Hydroblasting influence on polycyclic fatigue of cylindrical parts made of D16T alloy using reference specimen initial deformations evaluation

Full Text

Для контроля технологического процесса упрочнения деталей различными методами поверхностного пластического деформирования (ППД) широко применяются образцы-свидетели. Такие образцы, имеющие определенную форму и размеры, проходят весь технологический цикл обработки вместе со штатной деталью. Как правило, обрабатываемая деталь является дорогостоящим и трудоемким в изготовлении изделием и поэтому такой способ неразрушающего контроля качества упрочнения имеет перед другими способами неоспоримые преимущества в первую очередь с экономической точки зрения, особенно в условиях серийного производства. В основе использования образцов-свидетелей лежит предположение о том, что обрабатываемые совместно деталь и образец-свидетель при ППД получают одинаковые первоначальные деформации. Были проведены исследования результатов испытаний на усталость и результатов экспериментального определения остаточных напряжений по толщине упрочненного поверхностного слоя цилиндрических деталей из алюминиевого сплава Д16Т диаметром D = 10 мм, D = 15 мм, D = 25 мм и D = 40 мм, приведенных в работе [1]. Гладкие детали и образцы-свидетели подвергались гидродробеструйной обработке (ГДО) в течение 8 минут дробью диаметром 2 мм при давлении масла 0,28 МПа. В качестве образцов-свидетелей использовались втулки с наружным диаметром 51,5 мм и внутренним 45 мм, которые применяются для определения остаточных напряжений по толщине упрочненного поверхностного слоя методом колец и полосок [2]. На рис. 1 приведена эпюра осевых остаточных напряжений по толщине поверхностного слоя а в образце-свидетеле после ГДО, обработанном одновременно с гладкими деталями различного диаметра. Расчетная часть исследований выполнена методом конечно-элементного моделирования с использованием комплекса PATRAN/NASTRAN. Конечно-элементные модели в осесимметричном варианте представляли собой четверть сечения детали с наложением соответствующих граничных условий. Для моделирования применялся плоский треугольный элемент типа 2D-Solid с шестью узлами. Рис. 1. Распределение осевых остаточных напряжений в образце-свидетеле (втулка диаметром 51,5×45 мм) после ГДО Моделирование остаточных напряжений по толщине упрочненного поверхностного слоя осуществлялось методом термоупругости [3-8]. При проведении расчетов были приняты следующие допущения: - все детали и втулки (образцы-свидетели) при упрочнении получали одинаковые первоначальные деформации; - первоначальные деформации являлись изотропными; - деформации сдвига малы и при определении первоначальных деформаций они не учитывались. Расчеты проводились в следующей последовательности: - определение первоначальных деформаций в образце-свидетеле (втулка диаметром 51,5×45 мм); - расчет распределения остаточных напряжений в гладких деталях по полученным значениям первоначальных деформаций образца-свидетеля; - сравнение расчетных распределений остаточных напряжений в деталях с их экспериментальными распределениями. При определении первоначальных деформаций в качестве исходных данных использовалось экспериментальное распределение осевых остаточных напряжений по толщине упрочненного поверхностного слоя образца-свидетеля (втулки), приведенное на рис. 1. Установлено, что при принятых допущениях для получения совпадения распределения расчетных по первоначальным деформациям и экспериментальных значений осевых остаточных напряжений в образце-свидетеле достаточно проведения трех итераций. Следующий этап расчетов выполнялся на конечно-элементных моделях исследуемых гладких деталей диаметром D = 10 мм, D = 15 мм, D = 25 мм и D = 40 мм по первоначальным деформациям образца-свидетеля. При оценке приращения предела выносливости определяющими являются осевые остаточные напряжения [1, 9, 10], поэтому сравнение расчетных и экспериментальных распределений остаточных напряжений для исследуемых деталей было выполнено по осевой компоненте. а б в г Рис. 2. Распределение осевых остаточных напряжений после ГДО, определенных экспериментально (1) и расчетом (2) в гладких деталях диаметром: а - D = 10 мм, б - D = 15 мм, в - D = 25 мм, г - D = 40 мм На рис. 2 представлены экспериментальные [1] и расчетные эпюры осевых остаточных напряжений по толщине а поверхностного слоя гладких деталей. Можно видеть, что расчетные значения остаточных напряжений незначительно (до 7 %) отличаются от экспериментальных. Поэтому представляется возможным, используя первоначальные деформации образца-свидетеля, расчетным методом определить остаточные напряжения в детали, упрочненной одновременно с этим образцом. Полученные расчетом распределения остаточных напряжений после гидродробеструйной обработки в гладких деталях использовались для расчета распределения остаточных напряжений в деталях с круговым надрезом полукруглого профиля радиуса R = 0,3 мм, нанесенным на гладкую деталь после упрочнения ГДО, то есть после опережающего поверхностного пластического деформирования (ОППД). Остаточные напряжения в деталях с надрезом рассчитывались двумя методами: аналитическим [11] и численным с использованием программного комплекса PATRAN/NASTRAN [5]. Следует отметить, что остаточные напряжения, определенные двумя методами, имели хорошее совпадение. На рис. 3 приведены экспериментальные [1] и расчетные эпюры осевых остаточных напряжений по толщине а поверхностного слоя опасного сечения деталей с надрезами после ОППД. Можно видеть, что распределения остаточных напряжений, полученные по экспериментальным и расчетным эпюрам гладких деталей, отличаются по наибольшим значениям не более 8 % (рис. 3, а - D = 10 мм). а б в г Рис. 3. Распределение осевых остаточных напряжений в деталях с надрезом R = 0,3 мм, вычисленных по экспериментальным (1) и расчетным (2) данным: а - D = 10 мм, б - D = 15 мм, в - D = 25 мм, г - D = 40 мм Прогнозирование влияния поверхностного упрочнения на приращение предела выносливости деталей с надрезами при изгибе в случае симметричного цикла производилось по критерию среднеинтегральных остаточных напряжений [1, 9] , (1) где - коэффициент влияния поверхностного упрочнения на предел выносливости по критерию ; ; (2) - осевые остаточные напряжения в опасном сечении детали с концентратором по толщине поверхностного слоя ; - расстояние от поверхности опасного сечения детали до текущего слоя, выраженное в долях ; - критическая глубина нераспространяющейся трещины усталости, возникающей в упрочненной детали с концентратором напряжений при работе на пределе выносливости. Критическая глубина нераспространяющейся трещины усталости, приведенная в табл. 1, определялась по зависимости, установленной на основании многочисленных экспериментов в работах [1, 12], , (3) где - диаметр опасного сечения детали с концентратором напряжений. Значения критерия среднеинтегральных остаточных напряжений вычислялись по формуле (2) по толщине поверхностного слоя опасного сечения деталей, равной , с использованием расчетных распределений остаточных напряжений, приведенных на рис. 3, и содержатся в таблице. Коэффициент влияния поверхностного упрочнения на предел выносливости по критерию рассчитывался по зависимости, установленной в работе [13]: , (4) где - теоретический коэффициент концентрации напряжений, который определялся по графикам справочника [14] и представлен в таблице. , мм , мм , мм , МПа , МПа , МПа Расхождение, % 10 9,4 0,203 -208 2,7 0,393 81,6 70 17 15 14,4 0,311 -166 2,8 0,385 63,8 57,5 11 25 24,4 0,527 -123 2,9 0,377 46,4 45 3 40 39,4 0,851 -78 3,1 0,361 28,2 30 6 Далее по формуле (1) вычислялись расчетные значения приращений предела выносливости упрочненных ГДО деталей с надрезами (см. таблицу) и сравнивались с опытными значениями , приведенными в работе [1]. Из данных таблицы видно, что расхождение между расчетными и опытными значениями приращения предела выносливости не превышает 17 %, поэтому, используя результаты определения остаточных напряжений в образцах-свидетелях, представляется возможным прогнозировать предел выносливости поверхностно упрочненных деталей в условиях концентрации напряжений с приемлемой для многоцикловой усталости точностью. Выводы 1. Апробированный в настоящем исследовании метод расчета остаточных напряжений в цилиндрических деталях диаметром 10-40 мм из сплава Д16Т после гидродробеструйной обработки по первоначальным деформациям образца-свидетеля показал, что расхождение между расчетными и экспериментальными значениями остаточных напряжений в гладких деталях не превышает 7 %, в деталях с концентраторами - 8 %. 2. При оценке влияния упрочнения гидродробеструйной обработкой на многоцикловую усталость при изгибе деталей из сплава Д16Т с концентраторами установлено, что использование рассчитанных по первоначальным деформациям образца-свидетеля распределений остаточных напряжений позволяет прогнозировать приращение предела выносливости с точностью до 17 %. 3. Для прогнозирования предела выносливости поверхностно упрочненной детали с концентратором напряжений вначале необходимо определить первоначальные деформации образца-свидетеля, обработанного одновременно с упрочняемой деталью. По первоначальным деформациям образца-свидетеля производится расчет остаточных напряжений в опасном сечении детали. Критическая глубина нераспространяющейся трещины усталости вычисляется по формуле (3), критерий среднеинтегральных остаточных напряжений - по формуле (2), коэффициент влияния упрочнения на предел выносливости - по зависимости (4). После определения , , по формуле (1) рассчитывается приращение предела выносливости поверхностно упрочненной детали с концентратором напряжений.

About the authors

Vladimir S Vakuljuk

Samara State Aerospace University named after academician S.P. Korolyov

Email: sopromat@ssau.ru
(Ph.D. (Techn.)), Associate Professor 34, Moskovskoe shosse, Samara, 443086, Russian Federation

Vyacheslav P Sazanov

Samara State Aerospace University named after academician S.P. Korolyov

Email: sopromat@ssau.ru
(Ph.D. (Techn.)), Associate Professor 34, Moskovskoe shosse, Samara, 443086, Russian Federation

Valentin F Pavlov

Samara State Aerospace University named after academician S.P. Korolyov

Email: sopromat@ssau.ru
(Dr. Sci. (Techn.)), Professor 34, Moskovskoe shosse, Samara, 443086, Russian Federation

Valentin K Shadrin

Samara State Aerospace University named after academician S.P. Korolyov

Email: sopromat@ssau.ru
(Ph.D. (Techn.)), Associate Professor 34, Moskovskoe shosse, Samara, 443086, Russian Federation

References

Supplementary files