Surface hardened threaded pipe parts made of high-strength aluminum alloy 1953T1 fatigue resistance

Full Text

Во многих отраслях промышленности успешно применяются различные методы поверхностного пластического деформирования (ППД). Процесс пластического деформирования поверхностного слоя может быть выполнен по схемам качения, скольжения или внедрения и зависит от многих факторов, таких как механические характеристики материала, форма, усилие и скорость перемещения деформирующего элемента. После такого процесса в поверхностном слое происходят структурные изменения, возникает наклеп и формируются сжимающие остаточные напряжения. В соответствии с ГОСТ 18296-72 поверхностное деформирование при качении инструмента по поверхности детали называется накатыванием. В свою очередь, накатывание подразделяется на обкатывание и раскатывание в зависимости от того, какая поверхность обрабатывается. В зоне контакта деформирующего элемента и обрабатываемой поверхности возникает локальный очаг пластической деформации, который перемещается вместе с инструментом, благодаря чему поверхностный слой последовательно деформируется на определенную глубину. Определяющей задачей процесса упрочнения поверхностного слоя является подбор и оптимизация режимов обкатывания с целью получения наилучших эксплуатационных характеристик деталей. Необходимо подчеркнуть, что обработка, основанная на пластическом деформировании тонкого поверхностного слоя, имеет по сравнению с механической обработкой со снятием стружки (точение, шлифование) ряд преимуществ: сохраняется целостность волокон металла и образуется мелкозернистая структура поверхностного слоя; плавно и стабильно повышается микротвердость поверхности; уменьшается шероховатость поверхности в несколько раз за один рабочий ход; создаются благоприятные сжимающие остаточные напряжения в поверхностном слое. Указанные и другие преимущества методов ППД обеспечивают повышение сопротивления усталости, износостойкости, контактной выносливости и других эксплуатационных свойств обрабатываемых деталей. Традиционными областями применения алюминия считаются авиация, атомная энергетика и автомобилестроение. Между тем из сплавов на основе «крылатого металла» уже несколько десятилетий изготавливаются трубы для нефтегазовой отрасли. Сравнительно небольшая плотность алюминиевых сплавов, высокая удельная прочность в сочетании с хорошей коррозионной стойкостью в агрессивных средах обеспечили применение алюминиевых труб при добыче нефти и газа. Усложнение конструкции и компоновки, повышение требований к надежности, долговечности и материалоемкости конструкций бурильного оборудования приводят к появлению все бόльшего числа деталей сложной формы с резкими концентраторами напряжений. Прочностные расчеты резьбовых соединений бурильных труб принято вести для сечения по впадине первого витка резьбы, находящегося в зацеплении с резьбой, навинчиваемой на трубу детали. Конструктивные методы повышения прочности приводят к увеличению массы трубы, поэтому основным резервом повышения эксплуатационных характеристик бурильных труб является использование высокопрочных алюминиевых сплавов и применение современных видов и средств поверхностного упрочнения резьбовых соединений. Прочностные свойства стальных бурильных труб выше, чем алюминиевых, но если учесть, что основной запас прочности уходит на нагрузки, формируемые собственным весом колонны, то применение алюминиевых труб становится более эффективным. Для повышения эксплуатационных характеристик резьбовых конструкций, изготовленных из высокопрочных алюминиевых сплавов, представляет интерес технологическая операция опережающего поверхностного пластического деформирования (ОППД) с последующим изготовлением резьбы в пределах толщины упрочненного слоя. Во многих работах [1-7] упрочнение ОППД выполнялось на деталях, изготовленных из стали и титана. В указанных работах отмечено существенное увеличение сопротивления усталости после опережающего поверхностного пластического деформирования поверхностного слоя, что объясняется созданием благоприятных сжимающих остаточных напряжений в концентраторах за счет перераспределения остаточных усилий гладкой упрочненной заготовки. В настоящем исследовании при упрочнении ОППД (рис. 1) трубных заготовок из алюминиевого сплава 1953Т1 ( = 470 МПа, = 520 МПа, = 6,5%, = 12,5%, = 610 МПа) в качестве основного контролирующего параметра настроек технологического процесса была использована толщина стенки, то есть режимы обкатывания (варианты) определялись конечной толщиной стенки трубной заготовки с наружным диаметром 70 мм и внутренним 50 мм. Такой подход к выполнению операции упрочнения опережающим поверхностным пластическим деформированием можно достаточно легко внедрить в серийное производство бурильных труб, что оправдано стабильностью технологического процесса формирования толщины упрочненного поверхностного слоя, в пределах которого в дальнейшем наносится резьба. Рис. 1. Обкатывание трубной заготовки роликами Были выбраны следующие варианты режимов обкатывания трубных заготовок: - режим 0,5 - стенка трубной заготовки после обкатки роликами уменьшалась на 0,5 мм; - режим 1,0 - стенка трубной заготовки после обкатки роликами уменьшалась на 1,0 мм; - режим 1,5 - стенка трубной заготовки после обкатки роликами уменьшалась на 1,5 мм; - режим 2,0 - стенка трубной заготовки после обкатки роликами уменьшалась на 2,0 мм. Для определения остаточных напряжений, наведенных в поверхностном слое различными режимами упрочнения, гладкие трубные заготовки (рис. 2) разрезались на кольца и полоски, которые использовались затем для определения остаточных напряжений известным методом колец и полосок [8]. Рис. 2. Трубная заготовка после обкатывания роликами Распределение осевых остаточных напряжений по толщине поверхностного слоя а гладких заготовок приведено на рис. 3. Исследования показали, что заготовки из высокопрочного алюминиевого сплава 1953Т1 из-за ограниченного запаса пластичности материала после обкатки роликами на режиме 2,0 имели на поверхности видимые дефекты - микротрещины, сквозные трещины и отслоения. Поэтому заготовки, прошедшие упрочнение на режиме 2,0, из дальнейших исследований были исключены. Рис. 3. Осевые остаточные напряжения в трубных заготовках после различных режимов упрочнения: 1 - режим 0,5; 2 - режим 1,0; 3 - режим 1,5 Наибольшие сжимающие остаточные напряжения величиной -625 МПа наблюдались в заготовках, упрочненных по режиму 1,5. Кроме этого, глубина залегания сжимающих напряжений в этом случае упрочнения также наибольшая, составляющая 2,1 мм. Такой характер распределения сжимающих остаточных напряжений в поверхностном слое дает основание считать режим 1,5 оптимальным из исследованных по сопротивлению усталости. Следует обратить внимание на то, что наибольшая величина сжимающих остаточных напряжений в трубных заготовках превышает не только предел текучести, но и предел прочности материала 1953Т1. Наблюдаемому явлению дано объяснение в работе [10], в которой показано, что наибольшая величина сжимающих остаточных напряжений в упрочненном поверхностном слое деталей может превышать даже сопротивление разрыву материала на 15 %. Этот предел в исследуемом случае не превышен. Остаточные напряжения в упрочненных ОППД резьбовых образцах определялись численным методом с использованием программного комплекса PATRAN/NASTRAN [11]. После нарезания резьбы на неупрочненных и упрочненных роликами трубных заготовках резьбовые образцы подвергалась испытаниям на усталость с целью определения предела выносливости при изгибе в случае симметричного цикла; база испытаний - циклов нагружения. Определение предела выносливости проводилось методом ступенчатого изменения нагрузки (метод «вверх-вниз») [9]. Этот метод является простым и надежным при определении среднего значения предела выносливости и его среднего квадратического отклонения. Результаты испытаний на усталость приведены в таблице. Резьбовые образцы, прошедшие базу испытаний без разрушения при напряжении, равном пределу выносливости, доводились до разрушения при напряжении, бόльшем предела выносливости. Во всех образцах со сжимающими остаточными напряжениями были обнаружены нераспространяющиеся трещины усталости, значения которых приведены в таблице. Необходимо отметить, что измеренные в данном исследовании величины критической глубины нераспространяющейся трещины усталости соответствуют установленной в работах [6, 12] для деталей с отверстием зависимости , (1) где - диаметр опасного сечения детали; - диаметр отверстия. Результаты испытаний на усталость резьбовых образцов из сплава 1953Т1 Режим упрочнения , МПа , мм , МПа Без упрочнения 98 - - - 0,5 105 1,14 -63 0,103 1,0 110 1,18 -107 0,112 1,5 135 1,17 -336 0,110 2,0 85 - - - Были также проведены сравнительные испытания на усталость при одинаковом напряжении 100 МПа резьбовых образцов, изготовленных из материала 1953Т1 в состоянии поставки (неупрочненные образцы), и упрочненных по режиму 1,5 (упрочненные образцы). Результаты испытаний на усталость показали значительное (более 200 %) увеличение количества циклов до разрушения у резьбовых образцов, упрочненных по режиму 1,5, в сравнении с неупрочненными образцами в состоянии поставки. Оценка влияния ОППД на приращение предела выносливости резьбовых образцов проводилась по критерию среднеинтегральных остаточных напряжений [6, 13, 14]: , (2) где - коэффициент влияния поверхностного упрочнения по критерию ; ; (3) - 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 (см. таблицу). Значения критерия среднеинтегральных остаточных напряжений и коэффициента влияния поверхностного упрочнения , вычисленные по формулам (2) и (3), приведены в таблице. Величина коэффициента сравнивалась со значением этого коэффициента, определенным по зависимости работ [15, 16], полученной на основании обработки большого количества экспериментальных данных: , (4) где - теоретический коэффициент концентрации напряжений. Методом конечно-элементного моделирования с использованием программного комплекса PATRAN/NASTRAN [11, 17, 19] было установлено, что для изгиба исследуемого резьбового соединения коэффициент = 6,45. При таком значении коэффициент , вычисленный по зависимости (4), составляет 0,096. Из данных таблицы следует, что полученная расчетным методом величина коэффициента отличается от экспериментально определенной не более чем на 14 %. Выводы 1. На основании проведенных исследований на усталость установлено, что оптимальным вариантом упрочнения роликами при опережающем поверхностном пластическом деформировании резьбовых образцов из высокопрочного алюминиевого сплава 1953Т1 является режим 1,5. 2. Результаты испытаний на усталость резьбовых образцов соответствуют характеру распределения остаточных напряжений в упрочненных гладких заготовках, причем при режиме 1,5 наблюдается наиболее полное распределение сжимающих остаточных напряжений по толщине поверхностного слоя. 3. Оценка влияния поверхностного упрочнения резьбовых образцов на многоцикловую усталость по критерию среднеинтегральных остаточных напряжений показала, что прогнозируемое приращение предела выносливости при изгибе отличается от экспериментального не более чем на 14 %. 4. Для прогнозирования приращения предела выносливости трубных резьбовых образцов после ОППД вначале определяются остаточные напряжения в образцах после нанесения резьбы. Критическая глубина нераспространяющейся трещины усталости вычисляется по формуле (1), критерий среднеинтегральных остаточных напряжений - по формуле (3), коэффициент влияния упрочнения на предел выносливости - по зависимости (4). После определения значений и по формуле (2) рассчитывается приращение предела выносливости упрочненной трубной резьбовой детали.

About the authors

Victor A Kirpichev

Samara State Aerospace University

Email: sopromat@ssau.ru
Doctor of Technical Sciences, professor of the Strength of Materials Department 34, Moskovskoe shosse, Samara, 443086, Russian Federation

Alina V Ivanova

Samara State Aerospace University

Email: sopromat@ssau.ru
Postgraduate Student of the Strength of Materials Department 34, Moskovskoe shosse, Samara, 443086, Russian Federation

Anatoly P Filatov

Samara State Aerospace University

Email: sopromat@ssau.ru
Candidate of Technical Sciences, Associate professor of the Strength of Materials Department 34, Moskovskoe shosse, Samara, 443086, Russian Federation

Olga S Afanasieva

Samara State Technical University

Email: afa@pm.samgtu.ru
Candidate of Technical Sciences, Associate professor of the Applied Mathematics and Informatics Department 244, Molodogvardeyskaya st., Samara, 443100, Russian Federation

Irina A Mazurenko

Samara State Technical University

Email: afa@pm.samgtu.ru
Postgraduate Student of the Applied Mathematics and Informatics Department 244, Molodogvardeyskaya st., Samara, 443100, Russian Federation

References

Supplementary files