CC BY
39
УДК 539.376+621.787
РАСЧЁТНО-ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ УСТОЙЧИВОСТИ ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ В УПРОЧНЁННОМ СЛОЕ ЦИЛИНДРИЧЕСКОГО ИЗДЕЛИЯ К ТЕМПЕРАТУРНЫМ НАГРУЗКАМ
М. Н. Саушкин1, В. А. Кирпичёв2, О. С. Афанасьева1, Д. В. Иванов2
1 Самарский государственный технический университет,
443100, Самара, ул. Молодогвардейская, 244.
2 Самарский государственный аэрокосмический университет им. ак. С. П. Королёва,
443086, г. Самара, Московское ш., 34.
E-mails: [email protected], [email protected], [email protected]
Выполнен цикл экспериментальных и теоретических исследований по влиянию температурных нагрузок на релаксацию остаточных напряжений в гладких упрочнённых цилиндрических образцах и образцах с полукруглым надрезом из стали ЭИ 691 при T = 400 ° Си времени выдержки 100 ч. Показано, что релаксация обусловлена явлением ползучести. Приводится методика расчёта кинетики остаточных напряжений в условиях ползучести. Анализируются результаты экспериментальных и расчётных данных.
Ключевые слова: поверхностное пластическое деформирование, гладкий цилиндрический образец, полукруговой концентратор напряжений, температурная выдержка, расчётно-экспериментальные исследования, ползучесть, релаксация остаточных напряжений.
Введение. В инженерной практике для увеличения прочностных характеристик поверхностных слоёв деталей широко используются технологии поверхностного пластического деформирования (ППД). При ППД, наряду с деформационным упрочнением, возникают благоприятные остаточные напряжения сжатия. В частности, не вызывает сомнения связь между остаточными напряжениями и повышением предела выносливости [1—5]. Формируемое деформационное упрочнение при нормальных температурах отличается стабильностью. Однако с повышением рабочей температуры остаточные напряжения релаксируют (интегрально — вследствие ползучести), и их положительное влияние снижается. Поэтому целью настоящей работы является комплексное экспериментальное и теоретическое исследование высокотемпературных выдержек на процесс релаксации (устойчивости) остаточных напряжений в упрочнённом слое.
1. Экспериментальные исследования. Экспериментальные исследования влияния высокотемпературных выдержек на релаксацию остаточных напряжений в упрочнённом слое были выполнены для гладких цилиндрических образцов диаметром 7,5 мм и образцов того же диаметра с надрезами полукруглого профиля радиуса ро = 0,3 мм, изготовленных из стали ЭИ 961,
Саушкин Михаил Николаевич — доцент кафедры прикладной математики и информатики; к.ф.-м.н., доцент.
Кирпичёв Виктор Алексеевич — доцент кафедры сопротивления материалов; к.т.н., доцент.
Афанасьева Ольга Сергеевна — аспирант кафедры прикладной математики и информатики.
Иванов Денис Всеволодович — аспирант кафедры сопротивления материалов.
имеющей следующие механические характеристики: ив = 1090 МПа, ио,2 = = 992 МПа, 5 = 11,3 %, ф = 67,4 %, 5к = 2047 МПа (обозначения стандартные). Образцы изготавливались точением с последующим шлифованием. Затем часть образцов подвергалась электрополированию, а часть поверхностно упрочнялась. В качестве упрочняющей обработки применялось алмазное выглаживание с усилием выглаживания Q = 0,1 кН, числом оборотов образца п = 160 об/мин., профильным радиусом ролика Я = 2 мм, продольной подачей ролика 5 = 0,05 мм/об.
Остаточные напряжения в гладких цилиндрических образцах и в образцах с надрезами определялись при нормальной температуре и после высокотемпературной выдержки (термоэкспозиции) в течение £ = 100 ч при температуре Т = 400 ° С.
Остаточные напряжения в гладких цилиндрических образцах определялись методом колец и полосок [6-8]. При этом учитывались дополнительные осевые иХА и окружные (г$д напряжения, вызванные рассверливанием образцов, которые определялись по формулам [1]
Е Е
17 = 1 д (Т®Д' = 1 7/2 №£гд)> (1)
1 — (Л 1 — (Л
где £зд, е$д —деформации цилиндра на внешней поверхности в осевом и окружном направлениях (соответственно) в результате расточки, измеренные тен-зорезисторами.
Из полученных втулок вырезались кольца и полоски (рис. 1), производилось измерение прогиба полосок /(0) (рис. 2), затем измерялось расхождение концов колец после разрезки Д(0) (рис. 3, а), по которому определялось изменение диаметра
«(0) = (2)
п
Далее производилось удаление слоёв колец и измерение диаметра 5(а) (см. рис. 3, б). При удалении слоёв полосок измерялись их прогибы /(а), которые отсчитывались, как и 5(а), от состояния до вырезки из втулки. Удаление слоёв полосок, колец и измерение возникающих при этом перемещений производилось с помощью специального приспособления.
Остаточные напряжения втулки определялись по формулам [1]
^Е5(0) (¡1 ^ 1 Е(]г — а)2 с15(а)
з Ъ
4Е(Н — а)
+ " 3 о2
8Е
¿(а) - §§26(а^ /(3)
(4)
/(а)*®+7(0)^
аа аа
где В — средний диаметр кольца, Н — толщина стенки кольца, а — расстояние от наружной поверхности втулки до слоя, в котором вычисляли остаточное напряжение, £ — расстояние от наружной поверхности до текущего
а
I
а б
Рис. 1. Кольцо (а) и полоска (б), вырезанные из втулки
Рис. 2. Схема измерения прогиба полоски /(0) после вырезки
Р 4зіп| дЗ_дЗ
слоя, Цс = За2 д^_д§
ки, I(а)
__ а+эш а
— 8
(Кн — а) — д
радиус центра тяжести поперечного сечения полос-
3 „51 2
момент инерции по-
8 вт ^ [(Дн—«)3 —Дв]
[(Дн-a)2-^г|J
перечного сечения полоски относительно нейтральной оси.
Окончательные формулы для определения осевых атгеБ (а) и окружных авеБ (а) остаточных напряжений в гладких цилиндрических деталях имеют следующий вид:
О) =
1
[^вга(а) + Л^?к(а)] — ахд,
1 — Л2
<70*(а) = -7-^72 [°вк(й) + ^О)] - О'вд.
1 — ¡Л
(5)
где ^^„(а) = ^в(а) — л^в(а), 00п(а) = ^(а) — Ла^(а) определяются по формулам (4) и (3), а азд, ст^д — по формулам (1).
Надрез полукруглого профиля наносился безнаклёпным способом на упрочнённые образцы. В результате нанесения надреза в области образца, при-
и
ш.
-<—>-
и
А + А(0)
Рис. 3. Схема измерения перемещений кольца: а — после разрезки, б — после разрезки и удаления слоя толщиной а
легающей к надрезу, происходит перераспределение остаточных усилий и возникают дополнительные остаточные напряжения.
Известное аналитическое решение по определению этих напряжений для мелкого надреза полуэллиптического профиля [8] даёт в нашем случае значительную погрешность. В связи с этим осесимметричная задача о перераспределении остаточных усилий гладкой детали после нанесения надреза полукруглого профиля конечных размеров решалась методом конечных элементов (МКЭ) с использованием эпюры остаточных напряжений гладкого образца.
Суммируя остаточные напряжения гладкой детали и дополнительные напряжения, полученные с помощью МКЭ, получим остаточные напряжения на дне надреза.
«Экспериментальные» эпюры остаточных напряжений в гладких и надрезанных образцах после процедуры упрочнения приведены на рис. 4. Здесь же показаны «экспериментальные» остаточные напряжения в образцах после их выдержки в печи при температуре 400 °С в течение 100 часов.
Видно, что в результате термоэкспозиции остаточные напряжения уменьшились примерно на 30%.
Выполненными расчётно-экспериментальными исследованиями можно определить только две компоненты напряжений: а^ев и ст^618. Распределение компоненты (г1еБ и остаточных пластических деформаций по глубине слоя рас-
а
б
Рис. 4. «Экспериментальные» (сплошные линии) и расчётные (штриховые) эпюры остаточных напряжений по глубине слоя Н в гладких образцах (а) и в образцах с надрезом (б) из стали ЭИ 961 после алмазного выглаживания: 1 —до термоэкспозиции (£ = 0); 2 — после термоэкспозиции при Т = 400 °С в течение 100 ч
смотреным методом найти не удаётся. Таким образом, полная информация о начальном напряжённо-деформированном состоянии (НДС) в слое, необходимая для последующего решения краевых задач ползучести, отсутствует. Её можно получить в результате дополнительных теоретических исследований.
2. Теоретические исследования. Для исследования процесса релаксации остаточных напряжений при высоких температурах вследствие ползучести используется методика, предложенная в [9, 10]. В силу громоздкости методики изложим её алгоритмически.
На первом этапе определяются поля остаточных напряжений и пластических деформаций в образце после процедуры упрочнения. В стандартной цилиндрической системе координат через , дг, дг обозначены окружная, осевая и радиальная компоненты тензора остаточных пластических дефор-
маций, возникающих в цилиндре после процедуры ППД, а через ст^68, ст^е8, стГе8 — соответствующие компоненты остаточных напряжений. Предполагается, что касательные компоненты у тензоров остаточных напряжений и деформаций малы и ими можно пренебречь, а для нормальных компонент вводится гипотеза, согласно которой
т. е. пластические деформации в слое бесконечно малого участка поверхности цилиндрического образца наводятся так же, как в слое полупространства. С учётом условия пластической несжимаемости материала д$ + дх + дг = 0 из (6) имеем
где Єі = Єі + д% — полная деформация, Єі — упругая деформация (і = г, в, г).
В известной методике [9, 10] на основании (6)—(11) все параметры НДС после процедуры упрочнения выражены через 00Є8(г) по следующей схеме:
дв (г) = дг (г),
(6)
дв(г) = д2{г) = .
(7)
Для решения задачи используется уравнение равновесия
.ГЄ8
(8)
из которого следует
(9)
условие нулевого суммарного усилия, действующего на образец:
где К\ — радиус цилиндра, и уравнение совместности деформаций
(10)
(11)
Е, л — модуль Юнга и коэффициент Пуассона; дг и дг —из (7);
Ях
о
о? (г) = Е(є; - дг (г)) + д(С8 + <7“(г)).
Для оценки кинетики остаточных напряжений вследствие ползучести используется метод расчёта процесса релаксации остаточных напряжений в поверхностно упрочнённом слое цилиндрического образца при продольном растягивающем усилии, разработанный в [9, 10].
Итак, пусть в поверхностном слое цилиндрического образца каким-либо технологическим приёмом наведены остаточные пластические деформации и соответствующие им остаточные напряжения, и к образцу приложено растягивающее усилие Т (¿). При этом сжимающие осевые напряжения в поверхностном слое несколько уменьшаются по модулю. Однако при не слишком больших значениях Т (¿) осевые сжимающие напряжения вблизи от поверхности остаются значительными и релаксируют во времени на фоне ползучести образца, который (в целом) удлиняется.
В силу того, что толщина поверхностного слоя мала по сравнению с радиусом цилиндрического образца, он (упрочнённый слой) не оказывает существенного влияния на жёсткость и деформируемость самого цилиндра. Поэтому тонкий упрочнённый поверхностный слой можно представить себе «наклеенным» на цилиндр и деформирующимся с ним в режиме «жёсткого» нагружения под действием силы Т(¿).
Для построения модели релаксации остаточных напряжений введём в рассмотрении следующие гипотезы.
1. Поскольку напряжения ст^е8, СТХе8, ст^е8 за пределом тонкого поверхностного слоя малы, можно считать, что деформирование образца внешней осевой силой Т(¿) происходит в целом так же, как если бы упрочнённого слоя не было. Это означает, что полную осевую деформацию цилиндрического образца ег(Ь) можно рассчитывать по напряжению <т°(£) = в соответствии со схемой одноосного напряжённого состояния.
2. Наведённые в процессе упрочнения пластические деформации не оказывают влияния на процесс развития деформации ползучести в слое. Кроме этого, не возникает дополнительных пластических деформаций по объёму образца от силы Т (¿).
Тогда для вычисления осевых компонент деформации имеем
(¿) = ег (¿) + Рх,
Рх (¿) = их (¿) + (¿) + Wz (¿),
(13)
где е.г(£) = ЕжК2 —УПРУГаЯ Деформация, рх —деформация ползучести, иг, wz —вязко-упругая, вязко-пластическая и вязкая компоненты рх, уравнения состояния для которых приведены в [9].
Поперечные деформации цилиндрического образца ег (¿), (¿), возникаю-
щие за счёт пуассоновского сужения материала, рассчитываются на основании формул
е&) = -11°-^ - ц'и^) - ц"ух(г) - г = г,6, (14)
Е 2
где ц — коэффициент Пуассона в упругой области; Ц и ц" — коэффициенты Пуассона для обратимой их и необратимой компонент деформации ползучести (соответственно).
Для анализа НДС в поверхностно упрочнённом слое воспользуемся введённой гипотезой, согласно которой его можно считать «наклеенным» на цилиндрический образец и деформирующимся вместе с ним. Другими словами, кинетику напряжённо-деформированного состояния в поверхностном слое можно считать независимо, считая что он (упрочнённый слой) деформируется в режиме «жёсткого» нагружения при заданных значениях er(t), eZ (t), £e (t), определяемых по соотношениям (13), (14).
На основании изложенного осевую компоненту полной деформации в поверхностно упрочнённом слое можно представить в виде
(t) + e0 = qz(r) + eZes(r, t) + pZes(r, t). (15)
Здесь eZ (t) —полная осевая деформация цилиндрического образца, рассчитываемая с помощью соотношений (13), (14); е0 —величина полных остаточных осевых деформаций после процедуры ППД; qz(r) —компонента остаточных пластических деформаций; eZes(r, t) —компонента упругих деформаций; pZes(r, t) —компонента деформации ползучести. При этом величины eZes(r, t), pZes(r, t) рассчитываются через напряжения ^Zes(r, t), o^es(r, t), ^res(r, t) в поверхностном слое.
Аналогично (14) радиальную и окружную компоненты деформаций в поверхностном слое можно представить в виде
е(t) + = qi(r) + eres(r, t) + pfs(r, t) (i = r,0). (16)
Для обоснования процедуры вычисления напряжений при релаксации перепишем равенства (15), (16) в следующем виде:
eres (r,t)= gi (r,t), i = r,z,0, (17)
где введены функции
gi(r, t) = £i(t) + e0 - q*(r) - pres(r, t);
Выражая eres, eZes, ejjes через напряжения ^res, ^Zes, °0es в поверхностном слое по закону Гука, из (17) получаем
Vres(r, t) - ^Zes(r, t) - ^es(r, t) = Egr (r, t),
-^es(r, t) + aZes(r, t) - ^es(r, t) = EgZ(r, t),
_ -^es(r, t) - ^Zes(r, t) + a-s(r, t) = Egö(r, t),
откуда
^resM) = + (i + _ 2ß) ^ + ^ + 0«М))> (18)
при i = r, z, 0.
Соотношения (18) позволяют следить за процессом релаксации остаточных напряжений в упрочнённом слое при неупругом растяжении цилиндрического образца.
3. Результаты расчёта и анализ. Численная реализация предложенного метода и проверка адекватности расчётных значений экспериментальным данным проводилась на основании представленных в п. 1 данных для цилиндрического круглого образца радиуса = 3,75 мм и образца с надрезом радиуса ро = 0,3 мм из стали ЭИ 691, упрочнённых алмазным выглаживанием, а затем подвергшихся термоэкспозиции (выдержка при температуре без нагрузки, величина растягивающей нагрузки в модели Т(¿) = 0) в течение
Экспериментальные значения для компоненты стХе8(г) в образцах после упрочнения и после термоэкспозиции (вследствие ползучести) представлены на рис. 4 сплошными линиями.
Следует отметить, что в дальнейших теоретических исследованиях для образцов с концентратором исследовалась модель для гладкого цилиндрического образца, применённая к сечению образца с концентратором с минимальным радиусом.
Исходной информацией для расчёта полей остаточных напряжений после процедуры упрочнения является компонента 0068(г) (см. схему (12)), для которой в настоящей работе использована следующая аппроксимация:
где сто, Ст1, Ь, Н* —параметры аппроксимации.
Из-за отсутствия экспериментальных данных для компоненты ст^е8(г) варьировались параметры сто, Ст1, Ь, Н* и каждый раз осуществлялся численный расчёт по схеме (12) до достижения минимума функционала среднеквадратического отклонения между расчётными и экспериментальными значениями стХе8(г). В итоге получены следующие значения параметров:
— для гладкого образца: сто = 57,47 МПа, сті = 1033,47 МПа, Ь = 0,2353 мм, Л* = 0;
— для образца с концентратором: сто = 31,58 МПа, сті = 1422,45 МПа, Ь = 0,205 мм, Л* = -0,116 мм.
Для расчёта процесса релаксации остаточных напряжений во время термоэкспозиции при Т = 400 °С необходимо иметь теорию ползучести при этой температуре. Однако экспериментальных данных по ползучести при Т = 400 °С в справочной литературе не имеется. Но имеются данные для Т = = 500 °С и Т = 550 °С, они представлены на рис. 5 и 6. В силу того, что на этой временной базе отсутствует третья стадия ползучести, в качестве расчётной модели использовался частный случай реологической модели вида [9]:
100 ч при Т = 400°С.
стГ(г) = сто + сті ехр
(Ді -Ь* - г)2 Ь2
(19)
Р, (¿) = %• (¿) + ш, (¿);
(20)
(21)
N
^ШШ
СО = СО;
(t) — (1 + л'(t) - ^(^11(t) + e22(t) + e33 (t))i (22)
в 1 i Afc [bfc£га-1ст^ - $L] , если [■ ■ ■] ■ > 0;
\ 0, если [■ ■ ■] ■ ^ 0,
где Wj, Vij — вязкая и вязкопластическая составляющие деформации ползучести pij; Afc, c, , n, N — константы модели, при помощи которых описы-
ваются первая и вторая стадии ползучести; л' — коэффициент Пуассона для вязкопластической компоненты; ai — стц + 022 + 033; S — интенсивность напряжений, причём расчёт для компоненты Vij ведётся в главных осях.
В одноосном случае при а — const решение (20)—(22) даёт следующую зависимость:
N
p(t) — Е bk (1 - e-Afc*) 0m + cant- (23)
fc=i
С использованием (23) по методике работ [11, 12], были получены аппроксимации кривых ползучести при T — 500 °C и T — 550 °C, а затем температурная аппроксимация в виде
p(t, а, T) — [0,9 ■ 10-12 (1 - e-0’6i) + 2,1 ■ 10-12 (1 - e-0’08i)] х
х е°’0242Т(т2’37 + 5,55 • 10“34е°’1О7Т(т644 M’96Tt, Т € [500, 550] °С. (24)
На рис. 5 и 6 сплошными линиями показаны расчётные кривые ползучести по зависимости (24).
На основании использованной далее экстраполяции из (24) получена зависимость при T — 400 ° C:
Pz(t, а) — [1,44 ■ 10-8(1 - e-0’6i) + 3,36 ■ 10-8(1 - e-0’08i)] а2’37+
+ 2,148 ■ 10-15a5,28i. (25)
Таким образом, соотношение (25) позволяют установить все параметры модели (20)-(22) при T — 400 °C: A1 — 0,6; A2 — 0,08; m — 2,37; b1 — 1,44 х х 10-8; b2 — 3,36 ■ 10-8; c — 2,148 ■ 10-15; n — 5,28; величина л' полагалась равной 0,42. Кроме этого, E — 161 700 МПа, л — 0,3.
Изложенная выше методика релаксации остаточных самоуравновешен-ных напряжений (F (t) — 0) в упрочнённом слое при T — 400 ° C реализована численно. Для этого вводилась дискретизация области 0 ^ r ^ R1, а промежуток времени наблюдения за деформацией ползучести разбивался точками t0 — 0,t1,t2,... на интервалы [tj,tj+1] в каждом из которых система дифференциальных уравнений ползучести решалась численно, производные от напряжений аппроксимировались конечно-разностными соотношениями.
Расчёты выполнены на временной базе до 2 000 ч, при этом как для гладких образцов, так и для образцов с концентраторами экспериментальные данные при t — 100 ч являлись реперными для проверки адекватности расчётных значений, которые приведены штриховыми линиями на рис. 4. В целом наблюдается удовлетворительное соответствие расчётных и экспериментальных данных. На рис. 7 в качестве примера приведены расчётные значения кинетики напряжений CT^es(R1,t) aZes(R1,t) на поверхности главного образца во
Рис. 5. Экспериментальные (точки) и расчётные (сплошные линии) зависимости неупругого реологического деформирования при Т = 500 °С: 1 — а = 240 МПа, 2 — а = 260 мПа, 3 — а = 3о0 МПа
Рис. 6. Экспериментальные (точки) и расчётные (сплошные линии) зависимости реологического деформирования при Т = 550 °С: 1 — а = 120 МПа, 2 — а = 150 МПа, 3 — а = 180 МПа
Рис. 7. Кривые релаксации остаточных напряжений на поверхности упрочнённого гладкого образца при термоэкспозиции: 1— аГе>3(Д1,£), 2 —
аГ№,*)
времени, из анализа которых следует, что вначале наблюдается существенное падение (по модулю) величины остаточных напряжений, однако затем этот процесс стабилизируется и становится близким к асимптотическому. Это связано с тем, что при этих значениях остаточных напряжений ползучесть практически затухает (см. формулу (25)). Аналогичная картина наблюдается и при релаксации остаточных напряжений для образца с концентратором в его минимальном сечении.
Таким образом, при термоэкспозиции происходит релаксация остаточных напряжений, которая за время Ь = 100 часов составляет около 30 %, а, например, за 1000 часов — около 40 %, и далее процесс релаксации стабилизируется, т. е. и при повышенных температурах для стали ЭИ 691 сохраняется значительный «запас мощности» наведённых остаточных напряжений.
Работа выполнена при финансовой поддержке РФФИ (проект № 07-01-00478-а) и Федерального агентства по образованию (проект РНП. 2.1.1/3397).
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Биргер И. А. Остаточные напряжения. — М: Машгиз, 1963. — 232 с.
2. Одинг И. А. Допускаемые напряжения в машиностроении и циклическая прочность металлов. — М: Машгиз, 1962. — 260 с.
3. Кудрявцев И. В. Поверхностный наклёп для повышения прочности и долговечности деталей машин поверхностным пластическим деформированием. — М: Машиностроение, 1969. — 214 с.
4. Кравченко Б. А., Круцило В. Г., Гутман Г. Н. Термопластическое упрочнение — резерв повышения прочности и надёжности деталей машин. — Самара: СамГТУ, 2000. — 216 с.
5. Павлов В. Ф., Кирпичёв В. А., Иванов В. Б. Остаточные напряжения и сопротивление усталости упрочнённых деталей с концентраторами напряжений. — Самара: СНЦ РАН, 2008. — 64 с.
6. Иванов С. И. Определение остаточных напряжений в поверхностном слое цилиндра / В сб.: Вопросы прочности элементов авиационных конструкций. — №48. — Куйбышев: КуАИ, 1971. — С. 139-152.
7. Иванов С. И. К определению остаточных напряжений в цилиндре методом колец и полосок / В сб.: Остаточные напряжения. — №53. — Куйбышев: КуАИ, 1971. — С. 32-42.
8. Иванов С. И., Шатунов М. П., Павлов В. Ф. Влияние остаточных напряжений на выносливость образцов с надрезом / В сб.: Вопросы прочности элементов авиационных конструкций. — Куйбышев: КуАИ, 1974. — С. 88-96.
9. Радченко В. П., Саушкин М. Н. Ползучесть и релаксация остаточных напряжений в упрочненных конструкциях. — М: Машиностроение, 2005. — 226 С.
10. Радченко В. П., Саушкин М. Н. Математические модели восстановления и релаксации остаточных напряжений в поверхностно упрочнённом слое цилиндрических элементов конструкций при ползучести// Известия вузов. Машиностроение, 2004. — №11. — С. 3-17.
11. Самарин Ю. П. Уравнения состояния материалов со сложными реологическими свойствами. — Куйбышев: КуГУ, 1979. — 84 с.
12. Самарин Ю. П. Построение экспоненциальных аппроксимаций для кривых ползучести методом последовательного выделения экспоненциальных слагаемых // Пробл. прочности, 1974. — №9. — С. 24-27.
Поступила в редакцию 15/Х11/2008; в окончательном варианте — 13/11/2009.
MSC: 74A10, 74C05, 74S30, 74F05, 74-05
CALCULATION-EXPERIMENTAL RESEARCH OF RESIDUAL STRESSES STABILITY IN HARDENED LAYER OF THE CYLINDRICAL SAMPLE TO THERMAL LOADS
M. N. Saushkin1, V. A. Kirpichyov2, O.S. Afanasieva1, D. V. Ivanov2
1 Samara State Technical University,
244, Molodogvardeyskaya str., Samara, 443100.
2 S. P. Korolyov Samara State Aerospace University,
34, Moskovskoe sh., Samara, 443086.
E-mails: [email protected], [email protected], [email protected]
The cycle of experimental and theoretical researches on influence of thermal loads on a relaxation of residual stresses in hardened layer of the cylindrical and vee-notched specimens from steel EI691 is executed. It is shown that the residual stress relaxation is caused by the creep. The design procedure of residual stress relaxation in the conditions of creep phenomenon is resulted. Results of the experimental and calculated data are analysed.
Key words: surface plastic deformation, cylindrical specimen, half-circle stress raiser, temperature exposure, calculation and experimental researches, creep, relaxation of residual stresses.
Original article submitted 15/XII/2008; revision submitted 13/II/2009.
Saushkin Mikhail Nikolaevich, Ph. D. (Phis. & Math.) Ass. Prof., Dept. of Applied Mathematics and Computer Science.
Kirpichyov Viktor Alexeevich, Ph. D. (Techn.) Ass. Prof., Dept. of Materials Strength. Afanasieva Olga Sergeevna, Postgraduate Student, Dept. of Applied Mathematics and Computer Science.
Ivanov Denis Vsevolodovich, Postgraduate Student, Dept. of Materials Strength.
