Оценка влияния гидродробеструйной обработки на многоцикловую усталость цилиндрических деталей из сплава Д16Т по первоначальным деформациям образца-свидетеля

Полный текст

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.

Об авторах

Владимир Степанович Вакулюк

Самарский государственный аэрокосмический университет имени академика С.П. Королёва (национальный исследовательский университет)

Email: sopromat@ssau.ru
(к.т.н)., доцент кафедры «Сопротивление материалов» Россия, 443086, г Самара, ул. Московское шоссе, 34

Вячеслав Петрович Сазанов

Самарский государственный аэрокосмический университет имени академика С.П. Королёва (национальный исследовательский университет)

Email: sopromat@ssau.ru
(к.т.н.), доцент кафедры «Сопротивление материалов» Россия, 443086, г Самара, ул. Московское шоссе, 34

Валентин Фёдорович Павлов

Самарский государственный аэрокосмический университет имени академика С.П. Королёва (национальный исследовательский университет)

Email: sopromat@ssau.ru
(д.т.н., проф.), зав. кафедрой «Сопротивление материалов» Россия, 443086, г Самара, ул. Московское шоссе, 34

Валентин Карпович Шадрин

Самарский государственный аэрокосмический университет имени академика С.П. Королёва (национальный исследовательский университет)

Email: sopromat@ssau.ru
(к.т.н)., доцент кафедры «Сопротивление материалов» Россия, 443086, г Самара, ул. Московское шоссе, 34

Список литературы

Дополнительные файлы