Full Text

Введение Материалоемкость, технологическая база производства деталей и элементов конструкций, обеспечение их ресурса - основные задачи современного машиностроения в различных областях промышленности. Поскольку при изготовлении деталей и в процессе их эксплуатации наибольшую «поврежденность» испытывает материал приповерхностного слоя, то уже в течение многих десятилетий используют технологические способы увеличения «сопротивляемости» деталей, эксплуатирующихся при ужесточенных температурно-силовых нагрузках. Одним из самых распространенных технологических приемов является поверхностно пластическое упрочнение (поверхностно пластическое деформирование - ППД) деталей. Создание локальных очагов пластической деформации в тонком поверхностном слое при квазистатическом или динамическом взаимодействии ударного инструмента с деталью при «холодной» обработке ее поверхности или в условиях высоких температур при воздействии мощного температурного потока приводит к появлению в поверхностном слое полей сжимающих остаточных напряжений, с которыми и связывается повышение ресурса, в частности характеристик сопротивления усталости, износостойкости, микротвердости, прочности и других показателей надежности. Число публикаций в области исследования «благоприятного» влияния остаточных напряжений на отмеченные механические характеристики необозримо, отметим, например, работы [1-11]. Арсенал технологий упрочнения достаточно широк. Используются как «классические» методы динамического или квазистатического контакта детали с элементом упрочнения (гидро- и пневмодробеструйная обработка [10, 12-15], обкатка роликом и алмазное выглаживание [10, 13, 15-17], ультразвуковое (механическое) упрочнение дробью с малой амплитудой и высокой частотой до Гц в специальных контейнерах [11, 13, 18-24], дорнование и другие технологии), так и методы термопластического упрочнения [11]. В некоторых случаях используют гибридные технологии упрочнения, например дробеструйную обработку и обкатку роликом в комбинации с ультразвуком [25, 26]. В последнее время широкое применение находят упрочняющие технологии кавитационного характера [27, 28], наиболее интенсивно развивается технология лазерного упрочнения (лазерного удара) [29-32]. Упрочнение лучом лазера повышает, например, предел выносливости образцов, имитирующих кромки лопаток компрессора газотурбинного двигателя (ГТД), на 30-50 %, а стойкость обработанных лазером лопаток повышается вдвое [31]. Как отмечается в публикациях [31, 32], этот метод имеет три основных преимущества перед «классическими» методами упрочнения на основе контактного взаимодействия: более глубокое распространение области остаточных напряжений сжатия; малая степень холодной пластической деформации поверхности, что обеспечивает повышенную стойкость наведенных напряжений сжатия к релаксации при рабочих температурах и вибрации, например, лопаток компрессора ГТД; сохраняется исходным или повышается качество поверхности по степени шероховатости. Одной из теоретических проблем механики упрочненных конструкций является реконструкция напряженно-деформированного состояния после процедуры упрочнения, поскольку без этой информации невозможно построить математические модели релаксации остаточных напряжений в упрочненных деталях в условиях высокотемпературной ползучести и усталостной прочности при многоцикловом нагружении в поле рабочих нагрузок. Отметим некоторые теоретические исследования в этом направлении. Так, в работах [33-35] сделана попытка оценить распределение остаточных напряжений при единичном ударе шара о плоскость на основе решения контактной упругопластической задачи. Публикации [33-38] посвящены непосредственному моделированию технологических процессов упрочнения для определения остаточных напряжений на основе динамических упругопластических задач; в [11] предложен численный метод расчета полей остаточных напряжений и деформаций, возникающих в процессе термопластического упрочнения (ТПУ), решением соответствующей прямой термоупругопластической задачи. Однако учесть все нюансы упрочняющих технологий (стохастический характер бомбардировки микрошариками, многократные проходы при упрочнении роликом, система охлаждающей жидкости, температурные эффекты в контактной задаче, граничные и начальные условия при ТПУ и т.д.) практически невозможно. Поэтому получаемые результаты носят преимущественно качественный характер. Другое направление теоретических исследований основано на волевом задании закона распределения пластической деформации по пространственным координатам в тонком поверхностном слое (равномерное распределение, линейный или параболический законы по глубине слоя и т.д.). Для некоторых простейших законов в [12] получены аналитические решения для гладких цилиндрических и плоских образцов. Этот метод расчета остаточных напряжений по заданным первоначальным деформациям получил развитие в ряде работ [9, 10, 39-41], где использована аналогия между остаточными пластическими деформациями и температурными деформациями в неоднородном температурном поле. Использование этой аналогии дает широкие возможности сведения рассмотренных задач к проблеме термоупругости, реализация которой в современных расчетных комплексах не вызывает особых затруднений. Но здесь приходится вести речь лишь о качественном характере теоретических результатов и получаемых полей остаточных напряжений. В связи с вышеизложенным для получения более надежных количественных результатов необходим какой-то минимум экспериментальной информации о некоторых компонентах тензора остаточных напряжений (определить распределение остаточных пластических деформаций по глубине упрочненного слоя экспериментально невозможно), зная которые можно расчетным путем определить и остальные компоненты тензора напряжений и тензора пластических деформаций. В этом плане можно отметить работы [39, 40], в которых задача сведена к задаче фиктивной термоупругости. Здесь сделана успешная попытка использовать информацию о раcпределении одной или двух компонент тензора остаточных напряжений, определенных экспериментально. Для этой цели «подбирается» (численно, итерационным методом) такое температурное поле, что температурные деформации, вызванные неоднородным температурным полем, дают (в соответствующей норме) наиболее близкое теоретическое распределение компонент остаточных напряжений к экспериментально определенным. В настоящей работе в качестве основного подхода для дальнейших исследований используется феноменологический подход, предложенный для цилиндрических изделий в [42] и получивший дальнейшее развитие, в том числе - и для плоских деталей, в работах [15-17, 24, 40]. Суть подхода заключается в том, что не учитываются касательные напряжения, а для определения нормальных компонент тензора остаточных напряжений и пластических деформаций достаточно иметь одну или две (в зависимости от технологии упрочнения) экспериментальные эпюры остаточных напряжений. Естественным развитием данного метода является его обобщение на случай учета касательных компонент тензора остаточных напряжений, которые гарантированно возникают, например, при обкатке роликом, алмазном выглаживании и дорновании. Поэтому целью данной работы является экспериментальное исследование остаточных касательных и нормальных напряжений после упрочнения алмазным выглаживанием втулок из стали ЭИ961 (13Х11Н2В2МФ), количественная оценка касательных напряжений и разработка математической модели реконструкции полей остаточных напряжений и пластических деформаций для рассматриваемой задачи. 1. Предварительные сведения Во многих прикладных задачах для цилиндрических деталей (поверхностное пластическое деформирование, точение, стесненное кручение и др.) формирование остаточных напряжений одинаково во всех сечениях и в цилиндрической системе координат ( , , ) не зависит от координат и , т.е. все компоненты тензора остаточных напряжений зависят лишь от радиуса: , , , , , . Тогда, записывая уравнения равновесия и учитывая, что компоненты тензора напряжений зависят лишь от одной переменной , получим (1) Интегрирование второго и третьего уравнений (1) дает , , где и - произвольные константы. Возвращаясь к задаче поверхностного пластического упрочнения втулки, при котором ее наружная и внешняя боковые поверхности свободны от внешних нагрузок, имеем и . Таким образом, в данной задаче подлежат определению лишь компоненты тензора напряжений , , и , при этом и связаны первым соотношением (1), а на и накладываются ограничения, связанные с гипотезами плоских сечений и прямых радиусов. Кроме этого, должны выполняться условия , , (2) поскольку внешние растягивающая осевая сила и крутящий момент отсутствуют ( и - внутренний и наружный радиусы втулки). 2. Экспериментальное исследование остаточных напряжений после алмазного выглаживания Для исследования остаточных напряжений после алмазного выглаживания, которое является штатной технологией в различных отраслях промышленности, использовались втулки из стали ЭИ961 (13Х11Н2В2МФ) следующих размеров: длина втулки мм; наружный диаметр мм; внутренний диаметр мм; усилие прижима (радиальное усилие) алмазного наконечника 200 и 300 Н; линейная скорость точек внешней поверхности при вращении втулки 50 м/мин; осевая линейная скорость алмазного наконечника 0,075 мм/об; радиус сферического алмазного наконечника 2 мм. Принципиальная схема упрочнения и ее техническая реализация изложены еще в работе [46]. Экспериментальное (точнее - расчетно-экспериментальное) определение распределения остаточных напряжений в поверхностно упрочненных втулках осуществлялось по методу колец и полосок С.И. Иванова, основы которого заложены в работах [43-45], широко используемому и в настоящее время [9, 10, 15-17, 24]. Для каждого режима нагружения (усилия прижима) использовалось по 5 втулок, две из которых - для изготовления колец, а три - для полосок (вдоль образующей), которые вырезались в пределах центрального угла º поперечного кольцевого сечения образца. Из представленного в подразд. 1 материала следует, что при принятых гипотезах формирование остаточных напряжений , , и идет независимо, поскольку диагональные элементы тензора деформаций , и влияют только на величины , и , а на сдвиговые деформации они не оказывают влияния. Аналогично внутренний крутящий момент в элементе объема оказывает влияние лишь на сдвиговую деформацию, не оказывая влияния на компоненты , и . Метод колец и полосок позволяет экспериментально определить компоненты и , а также величину Но в связи с вышеизложенным этот метод позволяет независимо определять компоненты и по линейным перемещениям полоски (балки) и угловым перемещениям (изменениям диаметра) разрезанного кольца соответственно, условно считая , а величину - по линейному осевому смещению берегов разреза кольца относительно друг друга. Сразу после вырезки у полосок измеряли прогиб (как показано на рис. 1, a), а у колец - изменение диаметра (рис. 2, a) и величину осевого смещения берегов разрезанного кольца (рис. 2, б). Далее электрохимическим полированием (состав электролита: ортофосфорная кислота - 65 %, серная кислота - 20 %, дистиллированная вода - 15 %) производилось удаление слоев со стороны упрочнения (остальные части поверхности защищались лаком). Послойное травление (5-10 мкм) приводило к изменению диаметра в кольцах (см. рис. 2, б) и прогибов полосок , где - расстояние от наружной поверхности втулки до слоя, в котором вычисляли остаточное напряжение. Отметим, что и отсчитываются от состояния полоски или кольца до вырезки из втулки. На рис. 1 и 2 полоска и кольцо до вырезки из втулки изображены штриховыми линиями. Толщина удаленного слоя измерялась в 10-15 точках, а результаты измерений усреднялись. Детали этой методики подробно изложены в работе [9]. а б Рис. 1. Схема измерения прогиба полоски: a - после вырезки; б - после вырезки и удаления слоя толщиной h Fig. 1. The measuring scheme of deflection of the strip: a - after cutting; b - after cutting and removing the layer with h thickness а б в Рис. 2. Схема измерения перемещений кольца: a - изменение диаметра после вырезки; б - изменение диаметра после вырезки и удаления слоя толщиной h; в - изменение величины осевого смещения Fig. 2. The measuring scheme of the ring displacements: a - diameter change after cutting; b - diameter change after cutting and removing the layer with h thickness; c - the axial displacement change Комбинации расчетно-экспериментальных окружных и осевых остаточных напряжений в полосках и кольцах определяются в соответствии с методикой [43, 44, 9, 10, 15] по формулам (3) (4) где - средний диаметр кольца; , - наружный и внутренний радиусы цилиндрической полоски; - толщина кольца; , - модуль Юнга и коэффициент Пуассона материала; - длина полоски; - радиус центра тяжести поперечного сечения цилиндрической полоски; - момент инерции поперечного сечения полоски относительно нейтральной оси. Решение системы (3) и (4) дает экспериментальные зависимости для осевых и окружных остаточных напряжений: (5) Определение остаточных касательных напряжений в нагруженных слоях втулки осуществлялось по методике [45] на основе анализа кинетики осевого смещения берегов разреза кольца в процессе травления по формуле (6) где - модуль упругости материала при сдвиге; - осевое смещение концов берегов кольца после разрезки и удаления слоя толщиной ; - средний радиус кольца. На рис. 3 и 4 маркерами представлены «экспериментальные» (расчетно-экспериментальные) зависимости для компонент тензора остаточных напряжений в зависимости от глубины упрочненного слоя ( ) при двух величинах радиального усилия 200 и 300 Н соответственно, полученные на основе соотношений (3)-(6). Толщина слоя, мм Рис. 3. Остаточные напряжения во втулках после алмазного выглаживания с радиальным усилием 200 Н: маркеры - расчетно-экспериментальные значения; сплошные линии - расчет по предложенной модели Fig. 3. Residual stresses in the bushing after diamond smoothing with radial force 200 N: markers - experimental-computational values; solid lines - computation by the proposed model Первичный анализ данных свидетельствует, что касательные напряжения по величине значительно меньше нормальных компонент и (здесь и далее речь идет об абсолютных величинах напряжений). Так, на упрочненной поверхности ( ) величина составляет около 20 % от и 9 % от , а по отношению к максимальным значениям и максимальная величина не превосходит 12 %. Также можно отметить, что рассматриваемые величины радиального усилия алмазного наконечника слабо влияют на распределение и величину касательных напряжений. Толщина слоя, мм Рис. 4. Остаточные напряжения во втулках после алмазного выглаживания с радиальным усилием 300 Н: маркеры - расчетно-экспериментальные значения; сплошные линии - расчет по предложенной модели Fig. 4. Residual stresses in the bushing after diamond smoothing with radial force 300 N: markers - experimental-computational values; solid lines - computation by the proposed model Полученные экспериментальные данные позволяют рассмотреть вопрос (не)учета касательных напряжений в задачах усталостной прочности и релаксации остаточных напряжений в условиях ползучести. В ряде работ по оценке предела выносливости упрочненных цилиндрических изделий при изгибе в критериальных зависимостях для эквивалентного напряжения используется лишь интегральная величина компоненты в области сжатия. В этом типе задач учитывать компоненту не целесообразно, поскольку ее величина, во-первых, незначительна по сравнению с , во-вторых, интеграл, например, от интенсивности напряжений по области сжатия напряжения с учетом касательных напряжений даст крайне малую поправку (см. рис. 3 и 4). Однако в задачах релаксации остаточных напряжений вследствие ползучести ситуация иная. В частности, для случая на рис. 3 отношение интенсивности напряжений с учетом и без учета касательных напряжений составляет 1,046. Поэтому если ориентироваться на закон установившейся ползучести, в котором показатель нелинейности в степенной аппроксимации скорости деформации ползучести от напряжения для современных материалов может принимать довольно большие значения (до ), то, например, при (на поверхности втулки) мы имеем увеличение скорости установившейся ползучести с учетом касательных напряжений для в 1,43 раза, для в 1,72 раза, а при - в 2,05 раза. Поэтому ползучесть при учете касательных напряжений будет протекать существенно интенсивнее, что должно сказаться на увеличении скорости релаксации остаточных напряжений. Отсюда можно сделать предварительный вывод о целесообразности учета касательных напряжений в задачах ползучести упрочненных полых цилиндрических деталей при высоких показателях нелинейности в законе установившейся ползучести. Настоящие экспериментальные исследования еще раз подтвердили анизотропный характер упрочнения при алмазном выглаживании [15-17] с различием эпюр для напряжений и (при изотропном упрочнении зависимости для и практически совпадают), что отчетливо наблюдается на рис. 3 и 4. 3. Математическая модель реконструкции напряженно-деформированного состояния после упрочнения Необходимость математического описания кинетики напряженно-деформированного состояния упрочненных элементов конструкций в поле внешних температурно-силовых нагрузок приводит к постановке краевых задач с начальными данными для компонент тензоров остаточных напряжений и пластических деформаций, сформированными после процедуры упрочнения [42]. Это, в свою очередь, приводит к самостоятельной обратной задаче реконструкции распределения остаточных напряжений и пластических деформаций не только в приповерхностном слое, где частично известна экспериментальная информация о некоторых величинах компонент напряжений (см. рис. 3 и 4), но и по всей области интегрирования в краевой задаче с учетом выполнения уравнений равновесия и совместности деформаций. В настоящей работе для этой цели используется обобщение феноменологического метода моделирования напряженно-деформированного состояния в упрочненных цилиндрических деталях, развитого в работах [42, 15-17, 40] для случая отсутствия касательных напряжений. Выше было показано, что моделирование нормальных (диагональных) компонент тензоров напряжений и деформаций и недиагональных (касательных напряжений и сдвиговых деформаций) компонент можно осуществлять независимо. В связи с этим реконструкция остаточных напряжений , , и пластических деформаций , и осуществляется по подробно изложенной в [15] методике, в соответствии с которой расчетные формулы принимают следующий вид: (7) (8) (9) (10) (11) где - модуль Юнга; - коэффициент Пуассона; - феноменологический параметр анизотропии упрочнения [15-17]. Величина соответствует изотропной процедуре упрочнения в направлении осей и (гидро- и пневмодробеструйная обработка, термопластическое упрочнение, азотирование), а при имеем неизотропное упрочнение (обкатка роликом, алмазное выглаживание, дорнование). Из (7)-(11) следует, что если известны величина и параметр , то остальные величины определяются по следующей схеме: (12) Цифры над стрелками в (12) означают номер формулы, по которой рассчитывается величина. Таким образом, феноменологическая модель (7)-(11) и схема (12) основаны на имеющихся экспериментальных данных о распределении компоненты . Однако экспериментально ее можно определить только в тонком упрочненном слое - области сжатия (см. рис. 3 и 4). Поэтому эти данные необходимо экстраполировать на всю область . Для этого можно использовать аппроксимацию следующего вида [15]: (13) где - значение радиуса, при котором экспериментальный график функции достигает локального минимума; , и - параметры, подлежащие определению. Однако на практике величина параметра анизотропии упрочнения в (9) неизвестна, и ее можно определить только после проведения экспериментальных исследований. В этом случае схема (12) изменяется, и в качестве исходной информации необходимо иметь экспериментальные зависимости для компонент и в упрочненном слое, а параметр подлежит процедуре идентификации. Здесь на первом этапе определяются параметры , и из решения системы алгебраических уравнений, которая формируется с учетом условий , , (14) где - экспериментальное значение минимума функции ; - значение радиуса, при котором функция обращается в нуль, и условия самоуравновешенности эпюры окружной компоненты напряжения , (15) следующего из первого уравнения (1) и граничных условий . Далее задача сводится к поисковому методу оптимизации: целенаправленно варьируются параметры , , , которые, в свою очередь, варьируют параметры аппроксимации (13) и , и для каждой такой совокупности значений этих параметров осуществляется численный расчет по схеме (12) до достижения минимума функционала: (16) где - функционал нормированного среднеквадратического отклонения расчетных значений от соответствующих экспериментальных значений ; N - число точек дискретизации радиуса в упрочненном слое, в которых известны экспериментальные и расчетные значения окружной и осевой компонент тензора остаточных напряжений. Поскольку влияние диагональных компонент тензоров остаточных напряжений и пластических деформаций на формирование остаточных касательных напряжений и сдвиговых деформаций отсутствует, для величины достаточно выполнить аппроксимацию экспериментальных данных при выполнении второго условия (2). Исходя из характера экспериментальной зависимости для касательного напряжения (см. рис. 3 и 4) для этой цели можно использовать следующее соотношение: , , (17) где параметры , и в первом приближении определяются с использованием характерных значений функции: : и ( -«экспериментальное» значение компоненты на поверхности втулки, - значение радиуса, где компонента обращается в нуль) и аналога уравнения самоуравновешенности - второго условия (2). Затем вблизи окрестности полученных значений варьируются параметры , , , и минимизируется функционал нормированного среднеквадратического отклонения расчетных значений от соответствующих экспериментальных значений , аналогичный по выражению (16), так, чтобы выполнялось условие (2). Для определения распределения сдвиговой компоненты тензора остаточных пластических деформаций воспользуемся соотношением . Представляя деформацию сдвига аддитивной составляющей упругой компоненты и пластической компоненты , имеем . (18) Здесь - полная деформация сдвига; - относительный угол закручивания; - модуль сдвига материала. В соотношении (18) неизвестны и . Для конкретизации (17) проанализируем графики касательных напряжений на рис. 3 и 4. Толщина стенки упрочненной втулки мм, а глубина залегания наиболее интенсивных касательных напряжений составляет 150 и 170 мкм соответственно, т.е. величина H больше глубины залегания в 22 и 19 раз, почти на два порядка. Поэтому в первом приближении можно ввести гипотезу, что интегральная величина угла закручивания втулки после упрочнения близка к нулю ( ). Тогда из (18) находим , (19) где определяется формулой (17). 4. Результаты расчетов и анализ результатов Для идентификации параметров разработанной математической модели использовались данные для «экспериментальных» компонент тензора остаточных напряжений , и , представленных на рис. 3 и 4, при усилии прижима (радиальном усилии) алмазного наконечника, равном 200 Н (вариант 1) и 300 Н (вариант 2). Значения параметров для аналитических зависимостей (13) и (17), полученные по методике, изложенной в подразд. 3, а также величина параметра анизотропии упрочнения представлены в табл. 1. Результаты расчетов компонент напряжений , , и по разработанной методике с параметрами из табл. 1 приведены на рис. 3 и 4 сплошными линиями и в табл. 2. Здесь же приведены значения среднеквадратических отклонений расчетных данных от экспериментальных (величины с чертой) для компонент напряжений , и для обоих вариантов технологической обработки втулок. В целом наблюдается удовлетворительное соответствие расчетных и экспериментальных данных. Отметим, что расчетные значения компоненты на два-три порядка меньше значений и (по абсолютной величине). Величина параметра анизотропии упрочнения для обоих вариантов обработки принимает значение, равное 1,6. Собственно, введением величины и удалось описать различие эпюр и в рассматриваемой здесь задаче. Таблица 1 Значения параметров аппроксимации окружной и касательной компонент тензора остаточных напряжений Table 1 The values of the approximation parameters for the circumferential and tangential components of the residual stress tensor Режим упрочнения [Hardening mode] , MПa , MПa , мм , MПa , MПa , мм Вариант 1 [First mode] 8,15 57,58 0,18466 1,6 -4,00 -41328,63 0,08972 Вариант 2 [Second mode] 17,00 91,88 0,23957 1,6 -3,50 -22092,16 0,11481 Таблица 2 Экспериментальные и расчетные значения компонент тензора остаточных напряжений и их среднеквадратическое отклонение друг от друга Table 2 Experimental and calculated values of the residual stress tensor components and their standard deviation from each other Глубина [Depth] h, мм Глубина [Depth] h, мм Режим упрочнения по варианту 1, МПа [Hardening by the first mode, MPa] 0,01 0,04 0,07 0,10 0,13 0,16 0,19 0,22 0,25 0,27 -555,32 -704,63 -779,30 -809,84 -799,55 -755,24 -660,06 -537,49 -377,80 -250,79 -728,89 -811,25 -847,51 -830,92 -765,31 -661,02 -528,33 -401,35 -267,41 -193,63 -1119,21 -1149,67 -1102,04 -1006,93 -877,73 -731,47 -605,58 -466,19 -309,74 -216,76 -914,57 -1019,44 -1066,60 -1044,37 -960,50 -833,24 -671,98 -500,76 -342,78 -244,61 0,30 1,21 2,21 3,24 4,18 4,99 5,70 6,25 6,64 6,82 0,01 0,04 0,06 0,09 0,11 0,13 0,16 0,18 0,21 0,23 0,25 0,27 117,54 113,26 96,05 64,54 23,50 2,74 -13,19 -30,32 -34,37 -29,04 -19,62 -17,67 138,24 118,72 87,66 55,11 28,94 11,92 2,78 -1,49 -3,20 -3,80 -3,94 -3,98 - Режим упрочнения по варианту 2, МПа [Hardening by the second mode, MPa] 0,01 0,04 0,07 0,10 0,13 0,16 0,19 0,22 0,25 -480,78 -632,94 -730,94 -842,02 -920,61 -966,70 -984,72 -885,76 -784,64 -796,33 -889,03 -952,09 -980,02 -970,44 -924,43 -843,29 -735,76 -615,60 -1203,89 -1386,40 -1254,92 -1192,72 -1145,80 -1074,98 -965,20 -827,27 -663,40 -996,38 -1114,39 -1195,05 -1231,40 -1219,19 -1160,66 -1061,84 -931,68 -775,91 0,30 1,29 2,37 3,51 4,69 5,81 6,86 7,80 8,63 0,01 0,03 0,06 0,08 0,10 0,13 0,15 0,17 0,20 0,22 0,24 0,26 90,92 83,42 78,48 73,83 64,88 46,52 22,40 5,50 -18,56 -27,58 -25,48 -17,70 94,33 87,42 73,19 57,78 40,58 26,68 14,46 7,33 2,01 -0,96 -2,36 -2,98 - Отметим, что глубина залегания отрицательных значений окружных и нормальных компонент остаточных напряжений в два раза больше, чем глубина области положительных касательных напряжений большой интенсивности. Заключение Выполненные исследования свидетельствует о том, что разработанная методика позволяет полностью выполнить реконструкцию и остаточных напряжений, и остаточных пластических деформаций, при этом авторами в модели впервые учтены недиагональные компоненты тензоров напряжений и деформаций. Отметим, что реконструкция напряженно-деформированного состояния не является самоцелью (хотя важность решения этой задачи очевидна), и она - составная часть более сложных задач, таких как устойчивость наведенных остаточных напряжений к температурно-силовым нагрузкам в условиях ползучести. Решение этой проблемы приводит к новым краевым задачам реологического деформирования с начальным напряженно-деформированным состоянием, методика реконструкции которого и представлена в данной работе применительно к поверхностно упрочненным втулкам из стали ЭИ691 (13Х11Н2В2МФ) после алмазного выглаживания. Предварительные результаты настоящей работы свидетельствуют о том, что учет касательных напряжений при решении краевых задач ползучести упрочненных конструкций может существенно уточнить методики их решения.

About the authors

V P Radchenko

Samara State Technical University

V Ph Pavlov

Samara University

M N Saushkin

Samara State Technical University

References

Statistics

Views

Abstract - 333

PDF (Russian) - 103