Термографический способ неразрушающего контроля циклической прочности в производственных условиях Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

Машиностроение и машиноведение

УДК 620.179.13 DOI: 10.18698/0536-1044-2018-7-3-10

Термографический способ

неразрушающего контроля циклической прочности в производственных условиях

В.С. Айрапетян1, Г.А. Куриленко2

1 Сибирский государственный университет геосистем и технологий, 630108, Новосибирск, Российская Федерация, ул. Плахотного, д. 10

2 Новосибирский государственный технический университет, 630073, Новосибирск, Российская Федерация, пр-т Карла Маркса, д. 20

Thermographic Non-Destructive Testing of Fatigue Strength in Operating Conditions

V.S. Ayrapetyan1, G.A. Kurilenko2

1 Siberian State University of Geosystems and Technologies, 630108, Novosibirsk, Russian Federation, Plakhotnogo St., Bldg.10

2 Novosibirsk State Technical University, 630073, Novosibirsk, Russian Federation, K. Marx Ave., Bldg. 20 e-mail: v.s.ayrapetyan@ssga.ru

Предложен термографический способ неразрушающего контроля циклической прочности, заключающийся в следующем. Предварительно для конкретной выборки деталей данного технологического уровня производства по ранее разработанной методике определяются индивидуальные пределы выносливости, а затем — контрольное напряжение, равное статистически установленному нижнему значению предела выносливости для деталей этой выборки, рассчитанному с заданной доверительной вероятностью. После этого вычисляется критическое приращение энтропии за один цикл колебаний как верхнее значение приращения удельной энтропии для тех деталей из контрольной выборки, у которых предел выносливости равен или больше контрольного напряжения. Контроль циклической прочности деталей состоит в их испытаниях на уровне контрольного напряжения. При испытаниях деталь выводят на начало второй стадии циклического нагружения (на стадию относительной стабилизации) и за несколько циклов получают фактическое приращение энтропии за один цикл. Если оно меньше или равно критическому приращению энтропии, то деталь признают годной и наоборот. При прохождении всех этапов испытаний годных деталей у них практически сохраняется циклический ресурс.

Ключевые слова: индивидуальный предел выносливости, контрольное напряжение, доверительная вероятность, циклическое нагружение

The authors propose a thermographic method of non-destructive testing of fatigue strength that includes the following steps. First, individual fatigue limits are determined for a batch of samples of a certain manufacturing level using a pre-developed technique, followed by the determination of the control stress equal to the statistically established lower fatigue

limit for the sampled parts calculated with a pre-set confidence factor. Subsequently, the critical entropy increment per oscillation cycle is calculated as the upper value of the specific entropy increment for those sampled parts that have the fatigue limit equal or exceeding the control stress. Fatigue strength testing resides in testing of parts at the control stress level. During testing, a part is brought to the beginning of the second stage of cyclic loading (relative stabilization stage), and the actual entropy increment per cycle is obtained after several loading cycles. If it is less or equal to the critical entropy increment, the part is considered fit for use and vice versa. When passing through all the testing stages, the acceptable parts largely retain their cyclic life.

Keywords: individual fatigue limit, control stress, confidence probability, cyclic loading

Инженерная практика показывает, что в области циклической прочности самым актуальным является вопрос о том, сумеет ли конкретная деталь отработать положенный ей ресурс или выйдет из строя раньше времени.

Целью работы является ответ на этот вопрос с помощью разработанного нами надежного термографического способа неразрушающего контроля циклической прочности серийно выпускаемых изделий в производственных условиях.

В основу способа положена следующая идея. Как установлено ранее [1-3], на второй стадии циклического деформирования детали (на стадии относительной стабилизации), фактически определяющей ее циклический ресурс, физико-механические характеристики детали (коэффициент поглощения энергии температура Т и др.) практически стабилизируются, если она работает при амплитудных напряжениях оа, не превышающих ее фактический предел выносливости од (рис. 1). Заметим, что при оа > од в конце второй стадии нагружения коэффициент поглощения энергии ^ резко возрастает и происходит разрушение.

V'

I II п

Рис. 1. Зависимость коэффициента поглощения энергии ^ от числа циклов п: I — первая стадия; II — вторая стадия

Далее необходимо установить уровень так называемого контрольного напряжения ок. При этом индивидуальные пределы выносливости определяются неразрушающим способом по разработанной методике [4, 5] для контрольного объема выборки деталей данного технологического уровня производства. Суть этой методики состоит в том, что для конкретной детали проводят ее поэтапное циклическое нагружение с увеличивающейся от этапа к этапу амплитудой напряжения оа.

В начале стадии относительной стабилизации температуры на каждой ступени измеряют температуру в начале Т и конце Т2 цикла колебаний в какой-либо точке детали, расположенной как можно ближе к предполагаемому очагу повреждаемости, и подсчитывают приращение производимой удельной энтропии в очаге, вызывающей его непосредственный нагрев, по известной формуле

А5(1ц) = а 1п Т2, (1)

Т1

где Су — удельная теплоемкость материала, для стали С = 5,16 -106 Дж/(м3 • К).

После этого строят график А5(1ц) = /(оа), абсциссу излома которого принимают за . Поскольку время нагружения на каждой ступени невелико, циклический ресурс детали практически сохраняется. В этом заключается принципиальное отличие разработанного способа от классического метода Велера, являющегося разрушающим и позволяющего определять только предел выносливости материала.

Затем проводят статистическую обработку полученных результатов, считая контрольное напряжение ок равным статистически установленному нижнему значению предела выносливости, рассчитанному с заданной (95%-или 90%-ной) доверительной вероятностью.

Теперь можно отбраковать те детали, у которых од < ок, так как они с большой вероят-

ностью не отработают свой ресурс. А для деталей, имеющих ад >ак, целесообразно провести второй термодинамический этап контроля, предполагающий следующее. Для этих деталей, выведенных в начало второй стадии циклического нагружения на уровне ак, определяют приращение удельной энтропии за один цикл колебаний А5(1ц) по формуле (1). Затем рассчитывают критическое приращение энтропии за один цикл А5(;;1рц) как верхнее значение А5(1ц).

Контроль циклической прочности деталей данного технологического уровня производства заключается в их испытаниях на уровне ак. При испытаниях деталь выводят на начало второй стадии циклического нагружения и за несколько циклов определяют фактическое приращение энтропии за один цикл А5(1ц). Если

Толщина 2,9 мм

АЯ(1ц) <А$крц),

(2)

■е

э-

- О

77

то деталь признают годной и наоборот. Следует отметить, что при прохождении всех этапов испытаний годных деталей у них практически сохраняется циклический ресурс.

Термографическая методика была внедрена на ряде крупных предприятий нашей страны. В качестве примера рассмотрим контроль циклической прочности пружин челнока ткацкого станка, изготавливаемого на заводе «Сибтек-стильмаш».

Пружина челнока, выполняемая из стали 50ХФА, является одной из основных деталей ткацкого станка серии СТБ (рис. 2), работающих в очень напряженном силовом режиме. Механические характеристики стали 50ХФА: предел текучести ат = 1400 МПа; временное сопротивление ав = 1600 МПа; предел выносливости а_1 = 550 МПа.

Рис. 2. Схема пружины челнока

Губки пружины, предварительно заневолен-ные до усилия 25 Н, в условиях эксплуатации периодически с частотой / = 2 Гц раздвигаются кулачком, затем захватывают нить и протаскивают ее по всей ширине полотна.

Согласно принятому на заводе технологическому процессу, в каждой партии пружин (1500...2000 шт.) испытывалась выборка из 10 шт. на специальном многопозиционном стенде путем периодического размыкания губок вращающимся кулачком. Амплитуда прогиба каждой губки составляла 5 мм, что в 2 раза больше ее деформации в условиях эксплуатации. Максимальные напряжения в пружине атах = 1284 МПа, что в 1,65 раз превышает их эксплуатационные значения (атах = 778 МПа). Всю партию признавали годной, если из 10 пружин разрушались не более 7 шт. В противном случае испытывали новую выборку пружин и при повторном отрицательном результате браковали всю партию.

Такой принятый на заводе метод контроля качества пружин не выдерживает никакой критики, поскольку он с весьма сомнительной вероятностью прогнозирует надежность изделий. Это подтверждали и многочисленные рекламации, поступавшие на пружины. Поэтому завод был вынужден поставлять ткацким фабрикам, на которых эксплуатировались

Рис. 3. Схема нагружения губки пружины (а) и один цикл изменения напряжений а в опасных точках с учетом заневоливания пружины (б)

Рис. 4. Схема экспериментальной установки: 1 — струны; 2 — губки; 3 — якорь

станки СТБ, большие комплекты запасных пружин.

Сначала нами была предпринята попытка использовать для контроля качества пружин метод внутреннего трения [6, 7]. Но он не оправдал себя, так как по техническим причинам оказалось невозможным с нужной точностью определять коэффициент поглощения энергии вследствие малых размеров изделия.

Примененный затем термографический способ [3, 8] позволил решить эту проблему. Был спроектирован и изготовлен двухпозиционный испытательный стенд. Для измерения температуры в очаге накопления повреждаемости разработан специальный радиометр. Контроль качества пружин выполнен по предложенной методике.

На рис. 3, а показана схема нагружения губки (l = 65 мм; b = 3,25 мм; h = 2,9 мм), а на рис. 3, б — один цикл изменения напряжений в опасных точках с учетом заневоливания пружины, где Gmax, Gmin и от — соответственно максимальное, минимальное и среднее напряжение. Губку пружины можно представить как консольно нагруженную балку (F — сила, раздвигающая губки; Fзан — усилие заневолива-ния) с прямоугольным поперечным сечением. Осевой момент сопротивления сечения W = bh2/6 = 4,56 мм3. Максимальные напряжения в губке при ее заневоливании возникают в сечении вблизи защемления атанх = F^ l/W = ±356 МПа.

Схема экспериментальной установки приведена на рис. 4.

Якорь притягивается к вибратору с переменной силой P, и натянутые струны силой T

заставляют губки пружины совершать колебательные движения.

Для нахождения контрольного напряжения ок была испытана партия из 50 пружин. Сначала для каждой из них определили индивидуальный предел выносливости oRi (табл. 1).

Затем путем статистической обработки полученных индивидуальных пределов выносливости пружин рассчитали контрольное напряжение ок как нижнее значение 95%-ного доверительного интервала для генерального среднего значения oRi. Сравнение значений oRi (см. табл. 1) и ок (табл. 2) показало, что у 30 пружин oR > ок и они с большой долей вероятности окажутся годными, т. е. отработают положенный им ресурс Пр = 106 циклов, а у 20 пружин oR < ок, и они, скорее всего, ресурс не отработают. Эти 20 пружин были сразу доведены до разрушения, и действительно оказалось, что их циклический ресурс n < пр. Результаты расчета контрольного напряжения ок приведены в табл. 2.

Первые 30 пружин подвергли дополнительному испытанию. На уровне ок их доводили до начала второй стадии нагружения, и за небольшое число циклов по формуле (1) определяли А5г(1ц). Результаты расчета приращения удельной энтропии за один цикл колебаний приведены в табл. 3, где T и T2 — температура очага в начале второй стадии нагружения и через n циклов.

Затем рассчитали среднее значение приращения энтропии за один цикл

1

AS(p =-2AS(14) = 0,1015 Дж/(м3 • К) (3)

Hi=1

и ее выборочную дисперсию

sn

t Кц) )2 - - (t AS(14) 1

i=1 n V i=1 )

п -1

= 0,0183 Дж/(м3 • К).

И, наконец, с учетом формул (2) и (3) определили критическое изменение энтропии за один цикл колебаний

А|^крЦ) = AScp^) + zp I—

vn

= 0,11 Дж/(м3 • К).

Таблица 1

Значения индивидуального предела выносливости пружин

Номер пружины аRi, МПа Номер пружины aRi, МПа Номер пружины aRi, МПа

1 952 18 902 35 841

2 807 19 870 36 797

3 948 20 790 37 830

4 920 21 950 38 950

5 842 22 705 39 695

6 850 23 1060 40 700

7 710 24 955 41 1040

8 793 25 746 42 945

9 600 26 880 43 754

10 785 34 898 44 852

11 760 27 642 45 904

12 1000 28 1100 46 850

13 912 29 847 47 896

14 859 30 740 48 810

15 750 31 888 49 846

16 803 32 750 50 850

17 1010 33 990

Таблица 2

Результаты расчета параметров

Параметр Формула для расчета Результат расчета

Выборочное среднее значение предела выносливости ад, МПа — 1n aR =— Z aRi Hi=1 874

Выборочное среднее квадратическое отклонение $„, МПа Sn n 1 ( n Л2 Z aRi — 1 Z aRi 1 i =1 n \ i=1 ) 111

n -1

Квантиль нормированного нормального распределения гр уровня р = 0,975 Таблица III в работе [9] 1,96

Контрольное напряжение ак, МПа ~~ ~ sn ак =Ür -zv—j= sin 843

Из табл. 3 следует, что 24 пружины из 30 контроля все 30 пружин были доведены до раз-

удовлетворяют критерию годности (1), а шесть рушения на уровне рабочих нагрузок. Оказа-

пружин под номерами 6, 14, 29, 35, 37, 46 при- лось, что пять из шести забракованных и одна

знаны негодными. Для проверки результатов из 24 годных пружин разрушились раньше по-

Таблица 3

Результаты расчета приращения удельной энтропии за один цикл колебаний

Номер пружины ош , МПа ТЬК Т2,К А Ярч» = С/2 Т11 ' Т п

952

294,15

294,23

0,0827

1

3 948 294,20 294,29 0,0930

4 920 294,17 294,27 0,1030

6 850 294,20 294,33 0,1340

12 1000 293,90 294,97 0,0724

13 912 293,90 293,99 0,0930

14 859 293,95 294,08 0,1340

17 1010 294,09 294,18 0,0930

18 902 294,07 294,16 0,0930

19 870 294,10 294,20 0,1030

21 950 294,20 294,30 0,1030

23 1060 294,15 294,22 0,0724

24 955 294,10 294,19 0,0930

26 880 293,80 293,90 0,1030

28 1100 293,90 293,97 0,0724

29 847 293,95 294,07 0,1240

31 888 293,90 294,01 0,1100

33 990 294,00 294,08 0,0827

34 898 294,00 294,10 0,1030

35 841 294,07 294,19 0,1240

37 830 294,00 294,12 0,1240

38 950 293,75 293,84 0,0930

41 1040 293,80 293,88 0,0827

42 945 293,50 293,60 0,1030

44 852 293,50 293,61 0,1100

45 904 293,40 293,49 0,0930

46 850 293,44 293,56 0,1240

47 896 293,40 293,50 0,1030

49 846 293,39 293,50 0,1100

50

850

293,30

293,40

0,1030

ложенного срока, остальные отработали свой ресурс.

Выводы

1. Полученный результат свидетельствует о возможности применения неразрушающего термографического способа контроля циклической прочности в производственных условиях.

2. Термографический способ позволяет повысить точность контроля по сравнению с из-

вестными методами [1, 2, 9-12], так как в качестве диагностического параметра используется приращение удельной энтропии — наиболее полная диссипативная функция, учитывающая все необратимые процессы в очаге развития повреждаемости. Причем этот параметр рассчитывается по кинетике температурного поля на поверхности тестируемого объекта, которое фиксируется с точностью не менее 0,01 °С с помощью современной бесконтактной инфракрасной техники.

Литература

[1] Kurilenko G.A. Quantitative infrared investigations through the intensity of thermal source

in the domain of damaging. Advanced Infrared Technology and Applications. Proc. of the 4th International Workshop, Firenze, 1997, pp. 177-187.

[2] Kurilenko G.A., Ayrapetyan V.S. Determination of the Fracture Toughness of Optomechani-

cal Devices. Optics and Photonics Journal, 2016, no. 6, pp. 298-304.

[3] Айрапетян В.С., Куриленко Г.А. Прогнозирование циклического ресурса бездефектных

(без начальных трещин) деталей. Специальные вопросы фотоники: Наука. Оборона. Безопасность. Сб. матер. Междунар. науч. конф., Новосибирск, 18-22 апреля 2016, Новосибирск, СГУГиТ, 2016, с. 49-55.

[4] Куриленко Г.А. Способ определения предела выносливости. Пат. 1499167 РФ, бюл. № 29,

1989. 154 с.

[5] Айрапетян В.С., Куриленко Г.А. Анализ точности определения индивидуальных пре-

делов выносливости термографическим способом. Наука. Оборона. Безопасность. Сб. ст. Национ. науч. конф., Гео-Сибирь 2017, Новосибирск, 17-21 апреля 2017, Новосибирск, СГУГиТ, 2017, с. 134-140.

[6] Ахметзянов М.Х., Лазарев И.Б. Сопротивление материалов. Москва, Юрайт, 2013.

560 с.

[7] Dumonlin S., Louche H., Hopperstad O.S., Borvik T. Heat Sources, Energy Storage and Dis-

sipation in High-Strength Steels: Experiments and Modeling. European Journal of Mechanics - A/Solids, 2010, vol. 29, pp. 461-474.

[8] Куриленко Г.А., Григорьева Г.В. Развитие термодинамического подхода при исследо-

вании повреждаемости при циклических нагрузках. Сиб0птика-2013. Сб. матер. Междунар. науч. конф., Новосибирск, 15-26 апреля 2013, Новосибирск, СГГА, 2013, с. 160-164.

[9] Самарский А.А. Теория разностных схем. Москва, Наука, 1983. 616 с.

[10] Ding P., Wang X. Solutions of the second elastic-plastic fracture mechanics parameter in test specimens. Engineering Fracture Mechanics, 2010, vol. 77, pp. 3462-3480.

[11] Штремель М.А. О единстве в многообразных процессах усталости. Деформация и разрушение материалов, 2011, № 6, с. 1-12.

[12] Swiderski W. The Characterization of Defects in Multi-layered Composite Materials by Thermal Tomography Methods. ActaPhysicaPolonica, 2009, vol. 115, pp. 800-804.

References

[1] Kurilenko G.A. Quantitative infrared investigations through the intensity of thermal source

in the domain of damaging. Advanced Infrared Technology and Applications. Proc. of the 4th International Workshop, Firenze, 1997, pp. 177-187.

[2] Kurilenko G.A., Ayrapetyan V.S. Determination of the Fracture Toughness of Optomechani-

cal Devices. Optics and Photonics Journal, 2016, no. 6, pp. 298-304.

[3] Airapetian V.S., Kurilenko G.A. Prognozirovanie tsiklicheskogo resursa bezdefektnykh (bez

nachal'nykh treshchin) detalei [Prediction of the cyclic life of defect-free (without initial crack) of parts]. Spetsial'nye voprosy fotoniki: Nauka. Oborona. Bezopasnost'. Sb. materialov Mezhdunar. nauch. konf. [Special issues in Photonics: Science. Defense. Security. International scientific conference proceedings]. Novosibirsk, 18-22 April 2016, Novosibirsk, SGUGiT publ., 2016, pp. 49-55.

[4] Kurilenko G.A. Sposob opredeleniia predela vynoslivosti [Method for determining the endur-

ance limit]. Patent RF no. 1499167, 1989. 154 p.

[5] Airapetian V.S., Kurilenko G.A. Analiz tochnosti opredeleniia individual'nykh predelov vy-

noslivosti termograficheskim sposobom [Analysis of the accuracy of determining individual limits of endurance thermographic method]. Nauka. Oborona. Bezopasnost'. Natsion. nauchnaia konf., Geo-Sibir 2017. Sb. st. [Science. Defense. Security. National scientific conference, geo-Siberia 2017. Collected papers]. Novosibirsk, 17-21 April 2017, Novosibirsk, SGUGiT publ., 2017, pp. 134-140.

[6] Ahmetzyanov M.H., Lazarev I.B. Soprotivlenie materialov [Strength of materials]. Moscow,

Yurayt publ., 2013. 560 p.

[7] Dumonlin S., Louche H., Hopperstad O.S., B0rvik T. Heat Sources, Energy Storage and Dis-

sipation in High-Strength Steels: Experiments and Modeling. European Journal of Mechanics — A/Solids, 2010, vol. 29, pp. 461-474.

[8] Kurilenko G.A., Grigor'eva G.V. Razvitie termodinamicheskogo podkhoda pri issledovanii

povrezhdaemosti pri tsiklicheskikh nagruzkakh [Development of thermodynamic approach in the study of damage under cyclic loads]. Sib0ptika-2013. Mezhdunar. nauch. konf. [Sib0ptika-2013. International scientific conference]. Novosibirsk, 15-26 April 2013, Novosibirsk, SGGA publ., 2013, pp. 160-164.

[9] Camarskii A.A. Teoriia raznostnykh skhem [Theory of difference schemes]. Moscow, Nauka

publ., 1983. 616 p.

[10] Ding P., Wang X. Solutions of the second elastic-plastic fracture mechanics parameter in test specimens. Engineering Fracture Mechanics, 2010, vol. 77, pp. 3462-3480.

[11] Shtremel' M.A. O edinstve v mnogoobraznyh protsessah ustalosti [The unity in the diverse processes of fatigue]. Deformatsiya i razrushenie materialov [Russian metallurgy]. 2011, no. 6, pp. 1-12.

[12] Swiderski W. The Characterization of Defects in Multi-layered Composite Materials by Thermal Tomography Methods. ActaPhysicaPolonica, 2009, vol. 115, pp. 800-804.

Информация об авторах

АЙРАПЕТЯН Валерик Сергеевич (Новосибирск) — доктор технических наук, доцент, зав. кафедрой «Специальные устройства, инноватика и метрология». Сибирский государственный университет геосистем и технологий (630108, Новосибирск, Российская Федерация, ул. Плахот-ного, д. 10, e-mail: v.s.ayrapetyan@ssga.ru).

КУРИЛЕНКО Георгий Алексеевич (Новосибирск) — доктор технических наук, профессор кафедры «Прочность летательных аппаратов». Новосибирский государственный технический университет (630073, Новосибирск, Российская Федерация, пр-т Карла Маркса, д. 20).

Статья поступила в редакцию 11.04.2018 Information about the authors

AYRAPETYAN Valerik Sergeevich (Novosibirsk) — Doctor of Science (Eng.), Associate Professor, Head of Special Devices, Innovation Studies and Metrology Department. Siberian State University of Geosystems and Technologies (630108, Novosibirsk, Russian Federation, Plakhotnogo St., Bldg. 10, e-mail: v.s.ayrapetyan@ssga.ru).

KURILENKO Georgiy Alekseevich (Novosibirsk) — Doctor of Science (Eng.), Professor, Department of Strength of Aircraft. Novosibirsk State Technical University (630073, Novosibirsk, Russian Federation, K. Marx Ave., Bldg. 20).

Просьба ссылаться на эту статью следующим образом:

Айрапетян В.С., Куриленко Г.А. Термографический способ неразрушающего контроля циклической прочности в производственных условиях. Известия высших учебных заведений. Машиностроение, 2018, № 7, с. 310, doi: 10.18698/0536-1044-2018-7-3-10.

Please cite this article in English as: Ayrapetyan V.S., Kurilenko G.A. Thermographic Non-Destructive Testing of Fatigue Strength in Operating Conditions. Proceedings of Higher Educational Institutions. Machine Building, 2018, no. 7, pp. 3-10, doi: 10.18698/0536-1044-2018-7-3-10.