Термографический метод определения индивидуальных пределов выносливости деталей приборов Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

УДК 620.178.3:620.179.13 Г.А. Куриленко, М.Б. Устюгов СГГ А, Новосибирск

ТЕРМОГРАФИЧЕСКИЙ МЕТОД ОПРЕДЕЛЕНИЯ ИНДИВИДУАЛЬНЫХ ПРЕДЕЛОВ ВЫНОСЛИВОСТИ ДЕТАЛЕЙ ПРИБОРОВ

Исследование механических свойств материалов на основе изучения изменяющегося температурного поля образцов при их испытаниях проводилось ранее [1, 2], но не получило практического применения из-за несовершенства используемой аппаратуры. В последние два десятилетия появились довольно совершенные приборы для неконтактного измерения температуры (тепловизоры, радиометры), что позволило развить и реализовать на практике этот метод. Проведенные нами исследования показывают, что термодинамический метод позволяет надежно, быстро, достаточно просто определять такую важнейшую характеристику циклической прочности образцов, как их предел выносливости.

Методика отрабатывалась при лабораторных испытаниях двух типов образцов: тонкостенных трубчатых и призматических консольных,

изготовленных из стали 45. Посередине трубчатого образца наносили концентрическую риску - очаг накопления усталостной повреждаемости. Трубчатые образцы подвергались продольным колебаниям ^ = 460 Гц), а призматические - изгибным ^ = 130 Гц) на вибрационной установке резонансного типа «Турбо-4». Осуществляли поэтапную циклическую наработку образцов со ступенчато-возрастающей от этапа к этапу амплитудой колебаний, начиная с напряжений, заведомо меньших предполагаемого предела выносливости, и заканчивая несколько превосходящими его. Продолжительность наработки на каждом этапе была относительно небольшой и составляла не более 3 % от обычно принятой базы классических испытаний при напряжениях ниже предполагаемого предела выносливости или от долговечности образца при напряжениях выше предела выносливости.

С помощью тепловизора «Рубин МТ» нижний порог чувствительности которого составляет 0,1 оС, на каждом этапе наработки развертывалось во времени тепловое поле поверхности образцов. На одном из первых этапов наработки тепловизор фиксировал зону повышенного тепловыделения -предполагаемый очаг накопления усталостных повреждений (очаг разрушения), который у трубчатых образцов располагался в зоне риски, а у призматических - в районе заделки (зона максимальных напряжений). После каждого этапа наработки образец охлаждался до исходного состояния и записывалась осциллограмма его свободных затухающих колебаний, начиная от тех амплитуд, при которых происходила наработка. Режим свободных затухающих колебаний осуществлялся в специальном виброизолированном устройстве, приспособленном для измерения уровня внутреннего трения образцов.

Такая схема испытаний позволила определять индивидуальные пределы выносливости образцов методом внутреннего трения [3], что в дальнейшем было использовано для сопоставления результатов.

Наблюдение за кинетикой температуры очага разрушения позволило разработать энтропийный подход для определения индивидуального предела выносливости как образцов, так и конкретных деталей [4]. Такой подход в принципе применим только для достаточно медленных равновесных или квазистатических процессов, обладающих свойством обратимости. Но на практике он используется и для неравновесных процессов. При этом исходят из гипотезы локального равновесия, предполагающей справедливость соотношений равновесной термодинамики для достаточно малых объемов неравновесных систем. Эта гипотеза вполне приемлема для рассмотрения процессов накопления усталостных повреждений, предшествующего спонтанному росту трещины, так как этот процесс протекает достаточно медленно. Он характеризуется весьма сложной физико-механической картиной в очаге разрушения, где имеют место различные энергетические, дислокационные и массовые необратимые потоки, обусловливающие локальное производство энтропии.

Возьмем известное выражение [4] для приращения удельной энтропии очага разрушения исследуемого объекта за достаточно малый промежуток времени

^ = 2Су(Т2 - Т\). (1)

Р(Т 2 + Т1

Здесь С у, Дж/м3г - удельная теплоемкость при постоянном объеме; р -плотность материала очага; Т1 и Т2 - соответственно температуры очага в начале и конце рассматриваемого промежутка времени.

Выражение (1) позволяет по изменению температуры предполагаемого очага накопления усталостных повреждений работающей детали рассчитывать изменение удельной энтропии очага и по ней определять предел выносливости детали. С этой целью на каждом этапе наработки через определенный промежуток времени Ат дважды фиксируют температуру очага разрушения Т1 и Т2, , по формуле (1) рассчитывают изменение энтропии А£, а затем строят график А£ = АЗ(оа). Здесь о а -амплитудное напряжение очаге, характеризующее соответствующий этап нагружения. График имеет резко выраженный излом, абсцисса которого, как это следует из очевидных физических представлений, и является индивидуальным пределом выносливости испытанного образца (детали).

На рис. 1 показана кинетика температуры Т=Т(т,оа) очага зарождения усталостной трещины для образца № 1 при изгибных колебаниях на каждом этапе наработки. Из приведенных кривых видно, что при нагружении образца с амплитудными напряжениями, не превышающими предел выносливости (оа <о-1), температура очага через некоторое время

практически стабилизируется. Если напряжения превышают предел выносливости (о'а >ст-1), стабилизация температуры не происходит.

Такие графики строились для всех испытанных образцов при продольных и изгибных колебаниях (порядок приращения температуры в обоих экспериментах был одинаков).

Рис. 1. Кинетика температуры очага зарождения усталостной трещины для образца № 1 (кривая 1: аа1 = 190МПа ; кривая 2: аа2 = 220МПа ; кривая 3: ста3 = 230МПа ; кривая 4: аа4 = 257МПа ; кривая 5: аа5 = 270МПа ; кривая

6: ъа5 = 280МПа )

1

Согласно принятой методике обработки экспериментальных кривых Т=Т(т,о-а), температура Т1 и Т2 фиксировалась на каждом этапе нагружения через одинаковые промежутки времени. Интервал времени Ат между измерениями температуры должен быть, с одной стороны, достаточно протяженным для того, чтобы зафиксировать приращение температуры, а с другой стороны, он ограничивается тем обстоятельством, что на этом промежутке времени приращение температуры аппроксимируется линейной зависимостью (1).

Установлено, что наиболее высокая точность прогнозирования предела выносливости получается в том случае, если рассматривать Ат в начале стадии относительной стабилизации температуры. В наших экспериментах Ат = 2 мин.

Графики А£ = АБ(аа), построенные по разработанной методике для трех образцов при изгибных колебаниях, приведены на рисунке 2. В расчетах принималось: р = 7800кг / м3, С = 5,16 * 106 Дж/ м3 * г.

Из рис. 2 видно, что у всех испытанных образцов изменение энтропии А£ до предела выносливости незначительно, а затем резко возрастает. Графики = А8(са) имеют более характерный излом, чем

соответствующие кривые изменения коэффициента поглощения энергии, по которым определяется предел выносливости методом внутреннего трения. Из этого следует, что энтропия является более чувствительным параметром происходящих в детали структурных изменений, чем такой структурно чувствительный параметр как коэффициент поглощения энергии.

А5 ,-Дж

м К

190 230 250 са, МПа

Рис. 2. Графики изменения энтропии очага разрушения в зависимости от амплитудного напряжения са , построенные по результатам экспериментов при изгибных колебаниях образцов. Номера у кривых соответствуют номеру

образцов

В приведенной ниже таблице (табл. 1) сопоставлены пределы выносливости образцов, определенные описанным и известным методами

внутреннего трения. Сравнение результатов показывает, что максимальное расхождение составляет 4,73 %. Сравнительно большой разброс в полученных значениях индивидуальных пределов выносливости вызван недостаточным уровнем технологии изготовления образцов (отклонение размеров, риски, чистота поверхности и т. д.).

Предел выносливости, определенный методом Велера для партии металла, из которой изготавливались образцы, с-1 = 287 МПа.

Предложенный способ определения индивидуального предела выносливости прост, надежен, результат получается намного быстрее, чем по классическому методу Велера. Термодинамический метод является неразрушающим и, следовательно, позволяет осуществлять 100%-ный контроль циклической прочности деталей.

Таблица 1. Сравнительные результаты испытания образцов

Номер образца Продольные колебания Изгибные колебания

С-1, МПа * С-1, МПА * С-1 — С-11 ППо/ С-Ъ МПа * с-ь МПа * С-1 - С-1 1ЛЛ0/

100 // * С-1 100 // * С-1

1 180 184 2,22 232 243 4,73

2 195 200 2,56 244 248 1,62

3 210 218 3,81 268 265 1,12

4 200 202 1 210 218 3,8

5 220 228 3,64 207 212 2,42

Примечание. с-1 - предел выносливости, определяемый по методу внутреннего трения. * о. С-1 - предел выносливости, определяемый по предлагаемому методу

Предложенный метод внедрен на Новосибирском заводе «Сибтекстильмаш» для контроля прочности торсионных валов и пружин челнока ткацкого станка и может широко использоваться для контроля циклической прочности силовых деталей приборов.

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

1. Исследование напряжений и деформаций термоэлектрическим методом. - Киев: Наукова думка, 1984. - 100 с.

2. Федоров В.В. Термодинамические аспекты прочности и разрушения твердых тел / В.В. Федоров. - Ташкент: ФАН, 1979. - 167 с.

3. Шпигельбурд И.Я. Контроль усталостной прочности деталей машин методом внутреннего трения в производственных условиях / И.Я. Шпигельбурд, Г.А. Куриленко, В.Г. Атапин // Рассеяние энергии при колебаниях механических систем. - Киев: Наукова думка, 1982. - С. 228-236.

4. А.С. 1499167 ССР, МКИ 4 G 01 N 3/32. Способ определения предела выносливости / Г.А. Куриленко. - Бюл. изобр.,1989. - № 29.

© Г.А. Куриленко, М.Б. Устюгов, 2007