CC BY
16
УДК 620.178.3:539.385
ВЛИЯНИЕ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ ФАКТОРОВ НА ЦИКЛИЧЕСКУЮ ТРЕЩИНОСТОЙКОСТЬ СТАЛЕЙ ЛИТЫХ КОРПУСОВ ЗАПОРНОЙ АРМАТУРЫ
В.А. Татаринцев, А.К. Толстошеев
Брянский государственный технический университет
Представлены результаты исследований циклической трещиностойкости малоуглеродистых и низколегированных литых сталей, применяемых для изготовления корпусных деталей запорной арматуры. Изучалось влияние на характеристики циклической трещиностойкости эксплуатационных факторов - асимметрии цикла, перегрузок и воды. Методом планирования факторных экспериментов получены модели, позволившие оценить степень влияния параметров режима эксплуатации и их взаимодействие на сопротивление развитию трещиноподобных дефектов в исследуемых сталях.
Ключевые слова: корпус задвижки, эксплуатационные факторы, перегрузка, вода, асимметрия цикла, циклическая трещиностойкость, факторное планирование эксперимента.
Результаты обследования технического состояния и анализ отказов литых корпусных деталей запорной арматуры в эксплуатации свидетельствуют [1, 2], что образованию течи в большинстве корпусов задвижек (например, 30с41нж, 30с564нж, Dy 300 и др.) предшествует развитие трещин из литейных дефектов (рис. 1 а) или концентраторов напряжений (рис. 1 б). Существенное влияние на
этот процесс оказывают параметры режима нагружения деталей (перегрузки при запирании и отпирании рабочей среды, изменения ее напора) и сама рабочая среда [3, 4]. Совместное влияние этих факторов на характеристики циклической трещиностойкости литых сталей, применяемых в арматуростроении, до настоящего времени не изучалось.
Рис. 1. Дефекты в литом корпусе задвижки 30с41нж: а - литейная раковина, б - трещина
Исследование реализовали в два этапа. На первом, сопоставляли литые стали по циклической трещиностойкости при отнулевом и симметричном режимах нагружения. На втором - изучали влияние перегрузок, асимметрии цикла и воды на циклическую трещиностойкость
литых сталей. Испытания на циклическую трещиностойкость проводили в соответствии с методическими указаниями [5]. Плоскому изгибу подвергали образцы прямоугольного сечения с краевой трещиной, которые вырезали из полос тяговых хомутов автосцепного устройства и
соответствующей толщиной стенки кор- Бежицком стальзаводе (ОАО «ПО «Бе-
пуса задвижки. Хомуты были отлиты из жицкая сталь») по промышленной техно-
сталей 20Л, 20ГЛ, 20ГФЛ и 20ГТЛ на логии и прошли нормализацию (табл. 1).
Таблица 1
Механические свойства сталей и размеры сечений образцов
Марка стали Ов От 55 ¥ Ь*г, мм*мм
М Па %
20Л 20ГЛ 20ГФЛ 20ГТЛ 510 585 525 570 300 370 350 350 28,0 24,8 31,0 26,0 49,0 51,4 50,0 35,0 40*20 50*25 50*25 50*25
Испытания при симметричном на-гружении осуществляли на стенде УП-50, снабженном необходимыми для замера трещины и контроля режима нагружения приборами, а при знакопостоянном асимметричном нагружении - на десятитонном гидропульсаторе ИПС-1 по схеме четырехточечного изгиба. Трещину измеряли через 0,5...1 мм ее прироста с помощью отсчетного оптического микроскопа МПБ-2. Для образцов сечением 40^20 мм частота нагружения составила 10...12 Гц, а сечением 50*25 мм2 -16...18 Гц. Базовые испытания образцов проводили при температуре 18...22 °С, относительной влажности лабораторного воздуха не выше 70 % и коэффициенте асимметрии цикла R ~ 0.
Для построения диаграмм усталостного разрушения (ДУР) испытывали по три образца из каждой марки стали. На одном образце производили 30...40 измерений длины трещины без остановки стенда с подсвечиванием стробоскопом. Скорость роста трещины (СРТ) V = dl/dN определяли графическим дифференцированием зависимости длины трещины I от количества N циклов нагружений I = f (N1. Максимальные и минимальные значения коэффициента интенсивности напряжений (КИН) в цикле Ктах и Ктп рассчитывали по зависимостям [5] для чистого изгиба образца прямоугольного сечения с краевой трещиной. Экспериментальные ДУР литых сталей при отнулевом Ктп/Ктах ~ 0) и сим-
метричном - 1) гармонических циклах изменения КИН во времени (рис. 2) представлены двумя участками низких и средних скоростей. Пороговые значения КИН Кй устанавливали экстраполяцией соответствующих ДУР. Кривые описывали выражением [6]
V = 10-7(Ктах - Кл)" / (К* - Кл)п, (1)
параметры которого К^ , К* и п определяли методом наименьших квадратов (табл. 2).
При отнулевом цикле на участке низких скоростей диаграмм преимущество по циклической трещиностойкости имеет сталь 20ГФЛ, затем следуют стали 20Л, 20ГТЛ и 20ГЛ. На среднем участке диаграмм различие в сопротивлении развитию трещин сталей становится несущественным, но преимущество стали 20ГФЛ сохраняется.
При симметричном цикле ДУР различаются значительнее (рис. 2 б), хотя приведенное ранжирование сталей по трещиностойкости соблюдается. Сравнение показывает, что при R = -1 скорость роста трещин в стали в среднем в 2,0... 2,5 раза выше, чем при R ~ 0. Чтобы выяснить, связано ли это явление с переходом на другой испытательный стенд, были испытаны два образца из стали 20ГЛ при отнулевом цикле изменения КИН на стенде УП-50 с использованием пружины для предварительного нагружения (на рис. 2 а темные ромбики).
ф" 0Д О о "д
л
л0° °д фУо д
о -го/I о - гот д - гогФ/1
Л о л
^ V
> о° Л
20
30 40 Кт
'■■тах,МПаФ
Рис. 2. Диаграммы усталостного разрушения литых сталей при коэффициентах асимметрии цикла
Rx0 (а) и R=-1 (б)
Различие диаграмм находится в допустимых пределах, что позволяет сделать вывод о слабом влиянии на скорость роста трещины конструктивных особен-
ностей стендов. Увеличение СРТ при симметричном цикле по сравнению с обусловленной отнулевым нагружением отмечалось и ранее [3, 7, 8].
Таблица 2
Характеристики циклической трещиностойкости литых сталей
Параметр Марка стали
20Л 20ГЛ 20ГФЛ 20ГТЛ
Кй, МПа^л/м 16,0; 14,5 14,0; 13,0 18,8; 17,0 16,5; -
К*, МПа^л/м 24,5; 21,8 24,6; 18,8 28,9; 24,7 24,9; -
п 1,66; 14,6 1,51; 1,30 1,42; 1,37 1,34; -
Примечание. Первое число - значение при R~0, второе - при R= - 1.
Для анализа причин отказов, расчета живучести и разработки мероприятий по повышению сопротивления развитию трещин в литых корпусах запорной арматуры необходимо исследовать влияние эксплуатационных факторов на характеристики циклической трещиностойкости сталей. При проведении исследований применен метод математического планирования факторных экспериментов. В качестве откликов выбраны параметры уравнения (1) - К^ , К*, п. С учетом априорного анализа и возможностей испытательного оборудования были выделены следующие факторы: Х1=0,5х1, х1 - отношение КИН при статической отнулевой перегрузке КП к Ктах основного режима
(Х1 = К/Ктах); Х2 = 1,25\х2 + 0,2), Х2=R -коэффициент асимметрии цикла; Х3 - категориальная характеристика, равная +1 при наличии в трещине воды и -1 при ее отсутствии.
Влияние температуры ввиду ограниченных возможностей оборудования и сложности сочетания с другими факторами в данном исследовании не оценивали, а анализировали по литературным источникам [3, 4, 9]. Были приняты следующие интервалы варьирования факторов: относительная перегрузка -2 < х1 < 2, коэффициент асимметрии цикла -1 < х2 < 0,6, наличие воды Х3= + 1, а ее отсутствие Х3= -1 (опыты на воздухе).
На стенде УП-50 статическую перегрузку создавали с помощью винтового домкрата и контролировали ее индикатором по величине перемещения подвижных масс. Для испытаний образцов в присутствии воды в вершине трещины разработаны специальные приспособления.
Для оценки СРТ в зоне последействия перегрузки эксперименты проводили в такой последовательности. После выращивания трещины создавали статическую от-нулевую перегрузку
Ки = х\Ктах . (2)
При сжимающих перегрузках рассчитывали фиктивные значения КИН по тем же зависимостям [5], что и при растяжении.
Режимы циклического нагружения со статическими перегрузками проиллюстрированы схемами на рис. 3. Ориентировочно нижнюю границу зоны последействия перегрузки оценивали по выражению (без учета влияния остаточных напряжений, закрывающих трещину)
Гп = К2п /(2^ат2) . (3)
СА Г77 о ГП
Рис. 3. Схемы режимов нагружения образца с перегрузками
При выходе вершины трещины за пределы зоны гп производили очередную перегрузку, определяемую по формуле (2) для нового значения Ктах. Величину зоны последействия перегрузки рассчитывали по уравнению (3) и затем повторяли измерение растущей в этой зоне трещины. В зависимости от размера зоны
последействия гп, который находился в диапазоне 1...10 мм, количество измерений в ней изменялось от 2...3 до 10...12.
По результатам испытаний, выполненных в соответствии с матрицей планирования (табл. 3), были построены ДУР (рис. 4).
Таблица 3
Матрица планирования и результаты оценки параметров циклической трещиностойкости сталей 20Л и 20ГЛ
№ опыта Факторы Параметры стали 20Л Параметры стали 20ГЛ
Х1 Х2 Хэ Кш К* п Кш К* п
МПа-л/м МПа-л/м
1 + + + 35,0 65,9 1,43 37,5 93,3 1,54
2 + + - 42,3 95,9 1,02 42,5 138,2 1,49
3 - + + 21,3 30,8 1,73 23,8 36,6 2,07
4 - + - 25,0 47,9 1,21 30.0 44,5 1,36
5 + - + 16,0 35,0 1,15 17,0 40,0 1,13
6 + - - 19,0 41,6 1,39 20,0 52,3 1,05
7 - - + 9,5 12,7 1,24 10,5 15,2 1,73
8 - - - 11,0 17,1 1,39 11,5 19,3 1,95
После статистического анализа данных, оценки значимости коэффициентов регрессии и проверки адекватности [10] получены следующие зависимости
характеристик трещиностойкости от исследуемых факторов при уровне значимости а = 0,1 для стали 20Л:
Кл = 22,5 + 5,8 Х1 + 8,5 Х2 - 1,9 Х3 + 2,0 Х Х2 - 0,6 Х1 Х3 - 0,9 Х2 Х ; (4)
К*= 43,4 +16,2 Х + 16,8 Х2 - 7,3 Х3 + 4,5 Х1 Х2 - 1,9 Х1 Х - 4,5 Х2 Х ; (5)
п = 1,32 -0,07 X +0,03 Х2 +0,07 Х3 -0,05 X Х2 -0,03 Х1 Х3 +0,17 Х2 Х ; (6) для стали 20ГЛ:
КА = 24,1 + 5,2 X + 9,4 Х2 - 1,9 X + 1,4 X Х2 -0,9 X X ; (7)
К*= 55,0+26,0 X +23,2 Х2 -8,7Х3 + 11,6Х Х2 -5,7ХХ -4,5 Х2 Х3-3,6Х^Х2Х3 ; (8)
п = 1,62-0,32Х1+0,15Х2+0,16Х3-0,06 ХХ -0,12 Х1 Х3+0,19Х2 Х-0,2 ХХХ . (9)
Из зависимостей (4) и (7) следует, как правило, с упрочнением материала
что в исследуемом факторном простран- впереди трещины и образованием закры-
стве преобладающее влияние на величи- вающих трещину остаточных напряже-
ну порогового КИН в обеих сталях ний [3, 7]. Причем чем больше перегруз-
оказывает асимметрия цикла (наиболь- ка, тем эффект замедления роста трещи-
шие коэффициенты при Х2), меньшее - ны ощутимее. Закрывающие трещину пе-
перегрузки и сравнительно слабое - вла- регрузки интенсифицируют рост трещи-
га. Существен эффект парного взаимо- ны. Трактовка причин этого явления дана
действия перегрузок и асимметрии в работе [11].
(ХХ2). Совместное влияние асимметрии Эффект совместного влияния перецикла и влаги (Х2Х3) на этих сталей грузки и влаги (ХХ3), учитываемый значительнее, чем перегрузки и влаги уравнениями (4)-(9), имеет отрицатель-(ХХ3). Растягивающие перегрузки, рост ный знак, то есть при наличии воды по-коэффициента асимметрии, испытания на следействие растягивающей перегрузки воздухе увеличивают КА, а сжимающие ослабевает, сокращается продолжитель-перегрузки, снижение R, присутствие во- ность задержки роста трещины. Эффект ды уменьшают его. Ранжирование факто- тройного взаимодействия (ХХ2ХО незна-ров по степени влияния на параметры К* чим, за исключением случая, аппрокси-и п зависит от марки литой стали. мируемого выражениями (8) и (9).
Перегрузки, раскрывающие трещину, тормозят ее развитие, что связывают,
Рис. 4. Диаграммы усталостного разрушения сталей 20Л (а, б) и 20ГЛ (в, г). На кривых указаны номера опытов в матрице планирования (табл. 3). Пунктирная линия - ДУР при R ~ 0
При симметричном цикле изменения напряжений последействия перегрузок нивелируется быстрее, чем при асимметричном (рис. 4). Более чувствительна по СРТ к перегрузкам сталь 20ГЛ. Влияние влаги на СРТ существеннее при асимметричном режиме, чем при симметричном, и для исследуемых сталей примерно одинаково.
Установлено, что ранжирование факторов по степени влияния на характеристики циклической трещиностойкости определяется видом аналитической зависимости, описывающей кинетическую диаграмму усталостного разрушения. При регулярном режиме нагружения медленнее всех трещина развивается в стали 20ГФЛ, а быстрее - в стали 20ГТЛ. При совместном сочетании факторов режима нагружения и рабочей среды для сталей 20Л и 20ГЛ наибольшая скорость развития трещины наблюдалась в опытах № 3 и № 7 матрицы планирования (табл. 3).
Уравнения (4) - (9) совместно с выражением (1) применяли при имитационном моделировании ресурса литых корпусов запорной арматуры.
ЛИТЕРАТУРА
1. Семенова Е.С. Проблемы оценки качества металла, методы и объем контроля трубопроводной арматуры опасных производственных объектов // Арматуростроение. - 2010. - № 2(65). - С. 22 - 25.
2. Листопадов М., Безруков Д., Тер-Матеосянц И. 41-ая задвижка: часть 2 // Арматуростроение. -2012. - № 4(79). - С. 30 - 34.
3. Броек Д. Основы механики разрушения. - М.: Высшая школа, 1980. - 368 с.
4. Механика разрушения и прочность материалов. Справ. пособие, т.4. Усталость и циклическая трещиностойкость конструктивных материалов./ Под общей ред. В.В. Панасюка . -Киев: Наукова думка, 1990. - 680 с.
5. РД 50-345-82. Методические указания. Расчеты и испытания на прочность в машиностроении. Методы механических испытаний металлов. Определение характеристик трещиностойкости (вязкости разрушения) при циклическом нагружении. - М.: Изд-во стандартов, 1983. - 96 с.
6. Кинетика усталостного разрушения титанового сплава АТЗ в воздухе, дистиллированной воде и 3,5%-ном водном растворе №С1 / Л. Р. Ботвина, С. Я. Ярема, О. П. Осташ, И. Б. Полутранко // Физико-химическая механика материалов. - 1984. - №2. - С. 17 - 22.
7. Каплун А. Б. Щурин К.В., Чекурова Г.А., Ромашов Р.В., Гаибов В.Х. Влияние параметров циклического нагружения на развитие трещин усталости // Проблемы прочности. - 2000 - № 3 -С. 32-39.
8. Емельянов О. В. Зимонин Е. А. Изучение влияния сжимающей части знакопеременного циклического нагружения на рост усталостных трещин // Промышленное и гражданское строительство. - 2009. - №7. - С. 29-30.
9. Трощенко В.Т., Покровский В.В. Циклическая вязкость разрушения металлов и сплавов. Сообщение 2. Влияние эксплуатационных и технологических факторов // Проблемы прочности. - 2003. - № 2. - С. 5-17.
10. Джонсон Н., Лион Ф. Статистика и планирование эксперимента в науке. Методы обработки данных. - М.: Мир, 1980. - 610 с.
11. Анкудинов А. Б. Варяница В. Б., Соболев Н. Д. Изучение кинетики развития трещин малоцикловой усталости при сжимающих перегрузках// Прочность и долговечность материалов и конструкций атомной техники. -М.: Энергоатомиздат, 1982. - С. 10 - 15.
Рукопись поступила в редакцию 31.10.13.
THE INFLUENCE OF OPERATIONAL FACTORS ON STOP VALVE GEAR CASTINGS' STEEL
CYCLIC CRACK RIGIDITY
V. Tatarintsev, A. Tolstosheev
In the article the results of the researches of cyclic crack-rigidity of low-carbon and low-alloyed cast steel applied to lock armouring box-type part making are presented. The influence of operational factors that are cycle asymmetry, overload and water - on cyclic crack-rigidity was carried out. The models enabled to assess the degree of influence of operative conditions and their interaction on the resistance to crack-like defects' progress in researched steels are received on the basis of factorial experiment planning method.
Key words: valve body, operative conditions, overload, water, cycle asymmetry, cyclic crack-rigidity, factorial experiment planning.
