книги / Усталость металлов
..pdfПаяные соединения
Сопротивление усталости паяных 'соединений в основном за висит от качества соединения и на него мало влияет основной металл. Некоторые значения, полученные для соединений, спаян ных встык, приведены в табл. 66. Для использования при высо ких температурах разработаны паяные никелехромовые соедине ния, имеющие высокое сопротивление усталости [540].
Сопротивление усталости деталей
Подшипники скольжения. Большинство разрушений, происхо дящих в подшипниках скольжения, вызывается усталостью, и, сле довательно, значительное внимание уделяется вопросу улучше ния их сопротивления усталости. Однако существенно, чтобы ма териалы подшипников имели низкий коэффициент трения и были достаточно мягкими, чтобы не вызывать чрезмерного износа шей ки вала. Эти требования имеют тенденцию не совмещаться с высокой сопротивляемостью усталости. Сплавы на оловянной и свинцовой основах обладают большинством свойств, требуемых для материала подшипника, и являются удовлетворительными для применения во многих случаях, но их низкое сопротивление усталости делает их неподходящими для тяжелых условий рабо ты. Для тяжелых условий нагружения эти материалы заменяют ся высокопрочными сплавами, такими как медно-свинцовые или алюминиево-оловянные, и шейки вала упрочняются для обеспече ния сопротивления износу.
Напряженное состояние, возникающее при работе подшипни ков, является сложным. Основным переменным напряжением яв ляется сжимающее, а растягивающие напряжения возникают в продольном и окружном направлениях и вызывают образование усталостных трещин. Растягивающие напряжения могут также быть результатом изгиба вкладыша антифрикционного слоя или самого подшипника или результатом колебания температуры. До статочно большие термические напряжения могут возникать в материалах подшипника в процессе отливки, а переменные тер мические напряжения появляются в результате изменения темпе ратуры во время работы. Они будут особенно значительными, когда коэффициенты термического расширения антифрикционно го слоя и материала вкладышей существенно различаются, как например для свинцовых или оловянных сплавов на стальном вкладыше. Кроме того, в олове термические напряжения появля ются даже тогда, когда металл находится в ненапряженном со стоянии, как результат анизотропии термического расширения [541]. Перед усталостным разрушением на поверхности подшип ника образуется сетка трещин. Эти трещины медленно распрост раняются внутрь соединения, металла подшипника с вкладышем или в сторону, так что подшипник разрушается на ряд мелких частей.
260
Характеристики подшипникового сплава не могут просто оце ниваться по пределу усталости гладких образцов и поэтому для испытаний натурных подшипников в условиях, приближающих ся к рабочим, сконструирован ряд специальных машин [542, 543]. В табл. 67 показаны некоторые типичные результаты таких ис-
Т а б л и ц а 67
Характеристики материалов для подшипников с жидкой смазкой [544]
Типичный состав |
Толщина |
Материал вкладыша |
в мм |
В % |
Предел уста лости в кГ/ммг |
Характерис тика износа |
Характерис тика навола кивания |
Характерис тика кор розии |
Баббит |
на |
оловянной |
7 Sb; 3 Си; ост. Sn |
18,8 |
1,38 |
||
основе |
свинцовой |
1 Sn; |
15 Sb; 1As; |
6,28—10,9 |
1,74 |
||
Баббит |
на |
18,8 |
1,29 |
||||
основе |
|
баб |
ост. Pb |
6,28—10,9 |
1,67 |
||
Промежуточный |
12 Sb; |
3 Си; 10 Pb; |
18,8 |
* * |
|||
бит |
|
|
|
ост. Sn |
18,8 |
2,4 |
|
Медь — свинец |
|
ЗОРЬ; 70 Си |
|||||
Свинец — бронза |
оло |
24 Pb; |
4 Sn; 72 Си |
18,8 |
3,84 |
||
Свинец — покрыт |
lOSn; |
ост. Pb на |
2,36 |
2,87 |
|||
вом |
на |
медь — сви |
30 Pb/70 Си |
|
|
||
нец |
|
|
ин |
50 In; ост. Pb |
2,36 |
2,87 |
|
Свинец — покрыт |
|||||||
дием на медь — сви |
|
|
|
|
|||
нец |
|
|
|
20 Sn; |
1 Си; ост. А1 |
18,8 |
3,2 |
Алюминий — олово |
|
||||||
Алюминий — олово |
57 Sn, плюс раз |
18,8 |
3,5 |
||||
|
|
|
|
личные упрочни |
|
|
|
|
|
|
|
|
тели |
|
|
1 |
|
1 |
1 |
1 |
|
1 |
1 |
1* |
|
1 |
2 |
1* |
|
1 |
2 |
1 |
|
1 |
1 |
3 |
|
3 |
4 |
4 |
|
4 |
4 |
1 |
|
1 |
2 |
1 |
|
1 |
2 |
2 |
со |
2 |
1 |
3—4 |
1 |
1 |
Характеристика износа: 1 — наименьший износ вала; 2 — наибольший износ вала. Характеристика наволакивания: 1 — наименьшая тенденция наволакивания при условии
обеднения масла; 4 — наибольшая тенденция.
Характеристика коррозии: 1 — без разрушения; 4 — заметное разрушение при содер жании кислоты в масле.
*Износ подшипника на свинцовой основе в некоторой степени выше,
ной.
**Не используется для высоких переменных нагрузок.
пытаний, приведенные Форрестером [544], который рекомендовал преднамеренно жесткие условия, создаваемые испытательной машиной, чтобы при более благоприятных условиях все материа лы могли бы выдерживать большие усталостные нагрузки. Во всех испытаниях материал вкладыша укладывался на стальную основу. Пределы усталости рассчитываются по максимальной нагрузке на проекцию поверхности подшипников.
Сравнение усталостных характеристик подшипниковых спла вов более подробно рассматривалось Касбертсоном [542].
Шариковые и роликовые подшипники. Условия нагружения в шариковых и роликовых подшипниках особенно тяжелы из-за небольшой площади контакта между элементами качения и на правляющими канавками и, так как возникающие напряжения повторяются при прохождении каждого элемента, усталость яв ляется типичным разрушением. Поэтому необходимы стали с высоким пределом усталости и сопротивлением износу и для этой цели специально разработаны стали с 1% С и 1,5% Сг. Сжи мающие напряжения до 157—314 кГ/мм2 могут возникать на поверхности контактной площадки, но было показано [115, 545], что усталостные разрушения обычно распространяются от обла сти максимального касательного напряжения, которая возникает под поверхностью. Это приводит к характерному типу осповид ного разрушения, при котором мелкие кусочки металла отделя ются от контактирующих поверхностей подшипника.
Был спроектирован ряд машин для испытания шариковых и роликовых подшипников [545—547] и определения влияния на долговечность таких факторов, как смазка и абразивный износ. Испытания, проводимые на этих машинах, дают большой раз брос получаемых результатов, отклонение в долговечности при данной' нагрузке часто достигает 50 к 1. В результате этого обычно проводят большое число испытаний, по крайней мере 20 на каждом уровне нагрузки, чтобы сравнить результаты на данной базе, для определения, например, нагрузки, дающей в результате 10% разрушений для данной долговечности [548]. Большую часть этого разброса можно, видимо, отнести за счет высокого разброса, свойственного высокопрочным сталям, при меняемым для роликовых подшипников. Было найдено, что дол говечность подшипников может возрасти при устранении вклю чений в стали, но это не уменьшает разброс [115].
Обширные испытания на усталость шариковых и роликовых подшипников проводились Палмагреном и др.; по результатам этих испытаний оказалось возможным вывести эмпирические зависимости для вычисления долговечности. Было установлено, что долговечность изменяется приблизительно обратно пропор ционально изменению третьей степени нагрузки на подшипник. Эти закономерности сохраняются вплоть до долговечности по крайней мере 109 циклов и нет признака существования предела усталости [115].
Зубчатые передачи. Большинство разрушений зубчатых пере дач вызывается разрушением зуба в основании в результате повторных изгибающих напряжений или выкрашиванием зуба по поверхности контакта. Излом, происходящий у основания зу ба, является обычным усталостным разрушением, трещина рас пространяется от галтели, где напряжение наибольшее. Такие разрушения могут быть результатом применения слишком мало го радиуса сопряжения или, в поверхностно закаленных шестер-
262
нях,— результатом возникновения растягивающих напряжений на краю зоны упрочнения на впадине. Выкрашивание зуба по поверхности контакта также является результатом усталости и подобно разрушениям, происходящим в шариковых и роликовых подшипниках [345].
Сопротивление усталости при изгибе определялось нагруже нием вершины отдельного зуба на гидравлическом пульсаторе, значения предела усталости при изгибе (табл. 68) рассчитывали
Т а б л и ц а 68
Предел усталости при изгибе для полностью закаленных и цементованных зубчатых колес
Сталь |
Обработка |
Твердость |
|
||
V.P.N. (30 |
кГ |
о |
|
нагрузки) |
|||
я к |
|||
Поверх ность |
Сердечник |
Глубина т] леного слс в мм |
6
Ь усПредел изгпри1кГ/мм тив
Еп24 (1,5% N1, Сг, |
Закалка |
в |
масле, |
840° С. |
565 |
— |
— |
53,4 |
|||
Мо) |
Отпуск |
1 |
ч при |
230° С, |
|
|
|
|
|||
Еп24, покрытая |
закалка в воде |
|
|
|
551 |
— |
— |
35,1 |
|||
То же |
|
|
|
|
|
||||||
свинцом |
Охлаждение |
на воздухе |
от |
514 |
|
|
42,3 |
||||
ЕпЗОА (4,25% Ni, |
|
|
|||||||||
Сг) |
820° С. |
Отпуск |
1 |
ч |
при |
|
|
|
|
||
ЕпЗб (3% Ni, Сг) |
180° С; закалка в воде |
|
737 |
328 |
0,73 |
|
|||||
Науглероживание при 910° С. |
66 ,0 |
||||||||||
|
Закалка в масле от 850° С |
|
|
|
|
||||||
|
до 780° С. Отпуск |
1 ч при |
|
|
|
|
|||||
ЕпЗЭА (1,25% Ni, |
180° С, |
закалка |
в воде |
|
718 |
410 |
0,79 |
81,5 |
|||
То |
же |
|
|
|
|
|
|||||
Сг) |
» |
» |
|
|
|
|
|
752 |
420 |
0,814 |
58 (или |
ЕпЗЭА, покрытая |
|
|
|
|
|
||||||
свинцом |
Закалка в масле |
от |
940° С. |
978 |
427 |
0,417 |
меньше) |
||||
Еп40С (3% Сг, |
61,2 |
||||||||||
Mo, V) |
Отпуск |
2 ч при 575° С и |
|
|
|
|
|||||
|
закалка |
в масле. Стабили |
|
|
|
|
|||||
|
зация при |
520° С |
в тече |
|
|
|
|
||||
|
ние 4 ч и |
охлаждение |
на |
|
|
|
|
||||
|
воздухе. Азотирование при |
|
|
|
|
||||||
|
500° С |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
обычным способом, причем зуб рассматривали как консольную балку и принимали во внимание влияние концентрации напряже ния. Зубчатые колеса, применяемые для этих испытаний, были с диаметральным шагом, равным 7, углом давления 22,5°, числом зубьев 34; высота головки 3 мм, полная высота 8,2 мм. Цементи руемые зубья значительно лучше сопротивляются усталости, чем объемно закаливаемые; добавление свинца для улучшения обра батываемости понижает предел усталости приблизительно на 30%. В последующих испытаниях был получен более низкий
263
предел усталости зубчатых колес с упрочнением индукционной закалкой, но это было, видимо, следствием неполного упрочне ния, потому что результаты, полученные при упрочнении индук ционной закалкой, сравнимы с результатами при цементации. Дальнейшие испытания показали, что шлифование науглероженных впадин зуба может быть очень опасным, но что улучшение на 15—20% можно получить дробеструйной обработкой. Обшир ные усталостные испытания на изгиб зубьев зубчатых колес про водились в США, применение результатов для проектирования описано Колеманом [549].
Испытания по определению сопротивления выкрашиванию проводились MJRA при обкатывании пары зубчатых колес. Уста-
Рис. 137. Усталостные кри вые сопротивления выкра шиванию зубьев зубчатых колес из разных сталей (р — удельное давление на боко вую поверхность зуба) [345]:
1 — Еп40С |
(3%-ная |
Cr-Mo-V, |
||||
сталь); |
2 |
— |
|
ЕпЗб |
(3%-ная |
|
Ni-Cr |
сталь); |
|
3 |
— |
ЕпЗЭА |
|
(474%-ная Ni-Cr, |
сталь); |
4 — |
||||
ЕпЗЭА |
(сталь, |
покрытая |
свин |
|||
цом); |
5 |
— |
Еп24 |
(172%-ная |
||
Ni-Cr-Mo сталь); |
6 |
— |
Еп24, |
(сталь покрытая свинцом); 7 —
ЕпЗОА (474%-ная Ni-Cr |
сталь). |
|
Обработка |
материала |
указана |
в |
табл. 68. |
|
новлено, что необходимо использовать уменьшенную активную ширину науглероженных зубьев, чтобы исключить разрушение зуба при изгибе, прежде чем начнется выкрашивание. Обобще ние результатов показано на рис. 137. Ряд исследователей ис пользовали при испытании контакт роликов, чтобы воспроизвес ти условия, ведущие к выкрашиванию зубьев. Этот метод был подвергнут критике из-за разницы условий испытания и рабочих условий, а Кноуатон и Шнейдер [550] нашли, что при роликовых испытаниях получается более высокая прочность, чем при дина мометрических натурных испытаниях зубчатых колес. Тем не менее, Гросс [551] утверждал, что результаты таких испытаний можно связать в относительном смысле с поведением больших зубчатых колес и некоторые его результаты на роликах диамет ром 38 мм, приведенные в табл. 69, могут быть использованы для получения сравнительных данных о сопротивлении выкраши ванию некоторых сталей, цветных металлов и неметаллических материалов.
Пружиньк В большинстве случаев на пружины действуют переменные напряжения и их необходимо рассчитывать на со противление усталости. В винтовых пружинах, нагруженных рас тяжением или сжатием, проволока нагружается кручением и,
264
Данные контактных испытаний на роликовой машине [551]
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Сжимающая на |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
грузка на 25,4 мм |
|
Материал |
|
Обработка |
|
в |
длины ролика, |
|||
|
|
|
соответствующая |
||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
кГ/мм2 |
выкрашиванию |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
за 107 циклов, |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
в кГ!мм2 |
Сталь SAE 1035 (0,36% С) |
В состоянии поставки |
|
57 |
1,85 |
|||||
Никельмолибденовая |
В состоянии поставки |
при |
71,1 |
5,65 |
|||||
сталь |
|
|
|
Закалка |
и |
отпуск |
130,0 |
10,05 |
|
Хромоникельмолибденова- |
427° С |
и |
отпуск |
при |
150,0 |
21,33 |
|||
Закалка |
|||||||||
надиевая |
сталь |
|
316° С |
и |
отпуск |
при |
171,5 |
29,0 |
|
|
|
|
|
Закалка |
|||||
Сталь NE8615(CrNi) |
205° С |
|
|
|
94,5 |
5,16 |
|||
Нормализация и отпуск |
|||||||||
|
|
|
|
Азотирование |
|
|
>91,30 |
||
|
|
|
|
Науглероживание |
|
|
>91,30 |
||
Кованый |
алюминиевомед |
|
|
|
|
48,7 |
4,02 |
||
ный сплав 14S-T6 |
|
|
|
|
|
|
|||
Отлитый в |
песок |
алюми |
|
|
|
|
18,8 |
<1,11 |
|
ниево-кремниевый сплав |
|
|
|
|
|
|
|||
356-Т4 |
|
алюми |
|
|
|
|
28,2 |
1,77 |
|
Отлитый в песок |
|
|
|
|
|||||
ниево-кремниево-мед |
|
|
|
|
|
|
|||
ный |
сплав |
319-Т61 |
|
|
|
|
|
|
|
ASTMB. 120 |
|
|
|
|
|
|
|
||
Медно-бериллиевый уп |
|
|
|
|
67 |
6,15 |
|||
рочненный дисперсным |
|
|
|
|
|
|
|||
твердением |
|
|
|
|
|
27,8 |
2,93 |
||
Отлитый в песок магние |
|
|
|
|
|||||
во-алюминиевый |
сплав |
|
|
|
|
|
|
||
после старения |
|
|
|
|
|
|
3,7 |
||
Нейлон-FM1 |
|
Хлопковая ткань |
|
|
|||||
Слоистый |
фенольный |
|
|
3,22 |
|||||
пластик |
фенольный |
100Z; хлопковая ткань |
|
5,65 |
|||||
Слоистый |
|
||||||||
пластик |
|
|
|
|
|
|
|
|
если происходят усталостные разрушения, то трещины часто начинаются на внутренней поверхности спирали и распространя ются либо продольно в направлении максимального касательно го напряжения, либо по диагонали в направлении, перпендику лярном максимальному растягивающему напряжению. Винто вые пружины обычно нагружаются только в одном направлении: либо растяжением, либо сжатием и поэтому возможно увеличить их сопротивление пластическим деформациям и усталости, пере гружая их в том же направлении, в котором они работают, что бы навести полезные остаточные напряжения [552]. Этот процесс известен как заневоливание и обычно выполняется нагружением пружин до соприкосновения витков.
Ряд исследователей проводили усталостные испытания вин товых пружин и каждый проектировал специальную усталостную машину, чтобы получить требуемые большие перемещения; неко торые результаты приведены в табл. 70. Руководство по проек тированию винтовых пружин сжатия для пульсирующих нагру зок дано в работе [557].
Заневоливание и обдувка дробью также могут быть исполь зованы для улучшения сопротивления усталости других типов пружин. Олмен [558] приводит пример увеличения предела уста лости при переменном нагружении торсионной пружины больше чем на 20% при начальной перегрузке, а дальнейшее улучшение было получено при обдувке дробью и последующей перегрузке. Рессоры часто имеют низкое сопротивление усталости, потому что они применяются с обезуглероженными поверхностями, а со прикосновение пластин может вызвать дополнительно коррозию трения. Балдвин [559] приводит предел усталости паровозной ли стовой стальной пружины с черной обезуглероженной поверхно стью, который составляет от 41 ± 13,3 до 41 ± 18 кГ/мм2.
Валы. Сопротивление усталости валов в большей степени зависит от уровня концентрации напряжения за счет изменения формы сечения (поперечные отверстия, галтели и т. д.). Большая часть разрушений, обычно происходит в месте изменения сече ния и значительное улучшение сопротивления усталости часто можно получить увеличением радиуса перехода. На рис. 138 показана зависимость между коэффициентом концентрации а, изменением диаметра вала и радиусом галтели. Кривые показы вают, что а в большей степени зависит от радиуса галтели, чем от изменения диаметра вала; даже для разницы между диамет рами только в 1 % степень концентрации может быть значитель ной, если радиусы галтели малы.
Влиянием абсолютных размеров нельзя пренебрегать даже при отсутствии концентрации напряжения. Обнаружено значи тельное понижение предела усталости для больших валов (см. табл. 28). Влияние размера на зависимость между Ко и а рас сматривается в гл. V. Некоторые экспериментальные результаты, приведенные Дори и Шмедлеем [288], показали влияние размера галтели на предел усталости при кручении больших валов (рис. 139). Валы ковались из среднеуглеродистой стали с прочно стью на растяжение 44—53 кГ/мм2. Эти испытания проводились, чтобы получить данные для расчета больших коленчатых валов морских дизелей.
Для некоторых конструкций нет возможности выполнить гал тель соответствующего радиуса, и в этих случаях можно достичь некоторого уменьшения концентрации напряжения, используя сопряжение по двум радиусам или другому плавному очертанию.
Правка валов может понизить предел усталости из-за наве дения неблагоприятных остаточных напряжений и поэтому за
266
правкой должна следовать обработка, снимающая остаточные напряжения.
При конструировании шпонок и шлицев следует назначать надлежащие радиусы впадин, чтобы предупредить усталостные разрушения от кручения вала. На сопротивление усталости от знакопеременных изгибающих напряжений значительно влия ет форма шпоночного паза в месте выхода фрезы; преиму щественно изготовления шпо ночных пазов дисковыми фре зами иллюстрируется в табл.
71.
|
|
|
|
|
|
|
|
• L- |
|
|||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
* |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
—* ___ |
|
|
|
|
|
|
|
Т |
у |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
у |
|
' |
|
|
|
|
Рис. 138. Коэффициенты |
концентра |
|
|
12 |
2k |
36 г мм |
||||||
|
|
|
|
|
|
|||||||
ции в зависимости от |
радиуса галте |
Рис. 139. Влияние радиуса г гал |
||||||||||
ли при |
растяжении, изгибе и круче |
|||||||||||
тели на предел усталости при кру |
||||||||||||
|
нии [253]: |
|
|
|||||||||
|
|
|
чении больших валов |
(107 циклов) |
||||||||
коэффициент а |
равен отношению |
макси |
||||||||||
|
|
[288]: |
|
|||||||||
мального |
касательного |
напряжения при |
|
0 |
|
|||||||
наличии |
галтели |
к касательному |
напря / — вал |
76,2 мм\ |
2 — вал 0143 мм\ |
|||||||
жению |
вала диаметром |
d |
без галтели |
|
3 — вал |
0 |
244 мм |
|||||
Гаф [56] исследовал влияние напряжений кручения и изгиба |
||||||||||||
на предел усталости |
|
моделей пустотелых |
шлицевых валов из |
|||||||||
никелехромомолибденовой |
стали с прочностью |
на растяжение |
||||||||||
102 кГ/мм2. Валы имели 6 шлицев глубиной 8 мм |
и |
радиусом |
по дну 0,2 мм. При кручении, для 'которого вычисленное а должно
равняться 2,1, было получено значение К о |
= |
2,0, а при |
изгибе, |
для которого а = 1, было найдено, что Ко |
составляет 1,04. |
||
Результаты испытаний при сочетании изгиба и кручения по |
|||
добны результатам испытаний надрезанных |
образцов |
других |
типов соответствующих эллиптической зависимости. Следует от метить, что предел усталости вала может понижаться, если кручение передается через шлицы или шпонку, особенно, если имеет место коррозия трения. Значительное улучшение сопротив ления усталости можно получить поверхностным упрочнением дна шлицев или канавки шпонки.
Сопротивление усталости спиральных пружин
Сталь |
Термообработка |
|
(температура, °С) |
||
|
|
Навивание, |
1000°; |
охлаж |
||||
|
дение |
воздухом; |
закалка в |
||||
|
масле, |
900°; |
отпуск, |
470° |
|||
|
Навивание |
при 800—850°; |
|||||
|
охлаждение |
воздухом; |
за |
||||
R9357, крем |
калка в масле, 900°; от |
||||||
пуск, |
470° |
1000°; |
закалка |
||||
ниево-магниевая |
Навивание, |
||||||
|
в |
масле, |
830—850°; |
от |
|||
|
пуск. 470° |
|
закалка |
||||
|
Навивание, |
1000°; |
|||||
|
в |
масле, |
830—850°; |
от |
|||
|
пуск, |
4 70° |
|
|
|
Параметры пружины
6 |
% |
5 * |
|
с % д |
Ч |
|
|
й Я к |
|
||
Ь |
*. X |
ес сх ? |
|
|
|
||
Чш о |
О.0J |
3 |
|
U 2 |
Я |
26,5 89 23*/.
Обработка
пружины
Заневоливание
Заневоливание
Заневоливание
Заневоливание. обдувка дробью, заневоливание
0,85% С |
Закалка, |
850°; |
отпуск, 400° |
(ДРН |
12,7 |
66,7 |
Без обработки |
|
|
|
|
460) |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Без обработки |
0,9% С |
Закалка, |
900°; |
отпуск, 400° |
(ДРН |
12,7 |
66,7 |
Заневоливание |
Обдувка и зане |
|||||||
|
|
|
|
550) |
|
|
воливание |
Заневоливание и обдувка
Долговеч
ность
108-103 (средняя)
76-103
107 -103
1 7 - 10 4 —
27-104
Предел
усталости
Предел
усталости в кГ/ммг
6 8 ,4 ± 3 7 ,0 [553]
3 1.4± 15.7 |
[554] |
|
50,3 ± |
13,35 |
|
70,7± |
12,0 |
|
77,0±10,5 |
|
4 4 ,0± 17,4
4 4 ,0 ± 2 0 ,6
4 4 ,0 ± 2 4 ,9
4 4 .0 ± 3 0 ,9
1 |
1 |
0,65% С
0,89% С (проволо ка холоднотянутая для музыкальных инструментов)
Вакуумное
плавление, 0,88% С (про волока холодно тянутая для музыкальных инструментов)
Отпуск в масле и воронение, |
161,5 |
|
|
|
|
315,56° |
в масле и отпуск, |
160,0 |
|
|
|
Закалка |
|
|
|
||
390,56° |
|
160,0 |
3,43 |
28,3 |
- |
Закалка в соли 260 (V* мин); |
|||||
отпуск, |
390,56° (1 ч) |
157,0 |
|
|
|
Отпуск в соли, 313,33° |
|
|
|
(19 мин)
-259
Закалка в масле, 871,11°, 198 отпуск, 426,67°
0,99 9,9 4
245
Обдувка дробью |
2-10» |
Заневоливание
Заневоливание
и обдувка Заневоливание
Заневоливание и обдувка
10е
Заневоливание
Заневоливание и обдувка
4 6 ,5 ± 4 3 ,2 |
|
45.7 + 42,3 |
|
4 6 ,1 ± 4 2 ,6 |
[555] |
|
|
4 6 ,5 ± 4 3 ,2 |
|
4 8 ,7 ± 3 8 ,6 (экстрапол.)
70.7 + 60,5
55.7 + 45,6
6 3 ,6 ± 53,5
[556]
51,8 + 41,7
6 9 ,3± 59,0
269