузионным слоем и при дальнейшем увеличении числа циклов нагружения распространяются в глубь основного металла и в диффузионный слой. Хромирование в 1,5 раза увеличило условный предел выносливости стали 13Х12Н2ВМФ в 3%-ном растворе NaCI,

при жестком симметричном циклическом нагружении

2. Полученную кривую усталости при симметричном циклическом нагружении для заданного уровня вероятности необходимо преобразовать с учетом отличного от нуля среднего напряжения. Это преобразование можно осуществить по зависимостям Гудмана, Гер-бера и Зодерберга, устанавливающим связь между амплитудой напряжения цикла при отличном от нуля среднем значении и эквивалентным значением амплитуды напряжения цикла при нулевом среднем значении. Упомянутые формулы приведены в разд. 7.9. Несколько в ином виде они даны в гл. 8 (соотношения (8.114) и (8.115)).

10. Экспериментальные данные об усталостном поведении материала при симметричном циклическом изгибе приведены в таблице.

10. Для того же самого алюминиевого сплава, данные о долговечности которого приведены в задаче 5, проведены испытания второй выборки из 20 образцов из другой отливки. Результаты определения долговечности при симметричном циклическом напряжении амплитудой 26 000 фунт/дюйм2 приведены в таблице

3. На образцах из стали SAE 1045 проведены испытания с постоянными амплитудами напряжения; все образцы были изготовлены из одной отливки. Испытания проводились при симметричном циклическом нагружении с тремя различными

Результаты, подобные приведенным на рис. 11.5, позволили предложить эмпирическое соотношение, связывающее размах пластической деформации и число циклов до разрушения W/ при симметричном циклическом деформировании в условиях одноосного напряженного состояния в области малоцикловой усталости. Это соотношение, независимо предложенное Мэнсоном [4] и Коффином [5, 61, можно записать в виде

Рис. 11.11. Влияние отличной от нуля средней деформации цикла на долговечность при малоцикловой усталости алюминиевого сплава 2024-Т351. (а) данные, полученные при симметричном циклическом деформировании; (Ь) сравнение данных, полученных при циклическом деформировании с растягивающими и сжимающими средними деформациями цикла, с результатами расчета (---------) по формуле

где /?=emln/emax, если lemaxl>\emin!; Я=егоах/Бт1п, если 1етах< а при симметричном фрезеровании торцовыми фрезами по формуле

относительно заготовки, как изображено на рис. 10; величина смещения с= (0,03-*-0,05) Z). При таком расположении фрезы возможно увеличить подачу на зуб против подачи при симметричном фрезеровании в 2 раза в более *.

а — при симметричном фрезеровании; б — при несимметричном фрезеровании

что возможно лишь при симметричном фрезеровании.

Фиг. 12 Глубина и ширинарезания при работе торцовыми фрезами: а —глубина резания при несимметричном фрезеровании; б—глубина резания при симметричном фрезеровании; в — ширина фрезерования (величина снимаемого слоя за 1 проход) при работе торцовой фрезой.

фрезой при симметричном фрезеровании.

фрезой при несимметричном фрезеровании.

Фиг. 3. Схема резания торцовой фрезой: а — при симметричном фрезеровании; б — при несимметричном фрезеровании

Примечания: 1. Для чистового и размерного (точного) фрезерования сталей ов = 65 -т- 80 кГ/мм* принимают задний угол а = 5 -f- 10° и передний угол у = — 5°. 2. При фрезеровании припуска не выше 3 мм в условиях повышенной жесткости системы станок — деталь ф = 20 4- 30°. При фрезеровании припуска 3 — 6 мм в условиях нормальной жесткости системы • станок — деталь (р — 45 -г- 60°. 3. При симметричном фрезеровании торцовыми фрезами, когда начальная толщина срезаемого слоя а > 0,06 мм, принимают угол наклона со = 4-15°; при несимметричном фрезеровании и при а > 0,045 мм принимают со = 4-5».

Примечания: 1. Для чистового и размерного (точного) фрезерования а = = 5 -т- 10° и передний угол при фрезеровании стали (оер = 60 -i- 80 кГ/мм2) 7° = — 5°. 2. При фрезеровании припуска не свыше 3 мм в условиях повышенной жесткости системы станок — заготовка ф = 20 •*• 30°. При фрезеровании припуска 3 — 6 мм в условиях нормальной жесткости ф = 45 -t- 60°. 3. При симметричном фрезеровании торцовыми фрезами, когда начальная толщина срезаемого слоя а = 0,0й мм, Я = +15°. При несимметричном фрезеровании (а < < 0,45 мм), X = +5°. При обработке чугунных заготовок при угле ф = 45е угол К = — +20°, а при Ф = 60° угол Я. = +10°.

3. При симметричном фрезеровании торцовыми фрезами, когда начальная толщина