CC BY
41
УДК 621.787:539.319
ОЦЕНКА КРИТИЧЕСКОЙ ГЛУБИНЫ НЕРАСПРОСТРАНЯЮЩЕЙСЯ ТРЕЩИНЫ УСТАЛОСТИ ПОВЕРХНОСТНО УПРОЧНЁННОЙ ДЕТАЛИ
©2012 В. А. Кирпичёв, О. Ю. Семёнова
Самарский государственный аэрокосмический университет имени академика С.П. Королёва
(национальный исследовательский университет)
В статье рассматривается зависимость критической глубины нераспространяющейся трещины усталости возникающей при работе детали на пределе выносливости, от размеров поперечного сечения цилиндрической детали. Приводятся оценки погрешности формул при вычислении значений для сплошных и полых цилиндрических деталей.
Критическая глубина нераспространяющейся трещины усталости, опережающее поверхностное пластическое деформирование, предел выносливости, концентратор напряжений, цилиндрическая деталь.
Для прогнозирования приращения предела выносливости Лр ДАсг 15Атч) поверхностно упрочнённых деталей с концентраторами напряжений в работе [1] было предложено использовать критерий среднеинтегральных остаточных напряжений оост:
(1)
АР-1 = ¥г
где у/ (у/а,у/Т)~ коэффициент влияния поверхностного упрочнения на предел выносливости детали по критерию оост;
2р<т.(£) к'
сг = —
Ї—
и
(2)
о Л/1 —
ст.(^) - осевые остаточные напряжения в наименьшем (опасном) сечении детали по толщине у поверхностного слоя; £ = у111:р -
расстояние от поверхности концентратора до текущего слоя, выраженное в долях ікр ; ікр -
критическая глубина нераспространяющейся трещины усталости, возникающей при работе поверхностно упрочнённой детали на пределе выносливости (рис. 1).
Чтобы воспользоваться формулами (1) и (2) при прогнозировании предела выносливости упрочнённой детали, необходимо знать значение критической глубины і нераспространяющейся трещины усталости.
В работах [2-5] было экспериментально установлено, что значение ікр определяется только размерами наименьшего поперечного сечения детали и не зависит от вида поверхностного упрочнения, материала,
последовательности изготовления и упрочнения концентратора, степени наклёпа, типа и размера концентратора, величины сжимающих остаточных напряжений, типа деформации и асимметрии цикла напряжений.
я
Рис. 1. Цилиндрическая деталь с концентратором и нераспространяющаяся трещина усталости
На основании большого числа экспериментов [2, 4, 5] для сплошных цилиндрических деталей была получена зависимость для t в следующем виде:
= 0,0216/),
(3)
где П - диаметр наименьшего (опасного) поперечного сечения (рис. 1).
Для полых цилиндрических деталей зависимость имеет вид [3 - 5]:
їщ, =0,0216 И
1-ао4-|0-°’54(1
(4)
где с1- диаметр отверстия.
Критическая глубина нераспространяющейся трещины усталости I является
удобной характеристикой для толщины поверхностного слоя со сжимающими остаточными напряжениями, ответственными за повышение сопротивления многоцикловой
усталости поверхностно упрочнённых деталей, так как при прогнозировании предела выносливости таких деталей формулы (3) и
(4) дают возможность определять значение t без проведения испытаний на усталость.
В связи с тем, что за последние годы было проведено большое количество испытаний на усталость упрочнённых образцов и деталей из разных материалов, имеющих различные размеры и различные типы концентраторов, возникает вопрос о точности аппроксимирующих зависимостей (3) и (4).
Поэтому в настоящем исследовании была поставлена задача анализа погрешности этих формул по данным экспериментов, опубликованных в работах [2-6]. Проанализированы результаты испытаний на усталость при изгибе, растяжении-сжатии, кручении образцов и деталей с различными концентраторами напряжений, упрочнённых как до нанесения на деталь концентратора, так и после.
Вначале были рассмотрены случаи опережающего поверхностного пластического деформирования (01ШД) цилиндрических образцов и деталей, когда на упрочнённую гладкую поверхность наносился круговой надрез полукруглого профиля.
В табл. 1 приведены значения t по результатам испытаний на многоцикловую усталость [2 - 6] при изгибе, растяжении-сжатии и кручении сплошных цилиндрических образцов после 01ШД из различных сталей и сплавов, упрочнённых различными методами на разных режимах: пневмодробе-струйная обработка (ПДО), гидродробеструйная обработка (ГДО), обкатка роликом (ОР), обработка микрошариками (ОМ), алмазное выглаживание (АВ). Во всех случаях после упрочняющей обработки на цилиндрические образцы диаметром Д наносился круговой надрез полукруглого профиля радиуса К (рис. 1). В табл. 1 представлены опытные значения критической глубины нераспространяющейся трещины усталости и расчётные значения 1^сч, вычисленные по формулам (3) и (4).
В табл. 2 приведены также опытные
и расчётные 1'!^' значения критической глу-
бины нераспространяющейся трещины по результатам испытаний на усталость при изгибе полых цилиндрических образцов различного диаметра с надрезами радиуса Л после 01111Д [3-5].
Далее были проанализированы результаты испытаний на усталость при изгибе сплошных образцов из различных материалов с концентраторами в виде У-образных надрезов и галтелей (рис. 2) [4, 5]. Упрочнение образцов с концентраторами в этом случае производилось после нанесения (изготовления) концентратора.
В качестве методов упрочнения использовались обработка микрошариками (ОМ) и азотирование в среде аммиака на двух режимах (А1 и А2), различающихся временем азотирования (6 и 8 ч, соответственно). В табл. 3 приведены опытные и расчётные значения критической глубины нераспростра-няющейся трещины усталости.
Анализировались также результаты испытаний на усталость при изгибе образцов из стали 45 прямоугольного поперечного сечения с надрезами полукруглого профиля К =0,3 мм [5], нанесёнными на упрочнённую гидродробеструйной обработкой поверхность. Толщина образцов в плоскости изгиба опасного сечения составляла 9,4 и 21,4 мм, а опытные значения трещины - 0,210 и 0,480 мм, соответственно. Расчётные значения 1^сч, вычисленные по
формуле (3), составляли соответственно 0,203 и 0,462 мм.
В табл. 4 приведены расхождения £ между опытными и определёнными по формуле (3) расчётными 1^сч значениями критической глубины нераспространяющейся трещины усталости в случае изгиба для сплошных и полых цилиндрических образцов с надрезами радиуса Я после 01111Д.
Аналогичные данные получены и для других видов деформаций, образцов, концентраторов, методов поверхностного упрочнения. Следует отметить, что расхождение между и (^сч увеличивается с уменьшением
диаметра 1) опасного сечения и достигает для полых цилиндрических образцов 9,1 % (В95 (ПДО), Д = 15 мм, £) = 14 мм, Л = 0,5 мм).
Таблица 1. Значения 7 по результатам испытаний на усталость при изгибе, растяжении-сжатии и кручении сплошных цилиндрических образцов после ОППД
Дефор- мация А. мм я, мм £>, мм Материал, упрочняющая обработка >оп Кр ’ ММ ;расч Кр ’ ММ
изгиб 7,5 0,3 6,9 сталь ЭИ961 (АВ) 0,160 0,149
10 0,3 9,4 стали: 20 (ПДО, ОР), 45 (ГДО, ОР, ОМ), 30ХГСА (ГДО, ОР), 12Х18Н10Т (ГДО, ОР), ЭИ961 (ГДО); сплавы: ЭИ437Б (ГДО), В93 (ГДО), Д16Т (ГДО) 0,195-0,209 0,203
10 0,5 9,0 сталь 20 (ПДО, ОР) 0,192-0,202 0,194
15 0,3 14,4 стали: 45 (ГДО), 30ХГСА (ГДО, ОР), 12Х18Н10Т (ГДО, ОР); сплавы: В95 (ПДО), Д16Т (ГДО, ОР) 0,300-0,314 0,311
15 0,5 14,0 сталь 30ХГСА (ОР) 0,300 0,302
25 0,3 24,4 стали: 20 (ПДО, ОР), 40Х (ГДО); сплав Д16Т (ГДО) 0,508-0,540 0,527
25 0,5 24,0 сталь 20 (ПДО, ОР) 0,520-0,530 0,515
25 1,0 23,0 стали: 20 (ПДО, ОР), 40Х (ОР) 0,490-0,510 0,497
40 0,3 39,4 сплав Д16Т (ГДО) 0,860 0,851
50 0,3 49,4 сталь 45 (ГДО) 1,064 1,067
растяжение- сжатие 10 0,3 9,4 стали: 45 (ГДО), 30ХГСА (ГДО), ЭИ961 (ГДО); сплав Д16Т (ГДО) 0,198-0,207 0,203
кручение 12 0,35 11,3 сталь 30ХГСА (ГДО) 0,235-0,240 0,244
12 0,5 11,0 сталь 30ХГСА (ГДО) 0,220-0,235 0,238
12 0,3 11,4 стали: 40 (ГДО), 30ХГСА (ГДО); сплав В95 (ГДО) 0,240 0,246
Таблица 2. Значения 7 по результатам испытаний на усталость при изгибе полых цилиндрических
образцов после ОППД
А. мм Я, мм £>, мм <і, мм Материал, упрочняющая обработка >оп Кр ’ ММ ;расч Кр ’ ММ
15 0,3 14,4 5 стали: 45 (ГДО, ОР), 12Х18Н10Т (ГДО); сплавы: В95 (ПДО), Д16Т (ГДО, ПДО) 0,294-0,310 0,302
15 0,5 14,0 5 сталь 30ХГСА (ОР); сплавы: В95 (ПДО), Д16Т (ПДО) 0,302-0,320 0,293
15 0,3 14,4 8 сталь 45 (ОР) 0,276 0,278
15 0,3 14,4 10 стали: 45 (ГДО, ОР), 12Х18Н10Т (ГДО); сплав Д16Т (ГДО) 0,243-0,257 0,249
15 0,3 14,4 12,4 сталь 45 (ГДО) 0,184 0,195
15 0,5 14,0 10 сталь 30ХГСА (ОР) 0,262 0,236
25 0,3 24,4 10 сталь 4 0Х (ГДО) 0,520 0,504
25 1,0 23,0 10 сталь 4 0Х (ОР) 0,494 0,471
25 0,3 24,4 15 стали: 20 (ПДО, ОР), 45 (ГДО) 0,442-0,477 0,453
25 0,5 24,0 15 сталь 20 (ПДО, ОР) 0,438-0,446 0,442
25 1,0 23,0 15 сталь 20 (ПДО, ОР) 0,410-0,420 0,414
25 0,3 24,4 19 сталь 4 0Х (ГДО) 0,360 0,380
25 1,0 23,0 19 сталь 4 0Х (ОР) 0,340 0,332
50 0,3 49,4 40 сталь 45 (ГДО) 0,763 0,733
50 0,5 49,0 40 сталь 20 (ОР) 0,710-0,720 0,719
я
С)
Рис. 2. Рабочая часть образцов с У-образными надрезами (а) и галтелями (б)
Таблица 3. Значения ґкр по результатам испытаний на усталость при изгибе образцов с У-образными
надрезами и галтелями
Концентратор А- мм я, мм /), мм Материал, упрочняющая обработка ^кр 9 ММ ;расч кр > ММ
10 0,5 5,0 сталь 38Х2МЮА (А1) 0,110 0,108
У-образный 10 2,5 5,0 сталь 38Х2МЮА (А2) 0,103 0,108
надрез 15 0,5 7,5 стали: 45 (ОМ), 30ХГСА (ОМ), ВНС40 (А2) 0,160-0,166 0,162
17 0,125 10,0 сталь 45 (ОМ) 0,225 0,216
галтель 17 0,10 10,0 сталь 30ХГСА (ОМ) 0,217 0,216
17 0,15 10,0 сталь 12Х18Н10Т (ОМ) 0,220 0,216
17 0,08 10,0 сплав Д16Т (ОМ) 0,220 0,216
На основании проведённого анализа результатов испытаний на усталость (табл. 1 - 3) формулы (3) и (4) представляется возможным записать в следующем виде:
- для сплошных образцов (деталей)
ікр = 0,0216/) ± С, •/);
- для полых образцов (деталей)
КР =0,0216 /)
^О'04'! б) “0,54(б
±С’АЪ
(6)
(5)
где С\ и Сг - коэффициенты, учитывающие расхождение между и 1^с"‘, значения которых представлены в табл. 4.
Таблица 4. Средние значения коэффициентов С; и С? в зависимости от диаметра сплошных и полых
цилиндрических образцов с надрезом после 01111Д
Тип образцов А- мм Я, мм /), мм б/, мм £,% Сі С2, мм
7,5 0,3; 6,9 - 7,4 11,6-Ю'4 -
10 0,3; 0,5 9,4; 9,0 - 4,1 8,7-Ю"4 -
12 0,3; 0,35; 0,5 11,4; 11,3; 11,( - 1,3 7,6-Ю"4 -
сплошные 15 0,3; 0,5 14,4; 14,0 - 3,1 4,3-Ю"4 -
25 0,3; 0,5; 1,0 24,4; 24,0; 23,( - 2,8 3,6-Ю'4 -
40 0,3 39,4 - 1,1 2,3-Ю"4 -
50 0,3 49,4 - 0,3 0,6-Ю'4 -
15 0,3; 0,5 14,4; 14,0 5,0-12,4 4,8 - 30,5-Ю"3
полые 25 0,3; 0,5; 1,0 24,4; 24,0; 23,( 10-19 3,1 - 26,1-Ю"3
50 0,3; 0,5 0,3; 0,5 40 2,8 - 24,3-Ю"3
Из приведённых в табл. 4 данных видно, что с увеличением диаметра образца коэффициенты С\ и Сг уменьшаются, то есть с увеличением размера опасного сечения об-
разцов (деталей) точность определения критической глубины I ^распространяющейся трещины усталости по формулам (3) и (4),
(5) и (6) увеличивается.
Для образцов с У-образными надрезами и галтелями (табл. 3) коэффициент С\ в среднем составил значения 9,0-10'4 и 7,8-10'4 соответственно. Для образцов прямоугольного поперечного сечения с надрезом полукруглого профиля К = 0,3 мм коэффициент С\ оказался равным в среднем 7,9-10'4. Следовательно и для случаев непосредственного упрочнения концентратора (У-образные надрезы, галтели) и образцов (деталей) прямоугольного поперечного сечения коэффициент С\ в среднем изменяется в тех же пределах, что и для поверхностно упрочнённых цилиндрических образцов (деталей) с такими же размерами опасного поперечного сечения.
Таким образом, результаты проведённого исследования позволят с большей точностью прогнозировать приращение предела выносливости поверхностно упрочнённых деталей с концентраторами напряжений по формуле (2) с использованием критерия среднеинтегральных остаточных напряжений оост, определяемых зависимостью (1). При этом значение критической глубины не-распространяющейся трещины усталости 11:р
следует вычислять по формулам (5) и (6).
Выводы
1. Проведённый анализ показал, что расхождение опытных и рассчитанных по формулам (3) и (4) значений критической глубины t ^распространяющейся трещины усталости достигает в рассмотренных случаях 9,1 %.
2. С уменьшением размера наименьшего (опасного) поперечного сечения детали (образца) расхождение между опытными и рассчитанными по формулам (3) и (4) значениями t увеличивается.
3. Для полых деталей (образцов) расхождение между опытными и расчётными значениями t выше, чем для сплошных де-
талей (образцов).
4. Для определения критической глубины нераспространяющейся трещины усталости предложены расчётные зависимости, учитывающие рассеяние опытных данных.
Библиографический список
1. Павлов, В.Ф. О связи остаточных напряжений и предела выносливости при изгибе в условиях концентрации напряжений [Текст] / В.Ф. Павлов // Изв. вузов. Машиностроение. - 1986. - №8. - С. 29-32.
2. Павлов, В.Ф. Влияние на предел выносливости величины и распределения остаточных напряжений в поверхностном слое детали с концентратором. Сообщение I. Сплошные детали [Текст] / В.Ф. Павлов // Изв. вузов. Машиностроение. - 1988. - №8. -С. 22-26.
3. Павлов, В.Ф. Влияние на предел выносливости величины и распределения остаточных напряжений в поверхностном слое детали с концентратором. Сообщение II. Полые детали [Текст] / В.Ф. Павлов // Изв. вузов. Машиностроение. - 1988. - №12. - С. 37-40.
4. Павлов, В.Ф. Остаточные напряжения и сопротивление усталости упрочнённых деталей с концентраторами напряжений [Текст] / В.Ф. Павлов, В.А. Кирпичёв, В.Б. Иванов. - Самара: Изд-во СНЦ РАН, 2008. - 64 с.
5. Павлов, В.Ф. Прогнозирование сопротивления усталости поверхностно упрочнённых деталей по остаточным напряжениям [Текст] / В.Ф. Павлов, В.А. Кирпичёв, В.С. Вакулюк. - Самара: Изд-во СНЦ РАН, 2012.
- 125 с.
6. Иванов, С.И. Влияние остаточных напряжений на сопротивление усталости при кручении в условиях концентрации напряжений [Текст] / С.И. Иванов, В.Ф. Павлов, А. А. Прохоров // Проблемы прочности. -1988. - №5. - С. 31-33.
SUPERFICIAL HARDENED PART CRITICAL DEPTH OF NON-PROPAGATING
FATIGUE CRACK EVALUATION
© 2012 V. A. Kirpichev, O. Yu. Semyonova
Samara State Aerospace University named after academician S.P. Korolyov (National Research University)
The issue compiling non- propagating fatigue crack critical depth dependence on cylindrical parts transverse sizes is discussed. Evaluation of crack depth calculation formulas is given.
Non propagating fatigue crack critical depth, outstripping superficial plastic deforming, endurance limit, stresses concentrator, cylindrical part.
Информация об авторах
Кириичёв Виктор Алексеевич, доктор технических наук, профессор, декан факультета летательных аппаратов, Самарский государственный аэрокосмический университет имени академика С.П. Королёва (национальный исследовательский университет). E-mail: sopromat@ssau.ru. Область научных интересов: механика остаточных напряжений.
Семёнова Ольга Юрьевна, старший преподаватель кафедры высшей математики, Самарский государственный аэрокосмический университет имени академика С.П. Королёва (национальный исследовательский университет). E-mail: sopromat@ssau.ru. Область научных интересов: механика остаточных напряжений.
Kirpichyev Victor Alekseevich, doctor of technical sciences, professor, dean of aircraft faculty, Samara State Aerospace University named after academician S.P. Korolyov (National Research University). E-mail: sopromat@ssau.ru. Area of research: residual stresses mechanics.
Semyonova Olga Yurievna, lecturer of Higher Mathematics Department, Samara State Aerospace University named after academician S.P. Korolyov (National Research University). E-mail: sopromat@ssau.ru. Area of research: residual stresses mechanics.
