«ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ НАСЛЕДСТВЕННОСТИ НА НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ И УСТАЛОСТНУЮ ПРОЧНОСТЬ ЭЛЕМЕНТОВ КОНСТРУКЦИЙ ИЗ ОБЪЕМНЫХ НАНОМАТЕРИАЛОВ ...»

ФЕДЕРАЛЬНОЕ ГОСУДАРСТВЕННОЕ БЮДЖЕТНОЕ ОБРАЗОВАТЕЛЬНОЕ

УЧРЕЖДЕНИЕ ВЫСШЕГО ПРОФЕССИОНАЛЬНОГО ОБРАЗОВАНИЯ

УФИМСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ АВИАЦИОННЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ

УНИВЕРСИТЕТ

На правах рукописи

Арсланов Марат Рашитович

ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ

НАСЛЕДСТВЕННОСТИ НА НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ

СОСТОЯНИЕ И УСТАЛОСТНУЮ ПРОЧНОСТЬ ЭЛЕМЕНТОВ

КОНСТРУКЦИЙ ИЗ ОБЪЕМНЫХ НАНОМАТЕРИАЛОВ

Специальность 01.02.06 – динамика и прочность машин, приборов и аппаратуры Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук

научный руководитель:

доктор технических наук, профессор Жернаков Владимир Сергеевич Уфа –

СОДЕРЖАНИЕ

СОДЕРЖАНИЕ

Введение ………………………………………………………………………..

ГЛАВА 1. СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ПРОБЛЕМЫ РАСЧЕТА

ЭЛЕМЕНТОВ КОНСТРУКЦИЙ ИЗ ОБЪЕМНЫХ

НАНОМАТЕРИАЛОВ …………………………………….…….… 1.1. Применение наноматериалов в конструкциях современных изделий … 1.2.Влияние конструктивно-технологических факторов на напряженнодеформированное состояние в элементах конструкциях ………………... 1.3. Расчет технологической наследственности в элементах конструкций … 1.3.1.Методы определения технологической наследственности в осесимметричных деталях после гидравлической штамповки …….. 1.3.2.Методы определения технологической наследственности в деталях, изготовленных пластической деформацией ……………….. Основные выводы по главе 1 …………………………………………………..

ГЛАВА 2. ИССЛЕДОВАНИЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО

СОСТОЯНИЯ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ

НАСЛЕДСТВЕННОСТИ, СФОРМИРОВАННОЙ ПРИ

РАВНОКАНАЛЬНОМ УГЛОВОМ ПРЕССОВАНИИ (РКУП) …

2.1.Методика расчета напряженно-деформированного состояния и технологической наследственности после РКУП ……………………….. 2.2. Анализ технологической наследственности в заготовках после РКУП Основные выводы по главе 2 …………………………………………………..

ГЛАВА 3. РАЗРАБОТКА МЕТОДИКИ ЧИСЛЕННОГО РАСЧЕТА

НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ В

ЭЛЕМЕНТАХ КОНСТРУКЦИЙ ИЗ ОБЪЕМНЫХ

НАНОСТРУКТУРНЫХ МАТЕРИАЛОВ ПРИ НАЛИЧИИ

КОНЦЕНТРАТОРОВ НАПРЯЖЕНИЙ …………..………………. 3.1.Методика расчета напряженно-деформированного состояния в элементах конструкций из объемных наноструктурных материалов при наличии концентраторов напряжений……………………………………... 3.2.Расчет напряженно-деформированного состояния в пластинах из обычного и наноструктурного материала при одноосном нагружении … 3.2.1.Анализ напряженно-деформированного состояния в пластине из обычного и наноструктурного материала при упругом и упругопластическом одноосном нагружении …………………….. 3.2.2.Анализ остаточных напряжений в пластине из обычного и наноструктурного материала после разгрузки …………………… 3.3.Расчет напряженно-деформированного состояния в пластине с запрессованным в отверстие кольцом из наноструктурного материала 3.3.1.Расчет сформированных при получении соединения с натягом ……….. деформированное состояние пластины с запрессованным 3.3.3.Влияние технологической наследственности, после РКУП, на характер распределения НДС в пластине с кольцом из наноструктурного материала при упругом одноосном 3.4.Расчет напряженно-деформированного состояния в стержнях с выточками из обычного и наноструктурного материала при одноосном 3.4.1. Анализ напряженно-деформированного состояния в стержнях с выточкой из обычного и наноструктурного материала при упругом и упругопластическом одноосном нагружении ……… 3.4.2.Анализ остаточного напряженного и деформированного состояния в стержнях с выточкой из обычного и наноструктурного материала после разгрузки ………………….. 3.5.Расчет напряженно-деформированного состояния в стержнях из наноструктурного материала при одноосном нагружении с учетом технологической наследственности после РКУП и накатки кольцевой 3.5.1.Моделирование процесса накатки кольцевой канавки на стержнях из наноструктурного материала с учетом технологической наследственности после РКУП ………..………. 3.5.2.Анализ технологической наследственности после накатки кольцевой 3.5.3.Анализ напряженно-деформированного состояния в стрежне с кольцевой канавкой при одноосном нагружении с учетом технологической наследственности ……………………………..

ГЛАВА 4. ИССЛЕДОВАНИЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО

СОСТОЯНИЯ В ОБЪЕКТАХ СЛОЖНОЙ ФОРМЫ С УЧЕТОМ

ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ НАСЛЕДСТВЕННОСТИ В

4.1.1. Анализ технологического процесса ………………………………. 4.2. Моделирование гидропластической штамповки детали типа вкладыш 4.2.1.Методика сформированных после гидропластической штамповки в тонкостенных трубчатых заготовках из нержавеющей стали 4.2.2.Анализ напряженно-деформированного состояния и остаточных деформированное состояние в детали типа вкладыш …………… 4.2.4.Экспериментальное исследование деформированного состояния 4.2.5.Сравнение 4.3.Моделирование технологического процесса изготовления неразъемного соединения в законцовке трубопровода с применением материалов с 4.3.1.Методика численного расчета НДС и остаточных напряжений в деталях законцовки трубопровода, изготовленного методом 4.3.2.Анализ напряженно-деформированного состояния в деталях 4.3.3.Экспериментальное исследование деформированного состояния 4.3.4.Сравнение 4.4.Моделирование технологического процесса изготовления неразъемного соединения в законцовке трубопровода с применением объемных наноструктурных материалов ……………………………………..………. 4.4.1. Анализ напряженно-деформированного состояния в деталях 4.5.Сопоставление напряженного состояния и остаточных напряжений в деталях законцовки трубопровода, изготовленных из крупнозернистых и наноструктурных материалов ……………………………...…………….

ГЛАВА 5. ИССЛЕДОВАНИЕ МНОГОЦИКЛОВОЙ И МАЛОЦИКЛОВОЙ

УСТАЛОСТНОЙ ПРОЧНОСТИ В ЭЛЕМЕНТАХ

КОНСТРУКЦИЙ ИЗ ОБЪЕМНЫХ

5.1.Методика расчета усталостной прочности конструкций при 5.1.1.Решение статической задачи ……………………………………….. 5.1.2.Приведение объемного напряженного к эквивалентному 5.1.3.Сведение асимметричного цикла напряжений к эквивалентному 5.1.4.Корректировка напряжений для учета конструктивно-технологических 5.1.5.Расчет числа циклов N, при которых происходит усталостное 5.1.6.Вычисление коэффициентов запаса усталостной прочности по 5.2.Расчет усталостной прочности стержня с выточкой при симметричном 5.3.Расчет усталостной прочности пластины с отверстием при симметричном циклическом растяжении – сжатии ……………………… Экспериментальное исследование усталостной многоцикловой 5. прочности элементов конструкций из обычного и наноструктурного титанового сплава Ti-6Al-4V……………………………………………....

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И ЗАКЛЮЧЕНИЯ ………………………………….. СПИСОК ИСПОЛЬЗУЕМОЙ ЛИТЕРАТУРЫ ……………………………….. Введение Актуальность темы исследования. В настоящее время большое внимание уделяется объемным наноструктурным материалам (титановым сплавам), которые характеризуются чрезвычайно привлекательными механическими свойствами.

Получение данных материалов осуществляется методами интенсивной пластической деформации (ИПД), при которых в заготовке накапливаются пластические деформации до 200-400%. В результате обработки материалов методами ИПД удается существенно увеличить их механические свойства. Так, например, предел текучести и усталостная прочность титановых сплавов возрастают практически в 1,5-2 раза, при этом пластичность уменьшается незначительно.

Наиболее распространнным среди методов ИПД, которые приводят к образованию в материале наноструктурного состояния, является равноканальное угловое прессование (РКУП). Данный процесс характеризуется достаточно большим количеством факторов, влияющих на распределение накопленных пластических деформаций и технологических остаточных напряжений, к числу которых относятся многопроходная схема деформирования, трение между заготовкой и штампом, специфика геометрии зоны пересечения каналов, размеры внешнего и внутреннего радиуса сопряжения каналов и т.д. Таким образом, в заготовке из объемного наноматериала, полученного путем РКУП, формируются значительные накопленные пластические деформации.

Несмотря на большое число работ по изучению процесса РКУП, проблема оценки влияния технологической наследственности (остаточных напряжений и накопленных пластических деформаций) в заготовке на напряженнодеформированное состояние (НДС) и прочность элементов конструкций, выполненных из объемных наноматериалов, недостаточно изучена и является актуальной задачей. Исследование особенностей формирования НДС при нагружении с учетом технологической наследственности позволит повысить надежность и усталостную прочность конструкций, выполненных из данных материалов, а также оценить возможность их использования в современных изделиях.

Цели и задачи работы. Целью работы является исследование влияния технологической наследственности на НДС и усталостную прочность элементов конструкций, выполненных из объемных наноматериалов.

Для достижения поставленной цели были сформулированы следующие основные задачи:

разработать методику расчета НДС в типовых элементах конструкций деформировании с учетом технологической наследственности, связанной с процессом формирования наноструктурного состояния в материалах методом РКУП;

исследовать НДС в узлах сложной формы (на примере законцовки гибкого трубопровода) с учетом технологической наследственности в отдельных деталях, полученных в результате различных видов обработки (гидравлическая штамповка, РКУП и т.д.).

многоцикловую прочность элементов конструкций из обычных и объемных наноструктурных титановых сплавов.

Разработана методика расчета НДС в типовых элементах конструкций (пластина с отверстием, стержень с выточкой) из наноструктурного титанового сплава Ti–6Al–4V, отличающаяся от существующих учетом технологической наследственности в заготовках после РКУП.

трубопровода, изготовленного из обычных и объемных наноструктурных материалов. Расчет в отличие от существующих учитывает «историю»

нагружения в отдельных деталях законцовки гибкого трубопровода, полученных в результате различных видов обработки (гидравлическая штамповка, РКУП и т.д.).

Выявлено положительное влияние технологической наследственности на уровень и характер распределения НДС в элементах гибкого трубопровода, формирующегося в процессе их изготовления. Установлено, что прочность гибкого трубопровода с наличием элементов из наноструктурного титанового сплава ВТ6 при статическом нагружении практически в 2 раза выше, чем для аналогичных объектов из обычного ВТ6.

многоцикловая прочность элементов конструкций из обычных и объемных наноструктурных титановых сплавов Ti–6Al–4V.

наноструктурного сплава на 20% выше, чем предел выносливости образцов из обычного титанового сплава.

Выявлено, что при симметричном цикле нагружения предел выносливости пластины с отверстием из обычного сплава Ti–6Al–4V практически в два раза меньше, чем для аналогичных деталей из наноструктурного материала.

Практическая значимость работы:

Разработанная модель, учитывающая влияние технологической наследственности РКУП на НДС и усталостную прочность элементов конструкций, обеспечивает существенное уточнение прогноза предела выносливости деталей на стадии проектирования и разработки технологического процесса.

Результаты исследования НДС в законцовке гибкого трубопровода внедрены на предприятии УАП ОАО «Гидравлика» и позволили оптимизировать режимы технологического процесса изготовления гибкого трубопровода и его напряженно-деформированное состояния в деталях и увеличить прочность конструкции в целом.

Результаты научных исследований данной работы могут быть использованы при проектировании элементов конструкций из объемных наноструктурных материалов с учетом технологической наследственности.

Методы исследования.

Работа выполнена на основе классических методов теории упругости, теории пластичности и механики деформируемого твердого тела. Численный расчет осуществлен на базе метода конечных элементов с применением программно-вычислительных комплексов ANSYS, Deform 3D.

Анализ и обработка результатов экспериментов выполнены классическими статистическими методами.

Положения, выносимые на защиту:

методика расчета НДС в типовых элементах конструкций с концентраторами напряжений (пластина с отверстием, стержень с выточкой), выполненных из наноструктурного материала, с учетом технологической наследственности в заготовке, сформированной при РКУП;

результаты расчета остаточных напряжений и деформаций в законцовке гибкого трубопровода из обычного и наноструктурного титанового сплава ВТ6 с учетом «истории» нагружения в отдельных деталях, полученных при различных видах обработки (гидравлическая штамповка, РКУП и т.д.).

результаты теоретического и экспериментального исследования усталостной многоцикловой прочности элементов конструкций из обычного и наноструктурного титанового сплава Ti–6Al–4V.

Достоверность результатов и выводов, содержащихся в диссертационной работе, основывается на фундаментальных положениях механики деформируемого тела и сопоставлением результатов численных решений с результатами соответствующих экспериментальных исследований, проведенными на производственной базе ОАО УАП «Гидравлика» и ФГБОУ ВПО УГАТУ.

Апробация работы. Основные положения диссертационной работы доложены и обсуждены на Всероссийской молодежной научной конференции «Мавлютовские чтения» (г. Уфа, 2010, 2012, 2013), 5-ой региональной зимней школе-семинаре аспирантов и молодых ученых «Актуальные проблемы в науке и технике» (г. Уфа, 2012, 2014).

Публикации. Основные результаты диссертации отражены в 11 печатных работах, в том числе 3 в рецензируемых изданиях из списка ВАК и двух патентах.

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, пяти глав, основных выводов, списка литературы. Работа содержит 167 страниц машинописного текста, включающего 91 рисунок и библиографический список из 117 наименований.

ГЛАВА 1 СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ПРОБЛЕМЫ РАСЧЕТА

ЭЛЕМЕНТОВ КОНСТРУКЦИЙ ИЗ ОБЪЕМНЫХ НАНОМАТЕРИАЛОВ

В настоящее время создание новых изделий в авиационной и космической технике ограничено высокими требованиями конструкционной прочности.

Применение традиционных материалов не может обеспечить должным образом выполнение этих параметров. Конструктивные же методы повышения прочности приводят к увеличению массы конструкций и усложнению технологии изготовления [52].

Одно из решений данной проблемы связано с разработкой новых материалов с высокими показателями механических свойств. Возможности легирования к настоящему времени во многом уже исчерпаны. Кроме того, разработка совершенно новых сплавов требует больших материальных затрат по созданию новых композиций, их сертификации и внедрению. Между тем в последние десятилетия интенсивно развивается новое направление в материаловедении и обработке материалов, заключающееся в формировании в металлах и сплавах наноструктуры. На базе этого направления можно создать принципиально новый комплекс физико-химических и механических свойств в обычных конструкционных материалах [97, 13].

Таким образом, создание объемных наноматериалов на сегодняшний день является одной из наиболее востребованной, но в то же время и наименее изученной областью. Успешная реализация первоочередных задач по этому направлению требует проведения комплексных исследований по широкому спектру нанотехнологий, находящихся в настоящее время на разных периодах освоения.

Наиболее распространенным способом получения наноструктуры в материале является метод интенсивной пластической деформации (равноканальное угловое прессование (РКУП); всесторонняя ковка; цикличная экструзия и сжатие; многократное рифление, упрочнение и т.д.). Основной идеей метода является деформирование заготовки с большими степенями деформации, при температуре Т 300 МПа, и достигает максимального значения при 0 = 500 МПа. В случае наноструктурного материала характер подобен, однако, уровень несколько ниже. Так при y = 400 МПа, глубина пластических деформаций составляет t = 0,05 мм, а при y = 500 МПа зона p развивается на глубину t = 0,1 мм.

Рисунок 3.26 – Зависимость глубины распространения пластических деформаций t в пластинах с наноструктурным слоем от величины нагружения Зависимости концентрации напряжений и деформаций К от величины нагрузки 0 проиллюстрированы на рис 3.33, а, б, в.

Из рисунка 3.27, а видно, что упругое деформирование стержня из крупнозернистого материала происходит при значениях внешней нагрузки от 0 до 200 МПа. Дальнейшее увеличение приводит к развитию пластических деформаций, а значение коэффициента концентрации напряжений 2) уменьшаются от 6 до 2,63, в то время как К (кривая 1) непрерывно увеличивается от 6 до 8,98.

Отметим, что подобный характер зависимостей К (кривая 1) и к (кривая 2) наблюдается и в стержнях из наноструктурного титанового сплава и крупнозернистого при наличии наноструктурного слоя возле выточки (рисунок 3.27, б, в), но с меньшим уровнем значений.

Рисунок 3.27 – Зависимость от растягивающего напряжения на невозмущенной границе 0 в стержне из Ti-6Al-4V(а), наноструктурного Ti-6Al-4V (б) и при наличии наноструктурного слоя 3.4.2 Анализ остаточного напряженного и деформированного состояния в стержнях с выточкой из обычного и наноструктурного материала после разгрузки По окончанию нагружения и разгрузки в теле стержня, вследствие деформации [58]. На рисунке 3.28, а, б показаны поля распределения остаточных напряжений в теле стержня с выточкой из титанового сплава Ti-6Al-4V различного структурного состояния.

Рисунок 3.28 – Распределение остаточных осевых напряжений * в стержне:

а – из титанового сплава Ti-6Al-4V и наноструктурного Ti-6Al-4V, б – с наноструктурным Видно, что в стержне из крупнозернистого титанового сплава на дне выточки образуются максимальные сжимающие остаточные напряжения * max = 1100 МПа, а максимальные растягивающие напряжения составляют * max = 282 МПа и возникают на глубине 0,2 мм от кромки выточки (рисунок 3.28, а).

Подобный характер распределения полей остаточных напряжений наблюдается в стержнях из наноструктурного материала (рисунок 3.28, а) и из крупнозернистого с наличием наноструктурного слоя толщиной 1 мм (рисунок 3.28, б). При этом в первом случае остаточные растягивающие и сжимающие напряжения составляют 831 МПа и 265 МПа соответственно.

Во втором случае остаточные растягивающие и сжимающие напряжения достигают значений 873 МПа и 263 МПа.

На рисунке 3.29, а, б приведены поля распределения остаточных деформаций * max, сформированных в результате одноосного растяжения нагрузкой 0 = 500 МПа стержней с выточкой, выполненных из обычного титанового сплава, наноструктурного Ti-6Al-4V и обычного сплава с наличием наноструктурного слоя толщиной s = 1 мм соответственно.

Видно, что характер распределения остаточных деформаций во всех трех случаях одинаковый. В стержне из титанового сплава * max = 2,2, в стержне из наноструктурного и обычного сплава с наличием наноструктурного слоя максимальные остаточные деформации по уровню одинаковы и равны * max = 1,1.

Рисунок 3.29 – Распределение остаточных осевых деформаций * в стержне:

а – из обычного и наноструктурного Ti-6Al-4V, б – с наноструктурным слоем толщиной Для наглядности, в таблице 3.3 приведены сводные данные по результатам исследования остаточного напряженного и деформированного состояния в стержне с выточкой при одноосном растяжении.

Анализ полученных результатов показывает, что уровень остаточных напряжений * max в стержне из наноструктурного материала на 25% ниже, чем в стержне из крупнозернистого титанового сплава, а уровень максимальных остаточных деформаций * max – в 2 раза.

Также отметим, что в стержне из крупнозернистого материала с наличием наноструктурного слоя уровень * max и * max незначительно превышает уровень * max и * max в стержне из наноструктурного сплава. При этом с увеличением толщины наноструктурного слоя уровень НДС приближается к уровню НДС в стержне из наноструктурного материала.

Таблица 3.3 – Максимальные остаточные осевые напряжения * max и деформации * max в стержне после разгрузки * max, * max, Титановый сплав ВТ6 с наличием наноструктурного слоя s =0.5 мм * max, Титановый сплав ВТ6 с наличием наноструктурного слоя s = 1 мм * max, 3.5 Расчет напряженно-деформированного состояния в стержнях из наноструктурного материала при одноосном нагружении с учетом технологической наследственностью после РКУП и накатки кольцевой канавки распределения напряжений и деформаций в стержнях с кольцевой канавкой при одноосном растяжении. Расчеты проводились с учетом технологической наследственности, сформированной в процессе получения наноструктуры в титановом сплаве и последующей операции накатки кольцевой канавки.

Физико-механические свойства материалов и геометрические размеры приведены в параграфе 2.1 и 3.2 (рисунок 3.3; таблица 2.1).

применением программно-вычислительного комплекса DEFORM 3D.

полученные после каждой технологической операции переносились на последующую и являлись начальным состоянием при моделировании технологической операции.

На рисунке 3.30 показаны сеточные аналоги детали на каждой операции Рисунок 3.30– Сеточный аналог заготовки: а – перед моделированием РКУП, 3.5.1 Моделирование процесса накатки кольцевой канавки на стержнях из наноструктурного материала с учетом технологической наследствености после РКУП В данном разделе приведены результаты расчета напряженнодеформированного состояния в заготовках круглого сечения в процессе накатки кольцевой канавки с учетом технологической наследственности после РКУП и остаточных напряжений после разгрузки.

Процесс накатки кольцевой канавки проводился следующим образом.

Заготовка, полученная РКУП, жестко крепилась по торцам, затем по срединному сечению стержня роликом осуществлялась накатка канавки, путем его внедрения и вращения вокруг стержня. Операция проводилась за один проход. На рисунке 3.31 а, б представлена математическая модель операции.

Рисунок 3.31 – Моделирование операции накатки на стержне кольцевой канавки 3.5.2 Анализ напряженно-деформированного состояния и технологической наследствености после накатки кольцевой канавки Выполнен расчет напряженно-деформированного состояния в стержнях диаметром d = 6 мм при накатке кольцевой канавки размеров r/f = 0,1–0,2, угол раствора =60°.

На рисунке 3.32 в качестве примера приведены поля распределения нормальных напряжений у при накатке канавки размеров r/f = 0,1.

Рисунок 3.32 – Напряженное состояние при накатке кольцевой канавки Видно, что при внедрении ролика в заготовку происходит выдавливание материала. При дальнейшем движении ролика вокруг стержня происходит формирование геометрических размеров канавки. Отметим, что максимальное напряженное состояние достигается на дне канавки и на поверхности выдавленного материала. При этом неоднородность распределения напряжений на дне канавки по диаметру стержня после первого прохода ролика достигает уровня в 25-35%, после второго – 15-20%, а после третьего 10-17%.

По окончании нагружения и разгрузки в теле стержня, вследствие неоднородности деформаций, возникают остаточные напряжения и деформации [58]. На рисунке показаны поля распределения остаточных напряжений в заготовке после накатки канавки размеров r/f = 0,1.

Рисунок 3.32 – Поля распределения напряжений после окончания обработки На рисунке 3.32 представлены поля распределения остаточных напряжений в характерном сечении. Видно, что по окончании нагружения в теле стержня формируются остаточные напряжения по всему объему и представляют собой самоуравновешенную систему.

На рисунке 3.33 а, б, в показано распределение остаточных осевых, тангенциальных и радиальных напряжений в теле заготовки.

При этом максимальные сжимающие остаточные осевые напряжения возникают на кромке кольцевой канавки и достигают значения = 220 МПа.

На глубине 1 мм от кромки выточки напряжения наблюдаются растягивающие напряжения, максимум которых составляет 50 МПа.

Подобный характер наблюдается и в отношении остаточных радиальных и тангенциальных напряжений. При этом максимальные сжимающие остаточные напряжения достигают уровня 330 МПа и 60 МПа, а зона однородного напряженного состояния возникает уже на глубине 0,35 мм и 0,05 мм соответственно. Отметим, что максимальные растягивающие напряжения превышают сжимающие и принимают значение 440 МПа и 475 МПа на глубине 0,8 мм и 0,4 мм.

Рисунок 3.33 – Распределение остаточных осевых (а), тангенциальных (б) и 3.5.3 Анализ напряженно-деформированного состояния в стрежне с кольцевой канавкой при одноосном нагружении с учетом технологической наследственности Выполнен расчет НДС и определены теоретические коэффициенты концентрации напряжений в стержнях с кольцевой канавкой при одноосном растяжении интенсивностью 0, меняющейся в диапазоне от 200 до 500 МПа.

Исследование проводилось с учетом технологической наследственности после РКУП и накатки кольцевой канавки.

На рисунке 3.34 в качестве примера приведены графики распределения осевых напряжений у при одноосном растяжении нагрузкой 0 = 500 МПа стержней с кольцевой канавкой, рассчитанные с учетом технологической наследственности (кривая 1) и без нее (кривая 2).

исунок 3.34 – Распределение осевых напряжений у в стержне с кольцевой Видно, что наличие технологической наследственности приводит к уменьшению уровня осевых напряжений у на кромке канавки и увеличению в центре тела. При этом максимум напряжений возникает на глубине 0,98 мм от канавки и достигает значения = 766 МПа. Исследования показали, что уровень напряжений, рассчитанный с учетом технологической наследственности в 2,6 раза меньше, чем без нее.

В таблице 3.4 приведены результаты расчета коэффициента уровня с интенсивностью 0, меняющейся в диапазоне от 200 до 500 МПа.

Расчеты проводились с учетом технологической наследственности.

Таблица 3.4 – Результаты расчета коэффициента уровня напряжений К при одноосном растяжении стержней с интенсивностью 0.

Разработана методика расчета НДС в типичных элементах конструкций с концентраторами напряжений (пластина с отверстием, стержень с выточкой), из наноструктурного титанового сплава Ti–6Al–4V, с учетом технологической наследственности в заготовке, сформированной при РКУП. Также представлены результаты исследований полей напряжений и деформаций в типичных элементах конструкций, выполненных из объемных наноструктурных титановых сплавов и обычных материалов, возникающих при одноосном нагружении. Расчет проводился на следующих типах элементов конструкций:

Пластины размерами ab=6060мм с отверстием d =10мм:

пластина с отверстием из обычного и наноструктурного титанового сплава Ti–6Al–4V;

наноструктурным слоем вокруг отверстия;

пластина из обычного материала с запрессованным в отверстие кольцом из наноструктурного титанового сплава Ti–6Al–4V.

Стержни круглого поперечного сечения диаметром d с выточкой глубиной t, радиусом r и углом раствора =60°:

стержни с выточкой из обычного и наноструктурного материала;

стержни из обычного титанового сплава с наноструктурным слоем в области концентратора напряжений.

Выполнен расчет напряженно-деформированного состояния в пластинах при одноосном растяжении интенсивностью 0 (0=200-500МПа). Установлено, что при расчете НДС без учета технологической наследственности при упругом и упругопластическом одноосном нагружении характер распределения полей напряжений и деформаций в пластине из наноструктурных и обычных материалов одинаковый. Определенно, что при упругом нагружении максимальные напряжения возникают на поверхности концентратора, а при упругопластическом смещаются вглубь тела на расстояние равное глубине распространения пластических деформаций. Выявлено, что глубина распространения пластических деформаций в пластинах из наноструктурных материалах при одноосном растяжении интенсивностью 0 =500МПа в 4 раза меньше, чем в обычных.

Исследование остаточных напряжений формирующихся при одноосном упругопластическом нагружении и дальнейшей разгрузки в деталях из обычного и наноструктурного материала показало, что характер распределения остаточных напряжений существенно не отличается. Установлено, что максимальные сжимающие остаточные напряжения возникают на контуре отверстия, а максимальные растягивающие остаточные напряжения образуются в области однородного напряженного состояния.

Проведена оценка влияния толщины наноструктурного слоя в элементах конструкций на характер НДС при одноосном растяжении интенсивностью 0.

Исследование проводилось на пластинах с отверстием с наноструктурным слоем по контуру концентратора напряжений, при этом толщина слоя варьировалась в пределах s = (0,050,3)d. Установлено, что в пластине при наличии наноструктурного слоя толщиной s = (0,050,2)d в случае упругопластического одноосного нагружения образовываются две зоны пластических деформаций.

Первая развивается в слое из наноструктурного материала, а вторая в области обычного материала. Выявлено, что между зонами пластичности имеется упругий слой материала. Увеличение толщины наноструктурного слоя s приводит к снижению зоны пластических деформаций в обычном материале. При s 0.2d образование зоны пластического течения наблюдается только в наноструктурном материале и отсутствует во втором слое пластины из обычного материала.

Отметим, что в пластине из обычного материала с наноструктурным слоем толщиной s = (0,050,2)d по окончанию одноосного упругопластического нагружения и разгрузки в теле пластины формируются поля остаточных осевых напряжений y с двумя участками сжимающих и растягивающих напряжений.

Один, из которых возникает на контуре отверстия, второй – на границе между слоями. Данный характер распределения обусловлен различиями физикомеханических свойств материала в наноструктурном слое и в крупнозернистом объеме тела пластины. При s 0.2d характер распределения полей напряжений подобен, характеру, возникающему в деталях из обычного или наноструктурного материала.

запрессованными в отверстия кольцами из наноструктурного титанового сплава Ti–6Al–4V при одноосном нагружении интенсивностью 0. Толщина кольца t варьировалась в пределах t = 2-10мм. Расчет проводился как с учетом технологической наследственности в кольце после РКУП, так и без нее.

Исследование состояло из следующих этапов:

1. Расчет технологической наследственности после РКУП. Результаты исследований приводятся во второй главе.

2. Моделирование процесса посадки с натягом наноструктурного кольца в отверстие пластины.

3. Расчет полей напряжений формирующихся в процессе упругого деформирования пластины из обычного материала с запрессованным наноструктурным кольцом.

Расчет НДС без учета технологической наследственности на втором этапе исследования установил, что после запрессовки в кольце возникают сжимающие напряжения. При этом минимальные напряжения формируются в зоне стыка кольца с пластиной, а максимальные – по внутреннему диаметру кольца.

Выявлено, что при увеличении толщины кольца t происходит снижение уровня напряженного состояния. Например, при толщине кольца t = 5 мм уровень максимальных напряжений у по сравнению с кольцом толщиной t = 2 мм снижается на 53%, а минимальных – на 65%. Отметим, что в пластине технологические напряжения принимают растягивающий характер. При этом максимальные напряжения наблюдаются в области контакта пластины с кольцом, по мере удаления от области стыка деталей происходит плавное снижение уровня напряжений. Установлено, что с увеличением толщины кольца наблюдается рост уровня максимальных напряжений. При этом зависимость напряженного состояния от толщины кольца имеет линейный характер, так увеличение толщины на 1 мм соответствует росту уровня напряжений на 5%.

Установлено, что при одноосном нагружении пластины интенсивностью 0кр. происходит потеря контакта между кольцом и пластиной. При этом максимальное значение кр достигает при толщине кольца t = 6 мм (рисунок 3).

При дальнейшем увеличении толщины кольца уровень критической растягивающей нагрузки существенно снижается.

Выявлено, что наличие технологической наследственности в кольце из наноструктурного сплава оказывает существенное влияние на характер и уровень напряженного состояния. Установлено, что в кольце на глубине t от кромки внутреннего диаметра кольца наблюдается скачок напряжений, и происходит снижение уровня сжимающих напряжений. Однако у стыка кольца с пластиной достигают максимального значения. При этом происходит снижение уровня на кромке кольца по внутреннему диаметру на 28% по сравнению с расчетами аналогичного соединения без учета технологической наследственности. Данное различие напряженного состояния в соединениях объясняется наличием значительных технологических напряжений в заготовке кольца после РКУП.

Расчет полей напряжений показал, что в случае учета технологической наследственности в заготовке после РКУП, уровень НДС в кольце несколько ниже, чем напряженное состояние, рассчитанное без учета технологической наследственности. Так уровень минимальных сжимающих напряжений снижается на 35%, а максимальных остается на прежнем уровне. При этом изменение напряженного состояния в кольце при одноосном нагружении не оказывает влияние на НДС в пластине.

Интересно отметить, что наличие технологической наследственности в заготовке кольца также не влияет на прочность соединения, т.к. соединение теряет работоспособность при потере контакта между пластиной и кольцом, а как отмечалось ранее изменение напряженного состояния в кольце при одноосном нагружении не оказывает влияние на НДС в пластине.

Исследовано влияние технологических остаточных напряжений сформированных после РКУП в заготовке и накатки кольцевой канавки на стержне на уровень концентрации напряжений в стержнях с выточкой при упругом одноосном нагружении. Расчет проводился в три этапа:

1. Расчет технологической наследственности после РКУП. Результаты исследований приводятся во второй главе.

2. Моделирование технологического процесса формирования кольцевой канавки на стержне путем накатывания.

3. Расчет полей напряжений формирующихся в процессе упругого деформирования стержня с кольцевой канавкой.

Результаты исследований показали, что максимальные напряжения формируются на глубине 1,4мм от кромки канавки. При этом характер остаточных напряжений соответствует сжимающим напряжениям. Зона растягивающих напряжений возникает на глубине более 2,1мм. Выявлено, что при упругом одноосном нагружении наличие технологических напряжений существенно снижает негативное влияние концентратора напряжений. Так, например, для стержня с выточкой (d = 10мм, r/f = 0.1, угол раствора =60°, где d – диаметр стержня, r и f – радиус и глубина впадины канавки соответственно) из наноструктурного материала k при упругом одноосном нагружении в 2,6 раза больше, чем коэффициент концентрации напряжений, рассчитанный с учетом технологической наследственности для наноматериалов.

Выполнен расчет НДС и определены остаточные напряжения в стержнях с выточкой при одноосном растяжении интенсивностью 0, меняющаяся в диапазоне от 200 до 500 МПа. При исследовании стержня с наноструктурным слоем, толщина слоя s варьировалась от 0,5 мм до 1 мм. Расчет проводился без учета технологической наследственности. Установлено, что характер распределения напряжений подобен возникающему в пластинах с отверстиях.

Также выявлено, что наличие наноструктурного слоя не оказывает существенного влияния на характер напряженного состояния. Характер распределения напряжений подобен возникающему в аналогичных деталях из обычного и наноструктурного материала.

ГЛАВА 4 ИССЛЕДОВАНИЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО

СОСТОЯНИЯ В ОБЪЕКТАХ СЛОЖНОЙ ФОРМЫ С УЧЕТОМ

ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ НАСЛЕДСТВЕННОСТИ В ОТДЕЛЬНЫХ

ЭЛЕМЕНТАХ

4.1 Введение В данной главе поставлена задача исследования возможности применения наноструктурного материала в элементах конструкции гибкого трубопровода на примере законцовки. В качестве объекта исследования принимался гибкий трубопровод, используемый в воздушной системе самолетов (рисунок 4.1, а, б).

Рисунок 4.1 – Внешний вид гибкого трубопровода В таблице 4.1 указаны воздействующие факторы на изделие. Вероятность безотказной работы гибкого трубопровода в условиях эксплуатации за ресурс 2000 часов при доверительной вероятности не менее 0,9 (по отказу, приводящему к отказу системы), должна составлять 0,999. Назначенный ресурс составляет 20000 часов, назначенный срок службы 35 лет. Статическая прочность составляет 3 рраб., где рраб. – рабочее давление в системе равное 5 МПа.

Таблица 4.1 – Воздействующие факторы на гибкий трубопровод № Наименование воздействующего фактора Кратковременное динамическое высокочастотное нагружение:

Количество импульсов за 1000 часов скорость нарастания и падения давления, Количество гидроударов за 1000 часов Количество импульсов за 1000 часов 0,2±0,02 до 0,5±0,05 МПа;

комплектующих деталей.

Рисунок 4.2 – Геометрические размеры законцовки гибкого трубопровода (а) и Данное соединение (рисунок 4.2, а) состоит из двух деталей:

изготовленный из нержавеющей стали 12Х18Н10Т ( Т = 210 МПа, ниппель (d1Н = 42,3 мм, d1Н = 42,3 мм, L1Н = 23 мм), выполненный из титанового сплава ВТ6 (Т = 520 МПа, ПЧ=1180 МПа). Деталь типа ниппель на внутреннем диаметре имеет кольцевые зубчики длиной циклическом изменении нагрузок разрушение гибкого трубопровода происходит в законцовке. Данный элемент конструкции является соединением двух деталей:

вкладыша, изготовленного из нержавеющей стали 12Х18Н10Т, и ниппеля, выполненного из титанового сплава ВТ6.

С целью повышения прочности законцовки трубопровода предлагается использовать при изготовлении ниппеля наноструктурный титановый сплав ВТ без изменения его конструкции.

Таким образом, задачей исследования является определение НДС и остаточных напряжений в деталях соединения, с целью прогнозирования прочности законцовки трубопровода при использовании наноструктурного материала с учетом «истории» нагружения.

Этапы исследования:

анализ технологического процесса;

моделирование технологического процесса;

оценка и сравнение прочности законцовки трубопровода, изготовленного из материала согласно ОСТу 1.12923-77 [73] и наноструктурного Серийный технологический процесс изготовления законцовки трубопровода и его комплектующих включает в себя: механическую обработку ниппеля, гидравлическую штамповку вкладыша и развальцовку собранного узла.

На рисунке 4.3показана структурная схема технологического процесса.

штамповка вкладыша Рисунок 4.3 – Структурная схема технологического процесса Как видно из схемы технологического процесса изготовления неразъемного соединения, детали узла изготавливаются путем пластической деформации и механической обработки. При изготовлении деталей данными методами неизбежно формирование остаточных напряжений. Таким образом, важно при расчетах учитывать технологическую наследственность на каждой операции.

Деталь ниппель была изготовлена путем механической обработки. В данном примере технологическая наследственность сформированная при механической обработке не учитывалась.

Гидравлическая штамповка вкладыша обусловлена пластической деформацией трубчатых заготовок, что приводит к формированию остаточных напряжений.

На основании вышеизложенного, исследование технологического процесса было осуществлено в два этапа. На первом этапе исследовалось НДС, определялись значения остаточных напряжений в детали типа вкладыш при гидравлической штамповке. На втором – проанализировано НДС в деталях узла при формировании соединения и определены остаточные напряжения с учетом технологической наследственности.

Численное решение задачи моделирования процесса изготовления вкладыша и узла было осуществлено с помощью метода конечных элементов, реализованного в осесимметричной постановке с использованием программно-вычислительного комплекса DEFORM 3D [86].

4.2 Моделирование гидропластической штамповки детали типа вкладыш На сегодняшний день существует большое количество деталей различной формы, получаемых из труб путем гидропластической штамповки. Детали, изготавливаемые этим методом, отличает выгодный показатель прочности, материалоемкости, высокой точности размеров и минимальной потребности в последующей механической обработке. Одним из важнейших преимуществ является возможность создания оптимального напряженно-деформированного состояния в заготовках и деталях [21].

На основании вышеизложенного и целей исследования, были поставлены следующие задачи:

1. Разработка методики расчета НДС и остаточных напряжений, сформированных после гидравлической штамповки в тонкостенных 2. Исследование НДС в процессе гидропластической штамповки.

3. Исследование характера распределения остаточных напряжений в деталях, полученных гидравлической штамповкой.

4. Экспериментальное исследование деформированного состояния вкладыша после гидравлической штамповки.

5. Сопоставление экспериментальных и расчетных результатов 4.2.1 Методика расчета НДС и остаточных напряжений, сформированных после гидропластической штамповки в тонкостенных трубчатых заготовках из нержавеющей стали 12Х18Н10Т Процесс гидравлической штамповки осуществляется следующим образом (рисунок 4.4). Вкладыш помещают в разъемную матрицу. Далее к ее торцам в соответствующие пазы матрицы устанавливают заглушку и фланец, герметизирующие полость заготовки. После этого, матрица закрывается и через штуцер, гидравлически связанный с компрессором, путем подачи рабочей жидкости в полость заготовки, создают высокое внутреннее давление р.

Под действием давления р деталь переходит в пластическое состояние и принимает форму матрицы [8].

Рисунок 4.4 – Схема гидравлической штамповки Силовые параметры гидравлической штамповки деталей различной формы из полых трубных заготовок зависят от ряда факторов:

1. геометрических размеров трубы;

2. величины внутреннего давления;

3. коэффициента трения между заготовкой и разъемной матрицей;

4. механических свойств материала трубной заготовки и интенсивности В процессе гидравлической штамповки все участки заготовки находятся под действием значительных нагрузок. На том или ином этапе каждый участок заготовки переходит в пластическое состояние, однако, характер распределения напряжений, действующих на разных участках, различен. Таким образом, при проведении расчета очень важно было составить расчетную схему максимально соответствующую реальным условиям.

В процессе операции гидравлической штамповки было выделено два основных этапа. На первом происходило нагружение внутренним давлением р (активное нагружение). На втором – разгрузка (пассивное нагружение).

Моделирование технологической операции в силу симметрии по осям 0Х и 0Y проводилось на части детали.

Модуль упругости которых соответствовал значению Е = 300 ГПа. Учитывая, что модуль упругости оснастки много больше модуля упругости вкладыша (Ев = 1,96 ГПа), при моделировании детали оснастки были приняты как абсолютно жесткие тела. Геометрические размеры разъемной матрицы для гидравлической штамповки трубчатых заготовок диаметром d = 42 мм представлены на рисунке 4.5 и равны d1М =42 мм, d2М =45 мм, L1М =30 мм, L2М =8 мм, L3М =82 мм.

Рисунок 4.5 – Геометрические размеры разъемной матрицы Вкладыш был выполнен из нержавеющей стали 12Х18Н10Т (0.2 = 210 МПа, ПЧ = 670 МПа, E= 2,1 ГПа). При расчете принимали его как упругопластическое тело. При создании модели материала величиной упругой деформации пренебрегали, т.е. модуль упругости приняли равным бесконечности.

На рисунке 4.6, а, б приведены расчетные схемы для первого и второго этапов нагружения [43].

На первом этапе внутренняя поверхность заготовки нагружалась давлением р, которое изменялось по алгебраической прогрессии 1 МПа/сек (рисунок 4.6, а).

При составлении расчетной схемы для первого этапа нагружения были приняты следующие граничные условия:

в сечении z = 0 мм точки, лежащие на линии1-2, могли перемещаться только по оси z в положительном направлении (z = 0 мм) 0, z = 0.

в сечении z = 110 мм точки, лежащие на линии 5-6, ввиду симметрии заготовки ограничены в перемещении (z = 110 мм) = 0.

перемещение в радиальном направлении u точек, лежащих на наружном диаметре трубы d2Т, ограничено геометрической формой матрицы, т.е.

L1 z L2; 0 u (z) f(r,z), где f(r,z) – функция, описывающая криволинейный участок матрицы.

На втором этапе менялось направление воздействия силового фактора р на обратное (рисунок 4.6, б). Значение внутреннего давления изменялось от 70 МПа до 0, по алгебраической прогрессии с шагом 1 МПа/сек.

Граничным условием второго этапа являлось следующее ограничение:

перемещение точек на линии 5-6 в сечении z = L3, (z = L3) = 0. В остальных сечениях перемещения точек не ограничивалось.

Рисунок 4.6 – Расчетная схема процесса гидравлической штамповки:

Отметим, что для всех форм гидравлической штамповки, характер напряженно-деформированного состояния в определенных участках заготовки приблизительно одинаков. Участки заготовки, характеризующиеся одинаковым или сходным НДС, можно разделить на следующие группы:

Группа 1. Цилиндрические торцевые участки, находящиеся в жестком инструменте. Диаметр этих участков не изменяется в процессе Группа 2. Участки перехода от цилиндрических торцев к участкам пластического формоизменения.

Группа 3. Участки формоизменения трубчатой заготовки, наружная воздействию внешних нагрузок.

Данному разделению заготовки на участки соответствуют зоны L1, L2, L (рисунок 4.6, а, б).

Твердотельные модели оснастки и заготовки получены при помощи CAD пакета SolidWorks [71].

Численное решение выполнено методом конечных элементов [83] с применением программно-вычислительного комплекса DEFORM 3D [101], с учетом нелинейного поведения материала [76]. Сеточный аналог тонкостенной заготовки представлен на рисунке 4.7. Количество элементов составляло 500000 шт., количество элементов по толщине детали – 6 шт.

Рисунок 4.7 – Сеточный аналог трубчатой заготовки При численном расчете принимался итерационный метод НьютонаРафсона [48], для решения систем уравнения использовался метод сопряженных градиентов. Для снижения влияния на результаты вычислений, искажения сеточного аналога и получения достоверных данных, в расчете использовался алгоритм перестроения конечных элементов, в ходе которого данные из «старой»

сетки интерполировались в «новую». Критерием перестроения являлось максимальное искажение формы элементов [35].

4.2.2 Анализ напряженно-деформированного состояния и остаточных напряжений Выполнен расчет напряженного состояния в тонкостенных трубчатых заготовках диаметром d и длиной L из нержавеющей стали 12Х18Н10Т при гидравлической штамповке при внутреннем давлении р.

В качестве примера на рисунке 4.8, а, б приведены поля распределения тангенциальных и осевых z напряжений соответственно по длине заготовки, возникающие при гидравлической штамповке трубчатой заготовки диаметром d = 42 мм и длиной L = 214 мм. Сплошными линиями показаны поля распределения тангенциальных и осевых z напряжений соответственно по длине заготовки при внутреннем давлении р = 30 МПа. Видно, что максимальные растягивающие напряжения возникают на участке L2 и достигают значения = 400 МПа. Наибольшие осевые напряжения z прослеживаются на границах участков L1 – L2, L2 – L3 и равны соответственно 360 и 380 МПа. Значение максимальных сжимающих осевых напряжений достигает 440 МПа в середине участка L2. При значении внутреннего давления р = 30 МПа, наружная поверхность заготовки входит в контакт с прямолинейным участком матрицы L3. Дальнейшее увеличение внутреннего давления р приводит к полному принятию трубой формы матрицы на криволинейном участке L2.

Распределение полей и z по длине заготовки при давлении р = 60 МПа показано штриховыми линиями на рисунке 4.8, а, б. Видно, что характер распределения напряжений и z значительно не изменился. Однако, уровень напряжений в характерных сечениях меняется. Наибольшие растягивающие напряжения составляют 410 МПа; z – 400 МПа. Наибольшие сжимающие напряжения z уменьшаются почти в 2 раза и достигают значения 220 МПа.

Рисунок 4.8 – Поля распределения тангенциальных и осевых z напряжений по длине заготовки при внутреннем давлении р = 30 МПа и р = 60 МПа.

На втором этапе технологического процесса (пассивное нагружение), вследствие неоднородности распределения напряжений возникают остаточные напряжения и деформации [58]. На рисунке 4.9, а, б показаны поля распределения остаточных тангенциальных * и осевых *z напряжений по длине заготовки.

Установлено, что наибольшие остаточные тангенциальные напряжения сосредоточены на участке L2 и в его окрестности. Максимальные растягивающие тангенциальные напряжения составляют 140 МПа, а сжимающие – 350 МПа.

Максимальные значения сжимающих осевых остаточных напряжений *z наблюдаются на участке L2 и равны 410 МПа, максимальные растягивающие на границе L1 – L2 и достигают значения 30 МПа.

Рисунок 4.9 – Поля распределения остаточных тангенциальных * (а) 4.2.3 Влияние конструктивных факторов на напряженно-деформированное состояние в детали типа вкладыш Исследование влияния конструктивных факторов на НДС и остаточные напряжения в заготовках, изготовленных из материала 12Х18Н10Т, проводилось на трубах, диаметр которых составлял d = (22, 32, 42, 52, 62) мм [10]. Методика построения сеточного аналога и расчета, изложены в предыдущем разделе.

Результаты исследований приведены на рисунке 4.10.

Рисунок 4.10. Изменение максимальных осевых (а) и тангенциальных z (б) напряжений при гидравлической штамповке и последующей разгрузке в зависимости от геометрических размеров трубчатых заготовок: 1 – максимальные растягивающие напряжения, 2 – максимальные сжимающие напряжения, 3 – максимальные остаточные растягивающие напряжения, 4 – максимальные остаточные сжимающие напряжения.

Анализ результатов исследований показал, что с увеличением диаметра заготовки уровень осевых напряжений снижается. Так, при формовке вкладыша диаметром d = 32 мм, значение максимальных растягивающих и сжимающих осевых напряжений составляет соответственно 524 и 437 МПа, а для трубы диаметром d = 62 мм – 471 и 337 МПа. Подобная зависимость характерна и для остаточных осевых напряжений. В случае тангенциальных напряжений, необходимо отметить, что наибольшие напряжения возникают при штамповке труб диаметром d = 22 мм, а наибольшие остаточные напряжения формируются в трубе d = 62 мм.

Для расчета и проектирования процесса гидропластической штамповки важно располагать сведениями по величине усадки вкладыша после завершения операции. В таблице 4.2 приведены данные по фактическим геометрическим размерам и величине деформаций.

Таблица № 4.2 – Изменение геометрических размеров тонкостенных труб после гидравлической штамповки где d – диаметр трубы до гидропластической штамповки, d1 – диаметр трубы после гидравлической штамповки, 1 – радиальные деформации, 2 – осевые деформации.

4.2.4 Экспериментальное исследование деформированного состояния вкладыша Экспериментальные работы проводились на производственной базе УАП «ОАО «Гидравлика» ГК «Ростехнологии» (г. Уфа). Объектом исследования являлись трубчатые заготовки размерами d = 42 мм, L = 220 мм, t = 1 мм (рисунок 4.11, а, б), изготовленные из нержавеющей стали 12Х18Н10Т.

Количество заготовок составляло 25 шт.

а – геометрические размеры заготовки, б – внешний вид заготовки Для проведения экспериментальных работ использовалась формующая установка ГКМ 7/6000, спецприспособление, штангенциркуль, разъемная матрица.

На рисунке 4.12, а, б, в приведены схема и внешний вид установки ГКМ 7/6000. Как видно из схемы (рисунок 4.12, а), установка состоит из компрессора (рисунок 4.11, в), осуществляющего подвод рабочей жидкости, и стенда (рисунок 4.11, б), в котором проводится гидравлическая штамповка.

Первоначально заготовка устанавливалась в разъемную матрицу (рисунок 4.13, а), (рисунок 4.13, б), которое помещалось в стенд установки ГКМ 7/6000. Далее, подготовительных операций, осуществлялась подача рабочей жидкости в полость заготовки до достижения давления 70-75 МПа, время подачи составляло одну минуту. После этого, давление в системе сбавлялось до нуля. Измерение давления осуществлялось с помощью манометра (рисунок 4.13, в).

Рисунок 4.13 – Внешний вид измерительного прибора и технологического оснащения: а – разъемная матрица, б – специальное приспособление, в – манометр Объектом исследования являлись геометрические размеры заготовки и готовой детали (рисунок 4.14).

Рисунок 4.14 – Вкладыш: а – внешний вид, б – геометрические размеры формообразования [92]. Значения 1, 2, 3 соответствуют относительной осевой, тангенциальной и радиальной деформации.

Таблица 4.3 – Геометрические размеры и деформации вкладыша ср.значение 219,58 42,282 42,066 44,915 218,61 0,0051 0,0623 0, 4.2.5 Сравнение полученных экспериментальных данных с результатами численного решения В таблице 4.4 приведены данные по сравнению результатов численного и экспериментального исследования.

Таблица 4.4 – Сопоставление результатов численного расчета и эксперимента Погрешность расчета, % Отклонение значений деформаций, полученных при численном решении задачи от экспериментальных данных, не превышает 0,2%. Таким образом, можно штамповки является приемлемой.

Моделирование технологического процесса изготовления неразъемного 4. с обычным структурным состоянием Процесс изготовления неразъемного соединения между вкладышем и ниппелем достигается путем пластической деформации деталей. Изготовление узлов и деталей методом пластической деформации является широко известным и часто применяемым в практике. В зависимости от схемы нагружения этот метод называется волочением, обжатием, протяжкой, раскаткой и т.д. [61].

Задачей данного раздела являлась разработка методики определения НДС и уровня остаточных напряжений и деформаций в деталях законцовки трубопровода, изготовленного методом пластической деформации. Этапы исследований данного раздела приведены ниже:

1. Разработка методики определения расчета НДС и остаточных напряжений в деталях законцовки трубопровода, изготовленного методом пластической деформации.

2. Анализ НДС и остаточных напряжений в деталях законцовки трубопровода, изготовленного методом пластической деформации.

3. Экспериментальное исследование технологического процесса изготовления неразъемного соединения в законцовках трубопроводов.

4. Сопоставление экспериментальных и расчетных результатов 5. Разработка методики определения расчета НДС и остаточных напряжений в деталях законцовки трубопровода, изготовленного методом пластической деформации, с применением наноструктурного 6. Анализ НДС и остаточных напряжений в деталях законцовки трубопровода, изготовленного методом пластической деформации, с применением наноструктурного титанового сплава ВТ6.

В данном разделе приведены результаты исследования напряженнодеформированного состояния и остаточных напряжений в деталях законцовки трубопровода, изготовленного методом пластической деформации. Материал детали типа ниппель – титановый сплав ВТ6 (Т = 700 МПа, ПЧ = 1150 МПа, Е =1,15 ГПа [93, 94]).

4.3.1 Методика численного расчета НДС и остаточных напряжений в деталях законцовки трубопровода, изготовленного методом пластической деформации Эскиз рабочей схемы технологической операции «раскатки» (рисунок 4.15).

Рисунок 4.15 – Эскиз технологического процесса: 1 – вкладыш, 2 – ниппель, Процесс формирования неразъемного соединения законцовки трубопровода осуществлялся в два этапа.

На первом этапе вкладыш 1 зафиксировали в шпинделе станка 6 и на поверхность L1 установили ниппель 2. Далее, во внутреннюю полость втулки вводили специальное приспособление. При поступательном движении конуса вдоль оси Z, осуществлялось движение роликов 4 в радиальном направлении.

Это привело к нагружению втулки внутренним давлением р. Вследствие нагружения, производилась раздача внутреннего диаметра до необходимого размера. Интенсивность раздачи зависела от скорости движения и угла конуса.

приспособления из узла. При обратном движении конуса 5 осуществлялся возврат роликов 4, т.е. менялась зона их контактного взаимодействия с заготовкой, и на участках, вышедших из взаимодействия, происходила разгрузка.

По завершению вывода роликов 4, по всему объему деталей формировались поля остаточных напряжений и деформаций [6].

Детали спецприспособления выполнены из инструментальной стали 6ХВГ (Т = 1450 МПа, ПЧ = 1570 МПа, Е = 300 ГПа [94]). Учитывая, что модуль упругости оснастки много больше модуля упругости вкладыша и ниппеля, при моделировании, детали оснастки были приняты как абсолютно жесткие тела.

На первом этапе перемещение точек, лежащих на линии 1-2, ограничено в осевом и радиальном направлениях: u (z) = 0, (z = L3) = 0.

На втором этапе меняется направление силового фактора р на обратное.

Точки, лежащие на линии 1-2, ограничены в осевом и радиальном направлениях:

Расчетные схемы первого и второго этапов технологической операции проиллюстрированы на рисунке 4.16, а, б.

Рисунок 4.16 – Расчетная схема технологического процесса изготовления узла:

Твердотельная модель ниппеля получена при помощи CAD пакета SolidWorks [21].

Сеточный аналог ниппеля представлен на рисунке 4.17, а. Количество элементов составляло 490000 шт.

Сеточный аналог вкладыша (рисунок 4.17, б) импортирован из решения предыдущей задачи по моделированию гидравлической штамповки с учетом «технологической» наследственности.

Рисунок 4.17 – Сеточные аналоги ниппеля (а) и вкладыша (б) 4.3.2 Анализ напряженно-деформированного состояния в деталях неразъемного соединения Выполнен расчет напряженного состояния в деталях узла, сформированного во время технологической операции «раскатки» и после разгрузки. На рисунке 4.18, а, б показаны поля распределения средних осевых z и тангенциальных напряжений на поверхности L1 детали типа «вкладыш» во время нагружения (сплошная линия) и после разгрузки (пунктирная линия). Видно, что максимальные осевые сжимающие напряжения возникают в зоне контакта гребешков ниппеля и поверхности трубы и достигают значения z= 585 МПа.

Максимальные осевые растягивающие напряжения наблюдаются на границе участка L1. Ближе к торцу заготовки растягивающие напряжения стремятся к нулю, а на границе поверхностей L1–L2 (z = 27 мм) наблюдается увеличение, и достигают значения = 70 МПа. Подобный характер наблюдается в отношении тангенциальных напряжений, но с другим уровнем. Максимальные тангенциальные сжимающие напряжения равны 710 МПа, а максимальные растягивающие – 360 МПа.

Рисунок 4.18 – Поля распределения напряжений после раздачи внутреннего диаметра трубы: а – осевые напряжения, б – тангенциальные напряжения По окончанию процесса изготовления неразъемного соединения, в трубе, вследствие неоднородности деформаций, возникли остаточные напряжения и деформации [58]. На рисунке 4.19, а, б показаны поля распределения остаточных напряжений (пунктирная линия) после вывода специального приспособления из трубы. Отметим, что вывод приспособления не приводит к изменению характера распределения напряжений, а происходит лишь падение уровня их значений. Максимальные растягивающие тангенциальные напряжения составляют 360 МПа, а сжимающие – 610 МПа. Максимальные значения растягивающих осевых остаточных напряжений равны 160 МПа, сжимающих – 370 МПа. Наибольшее снижение уровня соответствует осевым напряжениям и составляет 215 МПа. На рисунке 4.19, а, б представлены поля распределения тангенциальных и осевых остаточных напряжений в ниппеле из титанового сплава ВТ6 во время нагружения и после разгрузки.

Рисунок 4.19 – Поля распределения остаточных напряжений:

а – осевые напряжения z; б – тангенциальные напряжения Установлено, что в зоне контакта кольцевых канавок ниппеля и наружной поверхности трубы, сжимающие напряжения достигают максимального значения и равны z= 1000 МПа, = 820 МПа. По окончанию обработки, после разгрузки в ниппеле формируются поля остаточных напряжений. При этом характер распределения напряжений остается неизменным, происходит лишь изменение уровня напряжений. Наибольшее снижение наблюдается в значениях остаточных сжимающих напряжений, их уровень соответственно составляет *z= 580 МПа, *= 650 МПа.

4.3.3 Экспериментальное исследование деформированного состояния в законцовки трубопровода «ОАО «Гидравлика» ГК «Ростехнологии» (г. Уфа). Объектом исследования являлась законцовка трубопровода, состоящая из ниппеля и вкладыша.

Количество заготовок составляло 35 шт.

Для проведения экспериментальных работ использовалось следующее оборудование: токарный станок, спецприспособление («раскатник»;

рисунок 4.20, а), специальное оснащение (кулачки) и штангенциркуль.

Процесс изготовления законцовки трубопровода осуществлялся следующим образом. Первоначально производилось измерение фактических геометрических размеров деталей. Далее, для подготовки контактирующих поверхностей, наружную поверхность вкладыша и внутреннюю ниппеля протирали салфеткой, смоченной синтетическим спиртом. После этого, производилась сборка узла (рисунок трубопровода в специальных кулачках и их фиксация в шпинделе станка.

На задней бабке станка производилась сборка «раскатника» (рисунок 4.20, в).

По завершению подготовительных операций, осуществляли раздачу внутреннего диаметра вкладыша до размера d1 = 40.8max. Далее приспособление выводилось проиллюстрированы законцовки трубопровода на окончательном этапе изготовления.

Рисунок 4.20 – Внешний вид технологического оборудования:

а – спецприспособление (раскатник), б – кулачки для фиксации вкладыша, в – внешний вид оборудования и технологического оснащения перед операцией, В таблице 4.5 приведены размеры соединения до и после операции развальцовки [92].

Таблица 4.5 – Геометрические размеры законцовки до и после развальцовки 4.3.4 Сравнение полученных экспериментальных данных с результатами численного решения В таблице 4.6 приведены данные по сравнению результатов численного и экспериментального исследования.

Таблица 4.6 – Сопоставление результатов численного расчета и эксперимента Погрешность расчета, % Отклонение значений деформаций, полученных при численном решении задачи от экспериментальных данных, не превышает 0,2 %. Таким образом можно заключить, что разработанная методика расчета напряженно-деформированного состояния во вкладыше в процессе гидравлической штамповки является приемлемой.

4.4 Моделирование технологического процесса изготовления неразъемного соединения в законцовке трубопровода с применением объемных наноструктурных материалов В данном разделе приведены результаты исследования напряженнодеформированного состояния и уровня остаточных напряжений и деформаций в деталях законцовки трубопровода, изготовленного методом пластической наноструктурный титановый сплав ВТ6 (Т = 900 МПа, ПЧ = 1620 МПа [2, 3]).

Расчет проводился в соответствии с методикой, изложенной в разделе 4.3.

неразъемного соединения На основании методики описанной в разделе 4.3 выполнен расчет напряженного состояния в деталях узла, сформированного во время технологической операции «раскатки» и после разгрузки. На рисунке 4.21, а, б показаны поля распределения средних (сплошная линия) и остаточных (пунктирная линия) осевых, тангенциальных * напряжений во вкладыше.

Рисунок 4.21 – Поля распределения средних и остаточных напряжений после раздачи внутреннего диаметра трубы; а – осевые напряжения, ;

Видно, что максимальные осевые напряжения возникают в зоне контакта гребешков ниппеля и поверхности трубы и достигают значения z= 850 МПа.

Ближе к торцу заготовки, осевые напряжения стремятся к нулю, на границе участка L1–L2 наблюдается рост растягивающих напряжений и их значения достигают максимума – 320 МПа. Подобный характер наблюдается в отношении тангенциальных напряжений. Максимальные тангенциальные сжимающие напряжения равны 780 МПа, а максимальные растягивающие – 360 МПа.

По окончанию процесса изготовления неразъемного соединения, во вкладыше, вследствие неоднородности деформаций, возникли остаточные напряжения и деформации [58]. На рисунке 4.21, а, б штриховыми линиями проиллюстрированы поля распределения остаточных напряжений после вывода «раскатника» из трубы. Характер остаточных тангенциальных напряжений сжимающий и их максимальное значение составляет 700 МПа. Значения максимальных растягивающих осевых остаточных напряжений составляют 80 МПа, сжимающих – 400 МПа.

На рисунке 4.22, а, б приведены графики распределения напряжений в детали типа ниппель в процессе раздачи и по окончанию технологического процесса.

Заметим, что в зоне контакта гребешков ниппеля и наружной поверхности вкладыша, сжимающие напряжения достигают максимального значения и равны z= 1380 МПа, = 880 МПа. По окончанию обработки, в ниппеле формируются поля остаточных напряжений. Как видно из графиков, характер остается неизменным, происходит лишь уменьшение уровня напряжений. Наибольший спад наблюдается в отношении сжимающих напряжений, их значения равны = 800 МПа, *= 390 МПа.

Рисунок 4.20 – Поля распределения остаточных напряжений:

а – осевые напряжения z; б – тангенциальные напряжения Таким образом, в результате проведенного исследования были получены характер распределения НДС и остаточных напряжений в деталях законцовки трубопровода.

4.5 Сопоставление напряженного состояния и остаточных напряжений в деталях законцовки трубопровода, изготовленных из крупнозернистых и наноструктурных материалов В таблице 4.7 приведены сравнительные данные напряжений, возникающих в процессе нагружения и последующей разгрузки при использовании обычного материала и наноструктурного титанового сплава.

развальцовки и по ее завершению Вкладыш 12Х18Н10Т наноструктурный титановый сплав Вкладыш где 1 – напряжения в деталях, изготовленных из обычного титанового сплава ВТ6, 2 – напряжения в ниппеле из наноструктурного сплава ВТ6 и во вкладыше, взаимодействующего с ним.

уровень осевых и тангенциальных напряжений при нагружении выше, чем в ниппеле, изготовленного из титанового сплава ВТ6 (таблица 4.7). Разность значений составляет 60 МПа для осевых и 240 МПа для тангенциальных тангенциальных напряжений на порядок меньше в ниппеле, выполненного из наноструктурного титанового сплава, чем в ниппеле из крупнозернистого материала [9]. Отметим, что в отношении осевых остаточных напряжений прослеживается обратная картина. При этом разность значений составляет 240 МПа и 220 МПа соответственно (таблица 4.7).

Как показал анализ результатов численного расчета, на обоих этапах нагружения во вкладыше на участке L1 уровень напряжений при контакте с ниппелем из наноструктурного титанового сплава больше, чем с деталью из обычного материала. На других участках наблюдается несколько иная картина.

Так, в криволинейной зоне L2 вкладыша при контакте с ниппелем из сплава ВТ6, максимальные тангенциальные напряжения имеют растягивающий характер и сжимающий для осевых напряжений. И, наоборот, для вкладыша, взаимодействующего с наноструктурным ниппелем. Данные различия возникают ввиду изменения механических свойств материала. У наноструктурного сплава увеличен предел текучести, при этом снижена пластичность.

Проведено исследование НДС в объектах сложной формы (на примере законцовки гибкого трубопровода) с учетом технологической наследственности в отдельных элементах объектов, полученных в результате различных видов обработки (гидравлическая штамповка, РКУП и т.д.).

Выявлено влияние технологической наследственности, сформированной в деталях законцовки трубопровода. Установлено, что по окончанию изготовления законцовки уровень максимальных остаточных тангенциальных напряжений в наноструктурном ниппеле на 40% ниже, чем в ниппеле из обычного материала, а уровень максимальных остаточных осевых напряжений – на 28%. Снижение уровня напряжений в ниппеле из наноструктурного сплава объясняется влиянием полей технологических напряжений, наведенных на предыдущих операциях, и высокими физико-механическими свойствами наноструктурного титана ВТ6.

Определенно, что прочность и надежность законцовки гибкого трубопровода с применением наноструктурного материала по сравнению аналогичными конструкциями из обычных материалов повышается практически в 2 раза

ГЛАВА 5 ИССЛЕДОВАНИЕ МНОГО- И МАЛОЦИКЛОВОЙ

УСТАЛОСТНОЙ ПРОЧНОСТИ В ЭЛЕМЕНТАХ КОНСТРУКЦИЙ ИЗ

ОБЪЕМНЫХ НАНОМАТЕРИАЛОВ

двигателестроении является высокая усталостная прочность. Современные методы аналитического расчета усталостной прочности конструкций сложной формы характеризуются высокой трудоемкостью. Одним из решений данного вопроса является применение численного расчета, что позволяет уменьшить трудоемкость и повысить производительность проектных работ [11].

В данной работе рассмотрена методика численного расчета усталостной прочности элементов конструкций. Приведены результаты исследования предела выносливости элементов конструкций при наличии концентратора напряжений (пластина с отверстием, стержень с выточкой), а также установлено влияние технологической наследственности в деталях из наноструктурных титановых сплавов после РКУП на многоцикловую усталостную прочность.

при многоцикловом нагружении При расчете многоцикловой усталостной прочности конструкций, процесс нагружения происходит при упругом деформировании, т.е. зависимость между напряжениями, деформациями, перемещениями в теле конструкции и внешними усилиями F является линейной.

Методика расчета усталостной прочности элементов конструкций при многоцикловом нагружении представляет собой ряд последовательных этапов. Схема данной последовательности представлена на рисунке 5.1.

сеточного аналога 1.Решение статической задачи при максимальных значениях внешней нагрузки 2.Приведение объемного напряженного состояния к эквивалентному 3. Сведение асимметричного цикла напряжений к эквивалентному симметричному 4. Корректировка значений эквивалентных амплитудных напряжений для учета конструктивно-технологических факторов 5. Вычисление в каждой точке тела значение числа циклов N, при которых происходит усталостное разрушение 6. Вычисление коэффициентов запаса усталостной прочности по долговечности и Рисунок 5.1 – Схема алгоритма расчета многоцикловой усталостной прочности 5.1.1 Решение статической задачи На первом этапе, с целью определения полей напряжений ij и деформаций ij, в каждой точке конструкции производится решение статической задачи при максимальных значениях внешних нагрузок.

Исходными данными для расчета являются геометрические характеристики модели конструкции, сеточный аналог, упругие константы материала (Е, µ), а также кривая деформирования материала.

Методика решения задач при статическом нагружении приведена в третьей главе.

5.1. одноосномусостоянию Согласно ГОСТу 25.502 – 79 [31] для определения усталостных характеристик материала, в основном, испытания проводятся в условиях одноосного напряженного состояния, изменяющегося по симметричному циклу.

Т.е. современные справочные данные представляют информацию по изучению зависимостей между усталостной прочностью и внешней нагрузки при одноосном нагружении. Как было отмечено ранее (см. п. 5.1.1), результатом решения статической задачи является тензор напряжений, рассчитанный для каждой точки конструкции. Таким образом, для оценки усталостной прочности конструкции необходимо привести рассчитанное объемное напряженное состояние к эквивалентному одноосному. Такое приведение основано на критериях прочности в условиях статического нагружения [14]. Ниже представлены выражения, используемые для приведения амплитудных и средних напряжений цикла нагружения [40, 72]:

гипотеза пластичности – наибольших касательных напряжений Треска – СенВенана:

гипотеза пластичности Губера – Мизеса – Генки – потенциальной энергии формоизменения:

где 1a, 2 a, 2 a и 1m, 2 m, 2 m – главные напряжения тензоров амплитудных и средних значений напряжений.

Отметим, что при использовании соотношений (5.1) и (5.2) приведенное среднее напряжений цикла принимает только положительные значения. В случае необходимости учета знака напряжений применяется следующее выражение:

5.1.3 Сведение асимметричного цикла напряжений к эквивалентному симметричному Как было отмечено ранее, согласно ГОСТу 25.502-79 [15] определение усталостных характеристик материала, в основном, проводятся в условиях одноосного напряженного состояния, изменяющегося по симметричному циклу.

Поэтому, в случае изменения напряженного состояния в теле конструкции по асимметричному циклу возникает необходимость приведения полученных характеристик к эквивалентным по повреждаемости характеристикам в условиях используются соотношения для амплитуды эквивалентного симметричного цикла напряжений a. [16, 17, 56]:

на основании зависимости Гудмана:

на основании зависимости Гербера:

на основании зависимости Зодерберга:

где ПЧ –предел прочности материала, Т – предел текучести материала.

Таким образом, результатом приведения характеристик асимметричного цикла.mах, пр, т, min к симметричному являются следующие характеристики 5.1.4 Корректировка значений эквивалентных амплитудных напряжений для учета конструктивно-технологических факторов Известно [40], что усталостная прочность деталей может быть в 2 – 6 раз меньше усталостной прочности стандартного образца. Указанное снижение является следствием влияния конструктивно-технологических факторов:

1. концентрации напряжений;

2. абсолютных размеров поперечных сечений (масштабный фактор);

3. качества обработки поверхности;

4. эксплуатационных факторов (коррозия, повышенная или пониженная 5. технологических методов поверхностного упрочнения деталей (наклеп поверхностного слоя роликами, дробью и т.п.) Для учета этих факторов применяется коэффициент пересчета предела выносливости K f. Коэффициент K f – это отношение предела выносливости объекта 1Д к пределу выносливости стандартного образца 1 при одинаковой асимметрии цикла.

Таким образом, предел выносливости объекта исследований определяется следующим выражением:

Т.е. учет конструктивно-технологических факторов определяется корректировкой значений эквивалентных амплитудных напряжений, которая определяется следующим подходом: конструктивные особенности не снижают прочностные характеристики материала, а увеличивают уровень внешней нагрузки. Выражение для амплитуды цикла напряжений при симметричном цикле с учетом характеристик конструкции имеет вид [16, 17]:

При асимметричном нагружении характеристики цикла определяются по уравнениям [17]:

В соответствии с ГОСТ 25.504-82 [32] коэффициент снижения предела выносливости определяется по формуле:

где K – эффективный коэффициент концентрации напряжений, K d – коэффициент влияния абсолютных размеров поперечного сечения, K F – коэффициент влияния шероховатости поверхности, – коэффициент влияния поверхностного упрочнения.

характеристики: mахД min.Д, аД., тД. 0, R= –1.

5.1.5 Расчет числа циклов N, при которых происходит усталостное разрушение конструкции Следующим этапом расчета является вычисление в каждой точке тела значение числа циклов N, при которых происходит усталостное разрушение.

При этом, значение N определяется с помощью заданной кривой усталости для симметричного цикла изменения нагружения.

Кривая усталости описывает зависимость уровня амплитудных напряжений, постоянной в ходе всего процесса нагружения от числа циклов до разрушения.

Одной из характеристик цикла является коэффициент асимметрии, который определяется следующим выражением:

этом a h a h1, h 1, q 1. Значения a h, N h принимаются исходя из справочных данных, основанных на результатах проведенных экспериментов [16].

Описание кривой усталости на интервалах между указанными точками h 1, q проводится по следующим соотношениям [17]:

полулогарифмическая и двойная логарифмическая интерполяция где – значение амплитуды напряжения, для которого надо найти долговечность N.

база эксперимента [17].

При задании кривой усталости необходимо учитывать какой вид напряженного состояния возникает в теле исследуемого объекта (одноосное напряженное состояние, либо чистый сдвиг) и, исходя из этого, подбирать необходимую кривую, полученную при эксперименте с аналогичном характером напряженного состояния.

Для определения вида напряженного состояния используется параметр, который определяется выражением:

где 1, 2, 3 – главные напряжения тензора напряжений в некоторой точке, полученного в результате статического расчета. Введенный параметр принимает значения из отрезка напряженное состояние соответствует одному из следующих видов [17] 1 – чистый сдвиг (используются кривые усталости, полученные при 0 – одноосное напряженное состояние (используются кривые усталости, полученные при циклическом изгибе или растяжении – сжатии в зависимости от вида распределения напряжений);

1 – чистое двухосное растяжение (сжатие) (используются кривые усталости, полученные при растяжении (сжатии)).

5.1. по долговечности и амплитудным напряжениям являются коэффициент запаса nSF по долговечности и коэффициент запаса по амплитудам напряжений nSF.

Согласно ГОСТ 23.207-78 [30], коэффициент запаса по долговечности определяется соотношением базовой долговечности Nб к текущему значению параметра N [17].

где N б 107 ;

отношением амплитуды напряжения a1 для стандартного образца, при базовом количестве циклов Nб, к текущему значению приведенного параметра a. [19].

Условием усталостного разрушения элементов конструкции является превышения приведенного амплитудного напряжения значения a экв при данном числе циклов для стандартного образца: aД. a 5.2 Расчет усталостной прочности стержня с выточкой при симметричном циклическом изгибе В данном разделе приведены результаты расчета усталостной прочности стержней с выточкой при симметричном циклическом изгибе. Расчет проводился по методике, описанной в п.5.1 и состоял из шести этапов.

Решение статической задачи при максимальных значениях внешних нагрузок. Численное решение статической задачи (п. 5.1.1) было достигнуто с помощью метода конечных элементов, реализованного с использованием программно-вычислительного комплекса ANSYS [98].

Материал стержней соответствовал наноструктурному титановому сплавуTi-6Al-4V. Физико-механические характеристики Ti-6Al-4V приведены в таблице 3.1 в главе 3. Геометрические размеры стержня с выточкой представлены на рисунке 5.6.

Рисунок 5.6 – Геометрические размеры стержня (а) и выточки (б) на рисунке 5.7, а, б. Отметим, что в зоне концентратора напряжений производилось сгущение сетки (рисунок 5.7, б). Метод построения конечноэлементной модели приведен в главе 3.

Рисунок 5.7 – Сеточный аналог рабочей части стержня с выточкой Расчетная схема представлена на рисунке 5.8 и представляет собой жестко закрепленный с одного торца стержень. В точке А стержень имеет жесткое по симметричному циклу R 1.

Рисунок 5.8 – Расчетная схема для стержня с выточкой при изгибе одноосному к эквивалентному одноосному, использовалась гипотеза пластичности Губера – Мизеса – Генки – потенциальной энергии формоизменения: (Equivalent (VonMises)).

симметричному Так как значение нагрузки изменялось по симметричному циклу, то учет асимметрии цикла не требовался.

для учета конструктивно-технологических факторов Учет конструктивно-технологических факторов проводился при помощи по следующей формуле напряжениям вычисляли при помощи выражения (5.20):

Градиент напряжений. Увеличение G снижает чувствительность материала к местным напряжениям. Градиент напряжений G подобно теоретическому коэффициенту концентрации напряжений, зависит от формы тела и условий нагружения, и определяется законом изменения напряжений в окрестности очага концентрации [86].

где d – диаметр стержня в зоне концентратора напряжений, r– радиус скругления на дне выточки, рассчитывалось по формуле:

Протяженность концентратора L:

где d – диаметр стержня на дне выточки.

Учитывая вышеизложенное, вычислено где – теоретический коэффициент концентрации напряжений, – коэффициент чувствительности материала к концентрации напряжений и масштабному фактору.

выносливости K f :

K F – коэффициент влияния шероховатости поверхности. Рабочую поверхность стержня подвергали шлифовке и механической полировке с обеспечением шероховатости Ra 0,63 мкм, что соответствует K F = 1.

– коэффициент влияния поверхностного упрочнения. Так как стержень не подвергался никаким технологическим операциям по упрочнению, то K v = 1.

Расчет числа циклов N, при которых происходит усталостное разрушение конструкции На рисунке 5.9 приведена кривая усталости для гладких образцов из наноструктурного титанового сплава Ti-6Al-4V [15].

Рисунок 5.9 – Кривая усталости для наноструктурного титанового сплава По завершению подготовки исходных данных и решения статической задачи проводился расчет усталостной прочности.

Анализ напряженного и деформированного состояния в стержне В качестве примера на рисунке 5.10 приведены поля напряжений z и деформаций z в стержне с выточкой, возникающих при изгибе силой Fmax= 20,5Н.

Рисунок 5.10 – Поля осевых напряжений z и деформаций z в рабочей части Максимальные растягивающие напряжения возникают на внешних слоях в зоне концентратора z = 372 МПа, а максимальные сжимающие – на внутренних и равны z = 372 МПа. Аналогичный характер наблюдается и по деформациям, при этом на внешних слоях z составляет 0,000117, а на внутренних – 0,000118.

Анализ многоцикловой усталостной прочности стержня На рисунке 5.11 приведены кривые усталости для стержня с выточкой из наноструктурного титанового сплава Ti-6Al-4V, полученные численным решением и экспериментальным путем.

Рисунок 5.11 – Кривая усталости для стержня с выточкой при симметричном Анализ результатов численного расчета усталостной прочности стержней с выточкой из наноструктурного титанового сплава Ti-6Al-4V выявил, что предел выносливости -1Д соответствует значению 1 Д = 222 МПа. Экспериментальные исследования усталостной прочности стержней показали, что Э1 Д достигает экспериментальных составляет всего 0,9%. Однако, при числе циклов N= разрушение детали при численном расчете происходит при уровне напряжений цикла в 252 МПа, а при эксперименте – 325 МПа. Отклонение составляет 22,5%.

Таким образом, заметим, что при приближении значения амплитуды напряжений к малоцикловой области, разница между результатами численного решения и полученными экспериментальным путем увеличивается. Однако, в пределах многоцикловой области (N 105), отклонение не превышает 8%.

На рисунке 5.12 показана характеристика напряженного состояния в теле объекта.

Рисунок 5.12 – Характер напряженного состояния при изгибе стержня Из рисунка 5.12 видно, что практически во всей конструкции, и в частности, в опасных областях, напряженное состояние соответствует растяжению.

Следовательно, использование кривой усталости, полученной в случае циклического изгиба, было корректно.

при симметричном циклическом растяжении – сжатии В данном параграфе была поставлена задача исследования многоцикловой усталостной прочности пластин с отверстием, выполненных из обычного и наноструктурного титанового сплава, при симметричном цикле одноосного растяжения–сжатия.

Решение статической задачи На первом этапе проводилось решение статической задачи. Численное решение статической задачи было достигнуто с помощью метода конечных элементов, реализованного с использованием программно-вычислительного комплекса ANSYS [86] в трехмерной постановке.

Физико-механические характеристики материалов, размеры пластин, расчетная схема и метод построения конечно-элементной модели приведены в главе 3. Величина растягивающей нагрузки в пределах полуцикла изменялась в диапазоне от 0 до р.

Приведение объемного напряженного состояния к эквивалентному одноосному Для приведения рассчитанного объемного напряженного состояния к эквивалентному одноосному, применялась гипотеза пластичности Губера – Мизеса – Генки – потенциальной энергии формоизменения: (Equivalent (VonMises)).

Сведение асимметричного цикла напряжений к эквивалентному симметричному Так как значение нагрузки изменялось по симметричному циклу, то учет асимметрии цикла не требовался.

Корректировка значений эквивалентных амплитудных напряжений для учета конструктивно-технологических факторов Как отмечалось ранее, учет конструктивно-технологических факторов проводился коэффициентом пересчета предела выносливости K f.

Чувствительность материала к масштабному фактору и местным напряжениям определялась по следующей формуле:

Градиент напряжений [86]:

где d – диаметр отверстия в пластине.

Протяженность концентратора L:

где R – радиус отверстия в пластине.

Учитывая вышеизложенное, K F – коэффициент влияния шероховатости поверхности. Рабочая поверхность пластины соответствует ГОСТу 22178-76 [29], K F = 0,7.

– коэффициент влияния поверхностного упрочнения. Так как стержень поверхностного слоя, то K v = 1.

выносливости K f :

Расчет числа циклов N, при которых происходит усталостное разрушение конструкции На рисунке 5.13 приведена кривая усталости для гладких образцов из технического (кривая 1) и наноструктурного (кривая 2) титанового сплава Ti-6Al-4V [15].

Рисунок 5.13 – Кривая усталости для технического и наноструктурного По завершению подготовки исходных данных и решения статической задачи, проводился расчет усталостной прочности.

Анализ напряженного и деформированного состояния С целью определения кривой усталости была рассчитана усталостная прочность пластин с отверстием при различных значениях растягивающегосжимающего усилия.

В качестве примера, приведены поля напряжений в пластине с отверстием из наноструктурного сплава 0 = 66,9 МПа (рисунок 5.14, в, г).

Видно, что в пластине из обычного титанового сплава ВТ6 при растяжении усилием 0 = 32 МПа на кромке отверстия максимальные осевые напряжения достигают уровня у =104 МПа (рисунок 5.14, а, б).

с отверстием при одноосном растяжении давлением 0 = 32 МПа (а, б) и 0 = 66,9 МПа (в, г) Аналогичный характер распределения полей напряжений наблюдается при при 0 = 66,9 МПа напряжения у достигают значения 218 МПа (рисунок 5.14 в, г) Анализ многоцикловой усталостной прочности На основании методики описанной выше, были произведены расчеты концентратором напряжений при симметричном цикле одноосного растяжения.

Рисунок 5.15 – Кривая усталости для пластины с отверстием при симметричном Исследования усталостной прочности пластины с отверстием при ее симметричном растяжении–сжатии установили, что предел выносливости -1Д для пластины из обычного титанового сплава почти в два раза меньше, чем для аналогичной детали из наноструктурного материала. При этом предел выносливости для пластины из крупнозернистого материала составляет 105МПа, а для пластины из наноструктурного сплава – 216МПа. Отметим, что при числе циклов N=104, разрушение пластины из обычного сплава Ti-6Al-4V происходит при уровне напряжений цикла – 179МПа, а детали из наноструктурного титана при 240МПа.

На рисунке 5.16 показана характеристика напряженного состояния. Нулевое значение соответствует одноосному НДС, значение равное -1 – чистому сдвигу, а значение равное 1 – чистому двухосному НДС. Признак двухосных напряжений определяется как меньшее по величине главное напряжение, деленное на самое большое значение главного напряжения, причем главное напряжение близкое к нулю игнорировалось.

Рисунок 5.16 – Характеристика напряженного состояния при одноосном Как видно из рисунка 5.16, основная часть модели работает в условиях одноосного напряженного состояния, но также имеет место чистый сдвиг, который действует в небольшой области. Заметим, что наиболее повреждаемая зона находится в области одноосного растяжения. Следовательно, использование кривой усталости, полученной в случае циклического изгиба, было корректно.

5.4 Экспериментальное исследование усталостной многоцикловой прочности элементов конструкций из обычного и наноструктурного титанового сплава Ti-6Al-4V В данном разделе представлены результаты экспериментального исследования усталостной многоцикловой прочности элементов конструкций (на примере гладких образцов и стержней с кольцевой канавкой) из обычного и наноструктурного титанового сплава Ti-6Al-4V.

Испытания образцов проводились в условиях изгиба с вращением с частотой f=50 Гц, при симметричном цикле нагружения и базе испытаний Nб=107 в соответствии с ГОСТ 25.502-79. Геометрические размеры образцов и стержней представлены на рис.5.17, а, б. Рабочую поверхность цилиндрических гладких образцов для усталостных испытаний подвергали шлифовке и механической полировке с обеспечением шероховатости Ra 0,63 мкм.

Поверхность канавки образцов полировали до степени шероховатости Ra 0,2 мкм [28, 29].

Рисунок 5.17 – Геометрические размеры гладких образцов (а) и стержней Внешний вид и схема установки для консольного изгиба с вращением образцов представлена на рисунке 5.18.

Рисунок 5.18. – Внешний вид (а) и схема (б) установки для консольного изгиба с вращением: 1 – электродвигатель, 2 – муфта, 3 – цанговые захваты, 4 – станина, 5 - испытуемый образец, 6 – грузы, 7 – счетчик циклов, 8 – кнопки «пуск» и «останов»

На рисунке 5.19 показан график зависимости числа циклов N от амплитуды напряжений в гладких образцах из обычного и наноструктурного титанового сплава. Видно, что предел выносливости титановых образцов после обработки методом РКУП в данном эксперименте увеличился с 600 МПа до 740 МПа.

Рисунок 5.19 – Результаты усталостных испытаний гладких образцов из УМЗ Ti-6Al-4V ELI в сравнении его крупнозернистым представлены на рисунке 5.20. т – теоретический коэффициент концентраций напряжений, Как было показано ранее, предел выносливости гладких образцов на базе 107 циклов составлял 600 МПа. Видно, что стержни с надрезом, имеющие наибольший т=4,4, выдерживают нагрузку с максимальным напряжением 220МПа в течение 107 циклов. С уменьшением коэффициента концентрации т до значения 3,3 максимальное напряжение возросло до 295 МПа.

Рисунок 5.20 – Зависимость напряжения от числа циклов напряжения для Видно, что наноструктурный титановый сплав имеет повышенную чувствительность к надрезу существенно снижая предел выносливости материала.

Проведено исследование усталостной прочности элементов конструкций из объемных наноструктурных материалов при многоцикловом нагружении.

Показано, что решение задачи расчета усталостной прочности основано на анализе напряженного состояния конструкции, сформированного при максимальных значениях внешних нагрузок. При этом, объемное напряженное состояние в теле объекта приводится к эквивалентному одноосному при помощи соотношений, основанных на третьей и четвертой теориях прочности при статическом нагружении. В случае асимметричного цикла изменения напряжений, характеристики данного цикла сводятся к эквивалентному симметричному, используя соотношения Гудмана, Гербера и Зодерберга.

Учет конструктивно-технологических факторов определяется корректировкой значений эквивалентных амплитудных напряжений. По окончанию приведения характеристик цикла к эквивалентным, проводится определение числа циклов N, при которых происходит усталостное разрушение.

На основании описанной методики рассчитана усталостная прочность стержней с выточкой, выполненных из наноструктурного титанового сплава Ti-6Al-4V, при циклическом изгибе. Анализ результатов расчета выявил, что предел выносливости -1Д при базовом числе циклов Nб = 107, соответствует значению 1 Д = 222 МПа. Экспериментальные исследования усталостной прочности стержней показали, что Э1 Д при числе циклов Nб = 107 достигает уровня 220 МПа. Таким образом, установлено что отклонение расчетных данных от экспериментальных составляет всего 0,9%. Однако, при числе циклов N = 104 погрешность составляет 22,5%. Выявлено, что в пределах многоцикловой области (N 105) отклонение не превышает 8%.