CC BY
19
УДК 621.873:620.179.17
М. В. Сидоренко, канд. тех. наук А. М. Руднев Национальный технический университет, г. Запорожье
АКУСТИКО-ЭМИССИОННЫЙ КОНТРОЛЬ УЗЛОВ СОЕДИНЕНИЯ ГЛАВНЫХ И КОНЦЕВЫХ БАЛОК МОСТОВЫХ
КРАНОВ
Предложены методики определения остаточной долговечности узлов соединения главных и концевых балок мостовых кранов: на этапе зарождения трещины по сигналам АЭ, возникающим при вдавливании индентора, на этапе развития трещины по сигналам АЭ, возникающим при динамических испытаниях.
Узлы соединения главных и концевых балок испытывают нагружение в вертикальной (от собственного веса конструкции, веса груза и т. д.) и горизонтальной (от перекосной нагрузки, приложенной к реборде ходового колеса) плоскостях. После продолжительной интенсивной эксплуатации крана в узлах возникают трещины. На современном этапе развития акустико-эмис-сионного контроля грузоподъемных кранов производится преимущественно локация дефектов с последующим определением их параметров другими методами неразрушающего контроля [1, 2]. Настоящая работа направлена на разработку метода АЭ-контроля узлов соединения главных и концевых балок кранов в качестве отдельного альтернативного метода контроля.
Методики для оценки поврежденности и разрушения материалов и изделий при статическом нагруже-нии изложены в работах Скальского В. Р. [3], Недосе-ки А. Я. [4] и др., при циклическом нагружении в работах Дробота Ю. Б., Лазарева А. М. [5]. Методика оценки остаточного ресурса по параметрам акустической эмиссии при вдавливании шарового индентора предложена в [6, 7]. Применение методик сдерживает недостаток корреляционных зависимостей между состоянием материала и параметрами АЭ при циклическом нагружении с учетом условий работы узла, а также материалов, применяемых при производстве металлоконструкций.
Цель работы: исследовать влияние степени повреждения при циклическом нагружении на объемную повреждаемость при вдавливании индентора на основе использования явления акустической эмиссии. Разработать методики оценки остаточной долговечности узла.
Для выполнения исследований, которые отражали бы условия работы крановых металлоконструкций из сталей ВСт3сп5 и 09Г2С, была создана экспериментальная установка (рис. 1). Испытания на усталость при различных коэффициентах асимметрии цикла производили на установке осевого циклического нагру-жения РС-1. Стробирование сигналов по циклу нагру-жения осуществлялось специальной оптической сис-
© М. В. Сидоренко, А. М. Руднев, 2007
темой в зависимости от положения груза нагружающего устройства. Рабочая полоса частот регистрируемых сигналов АЭ составляла: 0,2-0,5 МГц. Датчики устанавливали на образец при помощи магнитного крепления или прижимали струбциной. Тарировку АЭ -системы на объекте осуществляли при помощи источника Су-Нильсена и имитатора ультразвука [8].
В процессе роста трещины увеличивается эксцентриситет внешней нагрузки на образец и возможен его изгиб и проворачивание в захватах. Параметры нагру-жения, обеспечивающие отсутствие регистрации сигналов АЭ, от указанных явлений, были определены при испытании технологического образца (рис. 2). Рабочий образец отличается уменьшенным сечением в рабочей части.
Рис. 1. Схема экспериментальной установки: 1 - преобразователь акустической эмиссии; 2 - предусилитель к=20дБ; 3 - прибор акустико-эмиссионный АФ -15; 4 -тензоусилитель; 5 - субблок фильтрации и гальванической развязки; 6 - нормирующий усилитель; 7 - система выработки внешней синхронизации; 8 - оптопары открытые; 9 - блок сопряжения (нормирующие усилители, сдвиг по уровню, установка «0», мультиплексорный АЦП); 10 - персональный компьютер; 11 - измерительный микроскоп
4 13
150
б
Рис. 2. Образцы для испытаний: а - рабочий образец; б - технологический образец
Установленный на РС-1 образец не имел инициирующего надреза. Производилось опробование образца, запись собственных шумов машины. Величина нагрузки при этом была на 25 % больше рабочей. После этого пропиливали надрез, не снимая образец с установки.
Оценка остаточной долговечности конструкций на этапе зарождения трещины
В работах [6, 7], посвященных совместному использованию метода АЭ и метода кинетической твердости, предполагается, что первый максимум активности АЭ соответствует микротекучести; второй - пределу текучести и третий - нагрузке около 2500 Н (при диаметре индентора 10 мм) (рис. 3). При растяжении образца активность АЭ, соответствующая микротекучести меньше, чем при достижении предела текучести. Это объясняется тем, что при нагрузке, соответствующей микротекучести происходит деформация и разрушение микронеровностей в зоне контакта инден-тор-образец и трение в месте опирания образца. Уменьшить АЭ, вызванную этими явлениями, можно, произведя опрессовку образца нагрузкой превосходящей рабочую на 25 % и заменив шар цилиндром, исключающим смятие поверхностей.
Теоретическая модель акустико-эмиссионной меры объемной поврежденности при кинетическом индентировании:
1. Акустико-эмиссионная мера объемной повреж-денности при вдавливании индентора пропорциональна истинной деформации при растяжении, полученной при одинаковых степенях деформации.
б
Рис. 3. Диаграммы изменения активности АЭ СДэ, числа
импульсов АЭ Наэ, амплитуды АЭ и нагрузки Р на индентор в зависимости от времени:
а - образец- сталь 19Г в исходном состоянии (по данным [10]); б - образец- сталь 09Г2С в исходном состоянии (по данным авторов)
2. Акустико-эмиссионная мера объемной повреж-денности при вдавливании индентора уменьшается в процессе наработки при напряжениях выше предела выносливости.
3. Акустико-эмиссионная мера объемной повреж-денности не зависит от упругих и остаточных напряжений, истории циклического нагружения.
В работах В. Р. Скальского [3, 9] создана модель количественной оценки объемной поврежденности кристаллических тел. Механическая мера объемной поврежденности материала определяется, как отношение суммы новообразованных дефектов к объему, в котором они образовались. Механическая и акустико-эмиссионная меры объемной поврежденности линей-
а
а
но зависит от истинной деформации поликристаллических тел.
Принимаем при вдавливании индентора аналогично акустико-эмиссионную меру поврежденности как отношение суммы амплитуд сигналов АЭ к объему, в котором происходит дефектообразование
^ =
IA
V
(1)
Пластически деформированная область представляет собой полусферу диаметром, Ор = 2,5 • ё где ё -диаметр отпечатка, объем которой равен
V = — -п-Dp 12 р'
(2)
Истинная деформация определяется по относительному сужению у
e = ln-
1
1 -у
Средняя степень деформации по М. П. Марковцу [10] эквивалентная относительному сужению
у = -
M - F
M
где М - площадь шарового сегмента, соответствующего диаметру лунки; Е - площадь круга, из которого выдавливается шаровый сегмент. В результате
у = 1 -k2 + k2-I D
(3)
Вдавливать индентор необходимо до деформаций, соответствующих характерным точкам на диаграмме растяжения. В данной работе обеспечивали достижение значений равномерной деформации, полученных предварительно при растяжении цилиндрических образцов.
Проверка теоретической модели.
Положение 1. Зависимость проверяли экспериментально на сталях Ст3 и 09Г2С в состоянии поставки. Акустико-эмиссионную меру поврежденности оценивали по амплитуде огибающей электрических сигналов события непрерывной АЭ за 1 мс при вдавливании индентора диаметром 7,16 мм. Обработка результатов показала, что на этапе деформационного упрочнения зависимости ^ - e хорошо аппроксимируются линейными функциями (рис. 4):
Ih = «1 •e + b1.
(4)
Для 09Г2С: = 30,6 • e - 0,177, R = 0,99); Ст3: = 1,45 • e - 0,014, (R = 0,986).
В/мм
0,02 0.04 0,06 0.08
где t - глубина лунки, когда шар находится в ней под
j = d 0 = f d
нагрузкой; D - диаметр индентора; k = ~ f | D
D
определяется по графической зависимости (рис. 3, [10]). После ее аппроксимации и преобразования на основании геометрических соображений получим
k = -0,5-I-D] + 0,94-i-D] -0,59-i-D- 1+1
Основополагающим принципом при изучении кривых твердости является соответствие напряжений при вдавливании и растяжении при эквивалентной деформации. Степень деформации оценивается зависимостью, предложенной Тейбором: 8 - 0,2 'I . Таким
образом при использовании инденторов разных диа-
d =
метров необходимо соблюдать условие d ~ const.
Рис. 4. Зависимость акустико-эмиссионной меры поврежденности от истинной деформации при вдавливании индентора:
а - 09Г2С, б - Ст3
а
б
Из (1)-(4) следует так же, что при обеспечении одинаковой степени деформации сумма амплитуд АЭ будет пропорциональна объему индентора, что было проверено для инденторов диаметром 3,16; 7,15 и 9,5 мм. При использовании индентора малого диаметра можно достичь степени деформации соответствующей
шейкообразованию. При этом 51 должно увеличиться на порядок, за счет е [9]; но сумма амплитуд умень-шится за счет размеров зоны пластического деформирования, и первоначальные значения амплитуд будут находиться ниже порога дискриминации. Этим обусловлен выбор диаметра индентора и степени деформации.
Положение 2. В работах [6, 7] показано, что количество и энергия сигналов АЭ существенно снижаются по мере возрастания числа циклов предварительной циклической деформации образцов. Величина критического значения акустико-эмиссионной меры поврежденности определена по результатам инденти-рования образцов, предварительно доведенных до разрушения при испытании на усталость из стали Ст3 при симметричном цикле и из стали 09Г2С при различной асимметрии цикла при средних напряжениях сжатия равных 0, 100, 150, 200 МПа. В пределах левой части кривой усталости было испытано по 4-5 образцов. Ус -тановлено, что величина напряжений и асимметрии цикла практически не влияет на АЭ меру поврежден-
ности. Таким образом, полученные зависимости
*
5 1 - е характеризуют предельное состояние материалов. Для стали Ст3 зависимость имеет вид: 5*1 = 0,71-е - 0,02; для стали 09Г 2 С: 5*1 = = 13,4 - е - 0,065.
Положение 3. Параметры АЭ могут изменяться при генерировании и при передаче от источника к ПАЭ. Во избежание влияния НДС на распространение акустических волн устанавливаем согласно [4] нижнюю границу полосы частот. В [10] показано, что влияние остаточных напряжений на НВ сказывается незначительно. Образцы из исследуемых сталей в исходном состоянии нагружали до напряжений сжатия, составляющих 100 и 200 МПа, на установке РС-1. Установ -
лено, что влиянием упругих напряжений на 5и можно пренебречь.
На основании предложенной модели акустико-эмиссионной меры объемной поврежденности при кинетическом индентировании и найденных эмпирических зависимостей можно определить остаточную долговечность в циклах:
N =
5 p 1
5Ь -5 р1-
- Nr
где Np, 5 ри - число циклов, отработанных на момент измерения и значение АЭ меры поврежденности при
кинетическом индентировании на момент измерения соответственно.
Оценка остаточной долговечности конструкций на этапе развития трещины
Оценку порога чувствительности метода производили по критерию обнаружения трещины [5], за который приняли превышение амплитуды на 20 % по сравнению с уровнем шумов, наблюдаемых в период развития трещины. Амплитуда сигналов АЭ регистрировалась по трем каналам: в стробе 1, соответствующем фазовым углам 0-80 в стробе 2-80 °-100°; в стробе 3-100°-360°. Для сигналов в стробах 1 и 3 минимальная площадь обнаруживаемой трещины составляет 0,18 мм3 (длина 0,07 мм) и не зависит от исследуемого материала. Для сигналов в стробе 2 минимальная скорость роста трещины составила 1-2-10-4 мм/цикл для стали 09Г2С.
Исследование сигналов от берегов усталостной трещины.
Сигналы от берегов усталостной трещины записывали при испытаниях на трещиностойкость с коэффициентом асимметрии Я= -1, 0. Качественно подтверждается гипотеза о том, что амплитуды сигналов пропорциональны площади трещины. Однако разброс опытных данных велик, что объясняется нестабильным характером трения из-за фрикционного изнашивания берегов [5]. Учитывая, что при развитии трещин в узлах соединения при эксплуатационных нагрузках разрушение происходит по смешанному механизму деформирования, разброс данных будет еще более заметен, что проверено экспериментально. Образец с выращенной усталостной трещиной фиксировали в одном из захватов машины, а другой поворачивали вокруг оси образца. Отсутствие остаточной деформации скручивания проверяли индикаторными часами с ценой деления 0,001 мм.
Исследование сигналов от пластической деформации в вершине усталостной трещины.
Скорость роста усталостных трещин в основном металле узлов соединения главных и концевых балок меньше пороговых значений, при которых наблюдается линейная зависимость А -1' . Это объясняется высоким уровнем шумов нагружающего устройства и применяемой АЭ аппаратуры, а также невысоким уровнем сигналов АЭ генерируемым в исследуемых материалах, особенно для Ст3. Горизонтальные нагрузки на узел соединения главных и концевых балок не являются постоянными, так как зависят от угла перекоса ходового колеса, вертикальной нагрузки и других факторов. При оценке скорости роста трещины по параметрам АЭ возникают сложности, связанные с существованием эффекта Кайзера. После незначительных перегрузок будет наблюдаться большое количество пассивных циклов, то есть таких, в которых уровень сигналов АЭ будет ниже порогового уровня регистрирующей аппаратуры. Поэтому параметры трещин определяли по АЭ, возникающей при перегруз-
ке конструкции при проведении динамических испытаний грузом 1,1 бНОМ. Установлено, что для исследуемых сталей первые сигналы от пластической деформации в вершине трещины возникают при перегрузке до 10 %. Они могут наблюдаться раньше регистрации монотонно возрастающей амплитуды АЭ, которая предшествует старту трещины и служит качественным подтверждением наличия развивающегося дефекта. Нагрузка на ходовые колеса крана при проведении динамических испытаний, как правило, значительно превосходит эксплуатационную. Таким образом, реализуется условие:
Рисп >11 • Р .
1 max -1'1 1
Если нагрузка достигает величины, соответствующей старту трещины, то по значению К, при известной зависимости К = /(I) • Р, можно определить длину трещины и коэффициент интенсивности напряжений, который отвечает эксплуатационным нагрузкам
К = ^ • Р
КР Р8 Р .
Для рассматриваемых трещин значение К^ практически не будет достигнуто. В этом случае предлагается получить значение Кэкстраполяцией. Для некоторых конструкционных материалов зависимость амплитуды сигналов АЭ от нагрузки до старта трещины удовлетворительно описывается простой зависимостью (для титанового сплава линейной [12]). Сумма амплитуд в этом случае тоже будет монотонно возрастающей функцией. Зная характер зависимости ^ АI = / (Р) по начальному участку кривой можно путем экстраполяции определить нагрузку, соответствующую старту трещины. Если аппаратура достаточно чувствительна, а эмиссия непрерывная, то можно осуществить линейную экстраполяцию амплитуды, а полученное уравнение проинтегрировать. В дальнейшем, определив размах коэффициента интенсивности напряжений, по известным кинетическим диаграммам циклической трещиностойкости, можно определить скорость роста трещины и число циклов, до достижения ею заданных размеров. Для исследуемых материалов установлено, что до старта трещины сумма амплитуд удовлетворительно аппроксимируется параболой. Для стали 09Г2С значение суммы амплитуд,
соответствующее старту трещины: ^ * А, = 7,45В. На основании изложенного предложена методика оценки остаточной долговечности при наличии трещин (рис. 5).
Сравнивая рассмотренные подходы к оценке состояния узлов соединения балок методом АЭ можно утверждать, что их совместное применение обеспечит повышение объективности технического диагностирования.
Рис. 5. Алгоритм оценки остаточной долговечности по сумме амплитуд АЭ, возникающих при перегрузке узла с трещиной
Выводы
1. Предложены методики определения остаточной долговечности: на этапе зарождения трещины по сигналам АЭ, возникающим при вдавливании инденто-ра; на этапе развития трещины по сигналам АЭ, возникающим при динамических испытаниях.
2. Контроль развивающихся трещин в узлах соединения главных и концевых балок по сигналам АЭ в эксплуатации требует применения аппаратуры, имеющей более низкий уровень собственных шумов.
3. При статических испытаниях возможна качественная оценка наличия трещин по сигналам АЭ, вызванным трением их берегов.
Перечень ссылок
1. Висиловский Н. Г., Кельрих М. Б., Пожидаев Н. Г., Ку-юмджи В. Г., Подтыкан Е. Н. Применение акустико-эмиссионных комплексов для контроля технического состояния оборудования. // Техническая диагностика и неразрушающий контроль. - 1998. - № 1. - С. 32-37.
2. Иванов В. Н., Кобзев В. А., Сущий О. В., Рарог Н. Н. Применение метода акустической эмиссии при диагностировании металлоконструкций. // Подъемные сооружения. Специальная техника. - 2002. - № 8. - С. 19.
3. Скальский В. Р. Розробка методик i засобiв оцшки об-'емно! пошкодженост та руйнування матерiалiв i ви-робiв за параметрами акустично! емюй: Автореф. дис. докт. техн. наук: 01.02.04. / Фiзико-механiчний шсти-тут iм Г.В. Карпенка НАН Укра!ни. - Л^в, 2003. - 36с.
4. Недосека А. Я. Основы расчета и диагностики сварных конструкций. - К.: Издательство методической литературы и наглядных пособий ТК-78, 1996. - 294 с.
5. Дробот Ю. Б., Лазарев А. М. Неразрушающий конт -роль трещин акустико-эмиссионным методом. - М.: Изд-во стандартов, 1987. - 128 с.
6. Пенкин А. Г., Терентьев В. Ф. Оценка степени повреждаемости конструкционной стали 19Г при статическом и циклическом деформировании с использованием метода акустической эмиссии // Металлы. - 2004. - №3. -С. 78-85.
7. Пенкин А. Г., Терентьев В. Ф., Бакиров М. Б. Оценка степени повреждаемости конструкционных сталей при статическом и циклическом деформировании с использованием методов акустической эмиссии и кинетической твердости // Деформация и разрушение материалов. - 2005. - №2. - С.15-19.
8. РД 03-300-99 Требования к преобразователям акустической эмиссии, применяемым для контроля опасных производственных обьектов. - М.: ПИО ОБТ, 2002.-31с.
9. Скальский В. Р. Акустико-емюшне визначення накопи-чення об'емно! пошкодженост твердих тл // Фiз.-хiм механжа матерiалiв. - 2003. - №2. - С. 84-92.
10. Марковец М. П. Определение механических свойств металлов по твердости. - М.: Машиностроение, 1979. -191 с.
11. Бакиров М. Б., Потапов В. В. Феноменологическая методика определения механических свойств корпусных сталей ВВЭР по диаграмме вдавливания шарового индентора // Заводская лаборатория. - 2000. - №12. -С. 35-44.
12. Методические аспекты применения метода акустической эмиссии при определении статической трещинос-тойкости / А. Е. Андрейкив, Н. В. Лысак, В. Р. Скальс-кий, О. Н. Сергиенко. - Львов.: 1990. - 34 с. (Препринт./ АН УССР. ФМИ им Г. В. Карпенко; №165).
Одержано 13.06.2007
Запропонован методики для визначення залишковог довговiчностi вушв з 'еднання головних та ктцевих балокмостових кранiв: на етапi зародження трiщини за сигналами АЕ, що виникають при iндентуваннi; на етапi розвитку трiщини за сигналами АЕ, що виникають при динамiчних випробуваннях.
The defining methods of assembly unit residual durability of bridge cranes main and end beams connection are offered: at a stage of crack origin on AE signals arising during indentor caving-in, at a stage of crack development on AE signals caused by dynamic tests.
УДК 620.193.4
О. Е. Нарiвський1, д-р техн. наук С. Б. Белков2
1ВАТ завод «Павлоградх1ммаш», м. Павлоград 2Нацюнальний техшчний ушверситет, м. Запор1жжя
ОЦ1НКА СТ1ЙКОСТ1 СПЛАВУ 06ХН28МДТ ДО П1ТИНГОВО1 ТА Щ1ЛИННО1 КОРОЗП В ХЛОРИДОВМ1СНИХ СЕРЕДОВИЩАХ
Експериментально досл1джено вплив неметалевих включень i легувальних елементiв Сг, Мо, И, Си i С на граничнi потенцiали репасивацИ пiтингiв i активацИ сплаву 06ХН28МДТ(ЭИ 943) у щiлинi. Проведено оцiнку сmiйкосmi сплаву ЭИ943 до пimинговоi та щтинно1 корозИ в хлоридовмiсних середовищах. Для визначення
поmенцiалу репасиваци(ф1) залежно вiд вмiсmу в сплавi хрому (С) запропоновано використовувати формулу ф1 = -4,44+0,22С.
Холоднокатаний лист сплаву 06ХН28МДТ (ЭИ 943) застосовують у виробнищга розбiрних пластин-частих теплообмшнишв, яш використовують у техно-лопчних процесах виробництва арчано! кислоти [1].
Начаа е багато даних про корозшну стшшсть сплаву ЭИ 943 у арчанш кислот рiзноl концентрацп та тем-ператури [2, 3], але майже ввдсутш даш про його стшшсть до штингово! та щшинно! корозп в хлори-
© О. Е. Нар1вський, С. Б. Белжов, 2007
