VYSOKÉ U ENÍ TECHNICKÉ V BRN Fakulta strojního inženýrství Ústav fyzikálního inženýrství Vypracoval: Mgr. Št pán Major
Vliv plasmové nitridace na únavovou životnost vysocepevných ocelí p i biaxiálním zat žování Influence of Plasma-nitriding on Fatigue Life of High-strength steels under Biaxial Loading
Obor: Fyzikální a materiálové inženýrství Školitel: prof. RNDr. Jaroslav Pokluda, CSc. Oponenti erven 2010
Klí ová slova: biaxiální namáhání, únava, fraktografie, rybí oko. Key words: Biaxial Loading, Fatigue, Fractography, Fish-eye. Ústav fyzikálního inženýrství Fakulta strojního inženýrství Vysoké U ení Technické v Brn ISBN 80-214ISSN 1213-4198
2
OBSAH 1 2 2.1 2.2 3 4 4.1 4.2 5 5.1 5.2 5.2.1 5.2.2 6 6.1 6.2 7 7.1 7.2 7.2.1 7.2.2 8
Úvod Únava materiálu Únavový proces Biaxiální zat žování Kritéria životnosti Vliv nitridace na únavovou životnost Nitridace plasmou Nukleace trhliny v nitridovaných vzorcích Fraktografie Morfologie lomové plochy Kvantitativní fraktografie Rekonstrukce lomových ploch Parametry drsnosti Životnost p i biaxiálním zat žování Únavové experimenty Predikce únavové životnosti Fraktografická analýza Vzorky bez vrstvy Nitridované vzorky Rozm ry rybího oka Odhad reziduálních nap tí Záv r Použitá literatura Abstract
4 5 5 5 6 9 9 9 11 11 11 11 12 12 12 13 14 14 16 16 20 22 24 29
3
1
ÚVOD
Podrobíme-li sou ásti nebo konstrukci dynamickému namáhání, m že dojít po ur ité dob k jejich porušení lomem, a koliv amplituda zat žujícího nap tí je mnohem nižší než mez kluzu. Proces postupného porušování materiálu postupnou nukleací mikrotrhlin a jejich ší ením a spojováním nazýváme únava materiálu. Pon vadž v tšina komponent v inženýrské praxi je podrobena kombinovanému namáhání, je od sedmdesátých let minulého století v nována zna ná pozornost tzv. víceosé únav , tedy únavovým lom m vznikajícím v podmínkách víceosé napjatosti. Vzhledem k významu rota ních sou ástí, jako jsou nap . h ídele, lopatky turbín nebo ozubená kola, v technické praxi je t eba klást zvýšený d raz na studium únavových proces p i namáhání kombinací ohybu a krutu. Detailní pochopení fyzikální podstaty lomového procesu je nezbytnou podmínkou pro optimalizaci vlastností materiál , p i emž sama lomová plocha se stává významným zdrojem informací o mechanizmu únavového procesu. Studiu lomového mikroreliéfu se v nuje v dní disciplína kvantitativní fraktografie. Na Ústavu fyzikálního inženýrství FSI VUT v Brn je studiu lomových ploch, vytvo ených p i víceosém namáhání, v nována pozornost od roku 2000, kdy byly provedeny první únavové experimenty kombinací krutu a ohybu. Takto získané lomové plochy byly studovány v diserta ní práci K. Sláme ky [2]. Cílem práce bylo zejména posoudit vztah mezi zp sobem experimentálního zat žování a výsledným lomovým reliéfem. Vzhledem k tomu, že u vzork analyzovaných v citované studii byl po et cykl do lomu v rozsahu 14000 105000 cykl , zam uji se ve svém doktorském studiu na kvantitativní analýzu lomových ploch, získaných v oblasti VCÚ, p i emž jedním z cíl studia je realizace srovnání výsledk fraktografické analýzy lomových ploch, získaných v oblasti VCÚ, s výsledky získanými v oblasti NCÚ. Dále v nuji pozornost analýze lomových ploch vzork s nitridovanou vrstvou, a zvlášt pak problematice podpovrchov nukleovaných trhlin typu rybí oko („fish-eye“). 4
Tato práce je rozd lena na dv ásti. První ást reprezentuje literární rešerši, jež obsahuje ve druhé kapitole stru ný výklad základních problém únavy materiálu. T etí kapitola je v nována multiaxiálnímu zat žování, p i emž je kladen d raz na oblast realizovaného zat žování kombinací krutu a ohybu. Tato kapitola obsahuje popis jednotlivých únavových kritérií, v etn teorie nezbytné pro pochopení jejich chování. Kapitola tvrtá je v nována vlivu povrchových úprav, zvlášt pak vlivu plasmové nitridace na únavovou životnost. Kapitola pátá je v nována shrnutí sou asných metod kvantitativní fraktografické analýzy. V experimentální ásti této práce je šestá kapitola v nována otázkám predikce únavové životnosti. Tato kapitola obsahuje popis realizovaných experiment a výpo et chybových index posuzovaných únavových kriterií. Kapitola sedmá obsahuje fraktografickou analýzu lomových ploch vzork bez povrchové vrstvy. Dále je tato kapitola v nována studiu útvar typu rybí oko.
2
ÚNAVA MATERIÁLU
2.1 ÚNAVOVÝ PROCES Proces únavové degradace, popsaný pomocí Wöhlerovy k ivky, popisující celkovou únavovou životnost konstruk ních prvk , lze obecn rozd lit do p ti základních fází: • zm ny mechanických vlastností. • nukleace trhlin • ší ení krátkých trhlin - mikrostrukturní krátké trhliny - p echodové krátké trhliny • ší ení magistrální trhliny - kone ný dolom Toto rozd lení únavového procesu na jednotlivé fáze má pouze orienta ní význam, a to z toho d vodu, že jednotlivé etapy únavové životnosti nejsou jednozna n ohrani eny, takže se jednotlivé etapy únavového procesu navzájem p ekrývají. Samotná délka jednotlivých etap únavového procesu je zna n závislá nejen na provozních podmínkách, ale i technologických parametrech použitého výrobního procesu [1]. 2.2 BIAXIÁLNÍ ZAT ŽOVÁNÍ P i experimentálním výzkumu víceosé únavy je nej ast ji studován p ípad asov sinusového pr b hu zát žných sil. asovou závislost tenzoru nap tí pro p ípad synchronního st ídavého zat žování píšeme ve tvaru σ ij (t ) = σ ija sin (ωij t ) .
(2.1)
5
V oblasti VCÚ je prakticky celý objem t lesa deformován v inženýrsky pružné oblasti, což umož uje použití principu superpozice složek tenzoru nap tí. Nap ový stav v libovolném bod na povrchu válcového t lesa zat žovaným kombinací krutu a ohybu lze tak popsat užitím tenzoru [6]
0
τ xz τ yz = σ zz
0
σ= 0 0 τ zx τ zy
0 0 −
Mt y Ip Mt 0 x , Ip Mt M x − ox Ip Iy −
0
Mt y Ip
(2.3)
p i emž M t je moment torzní a M o je moment ohybový. Veli ina I p reprezentuje polární moment setrva nosti, tedy moment vzhledem k ose z, a I y moment setrva nosti vzhledem k ose y. Použitý sou adný systém ukazuje obr. 2.1. Úpravami vztahu (2.4) obdržíme charakteristickou rovnici, jejímž ešením získáme trojici ko en σ ia (i = 1, 2, 3)
σ 1a =
σ a + σ a2 + 4τ a2 2
, σ 2a
=
σ a − σ a2 + 4τ a2 2
, σ 3 a =0 .
(2.4)
Obr.2.1. Válcové t leso zat žované torzním (Mt) a ohybovým (Mo) momentem a s ním spojený sou adný systém [1].
3
KRITÉRIA ŽIVOTNOSTI
V sou asnosti disponujeme velkým množstvím kritérií, jejichž auto i se pokusili co nejlépe p edpovídat únavovou životnost p i jednoosém nebo víceosém zat žování [6-20]. Doposud však žádný z t chto vztah není schopen komplexn popsat veškeré faktory ovliv ující únavovou životnost [6,7,17]. Zkušební t leso se v oblasti vysokocyklové únavy nachází v makroskopicky
6
elastickém stavu, což znamená, že únavová životnost je ur ena p edevším nap ovými leny. Kritéria pro predikci víceosé únavy v tšinou využívají p edstavy, že nap ov deforma ní prostor lze rozd lit na dv ásti (bezpe nou a nebezpe nou) od sebe odd lené mezní k ivkou. Ty kombinace nap tí, jejichž aplikace nepovede pro danou životnost k lomu, leží v bezpe né oblasti a naopak ty kombinace, které zp sobí únavový lom, leží na mezní k ivce, resp. nad touto k ivkou, tedy v nebezpe né oblasti – viz obr. 3.1. Tvar mezní k ivky odd lující bezpe ný prostor od nebezpe ného je ur en únavovou životností, vyjád enou funk ní nerovností f (σ a ,τ a , λ , κ , µ , N f ) ≤ 1 [6,7]. Parametry , a jsou materiálové konstanty, které obecn nabývají pro každé kritérium odlišných hodnot. Únavová kriteria lze rozd lit na : • Fenomenologická kritéria, jež jsou odvozena na základ empirických pozorování. Koncepce na nichž jsou založena fenomenologická únavová kritéria: - ekvivalentní nap tí - nap ové invarianty • Mezoskopická kritéria, jež jsou odvozena na základ teoretických úvah a formulována tak, že ur itá veli ina, jako nap . nap tí v kritické rovin , je považována za klí ovou pro vznik a ší ení trhliny. Koncepce na nichž jsou založena mezoskopická únavová kritéria: - kritická rovina resp. nap tí v kritické rovin - mikroskopické úvahy
7
Obr. 3.1 K ivky konstantní životnosti (Nf = 3.105 cykl ), pro p ípad Matakeova kritéria [18]. Kvalitu jednotlivých kritérii posuzujeme užitím tzv. chybového indexu I. Chybového indexu se používá k posuzování p esnosti predikce únavové životnosti. Tento index vyjad uje procentuální chybu mezi teoreticky p edpovídanou únavovou životností a její skute nou hodnotou, získanou experimentáln na zat žovacím stroji. Chybový index je definován vztahem [6,17]
I=
LHS − RHS ⋅100% , RHS
(3.7)
kde LHS („left-hand“) je levá strana nerovnice a RHS („right-hand“) je pravá strana nerovnice. Vstupní veli iny LHS jsou hodnoty a a τa korespondující s nam enými hodnotami únavových životností. Kladná hodnota chybového indexu znamená, že reálná únavová životnost je nižší než vypo tená, tedy predikovaná životnost, a tudíž leží v nebezpe né oblasti. Takové kritérium ozna ujeme jako nekonzervativní. Papadopoulos uvádí, že v p ípad , kdy se hodnota chybového indexu pohybuje kolem ± 5 %, lze považovat p edpov únavového chování za dobrou [17]. Zde je uveden hlubší rozbor nejúsp šn jších kritérií biaxiální únavy: Marinovo kritérium Marinovo kritérium je navrhnuto tak, že využívá pouze nap ových invariant deviátoru nap tí. Toto kritérium je definováno vztahem [7,17]
3J 2, a
σc
λ
+ κ
J 2, m Rm
µ
≤1,
(3.1)
kde λ , a κ jsou charakteristické konstanty. Veli iny J2,m a J2,a jsou invariant druhého deviátoru nap tí a jeho amplituda. Hodnoty t chto konstant pro oceli stanovené Marinem jsou κ = 1 a λ = µ = 2 . Matakovo kritérium Matake definuje sv j vztah [17] pro ur ení kritické roviny jako max (τ a , ρ ) , kde τ a , ρ reprezentuje maximální amplitudu p íslušného smykového nap tí v rovin ρ . Kritickou rovinu tedy identifikuje s rovinou, na níž smyková nap tí dosahují maxima. Kritérium navrhnuté Matakem je potom definováno 8
τ a ,max +κσ n ,max ≤λ .
4
(3.2)
VLIV NITRIDACE NA ÚNAVOVOU ŽIVOTNOST
Pon vadž únavové trhliny nej ast ji iniciují na povrchu sou ástí, je výhodné upravovat povrchy namáhaných komponent takovým zp sobem, aby se iniciaci trhlin p edcházelo. P i nitridaci je na povrchu materiálu vytvá ena velmi tvrdá tenká vrstvi ka s b žným rozsahem hodnot mikrotvrdosti 500-800 HV [21]. D sledkem t chto úprav je výrazné zvýšení únavové životnosti, asi o 25% [24]. Tímto zp sobem se upravuje velké množství sou ástí, u kterých je riziko poškození únavovým lomem, otla ením a korozí, jako jsou nap . ozubená kola, klikové h ídele apod. 4.1 NITRIDACE PLASMOU Princip plasmové, resp. iontové nitridace spo ívá ve využití tzv. anomálního doutnavkového výboje [21]. Zpracovávané sou ásti jsou uloženy ve vakuové nádob tzv. recipientu a jsou zapojeny jako katoda. Recipient je zapojen jako anoda a udržuje se v n m snížený tlak z ed né sm si plyn . Plynná sm s, tvo ící atmosféru v recipientu, obsahuje pavek, argon, dusík, methan a vodík. Uvedené plyny se do recipientu dostávají bu p ímo, jako nap . plynný pavek nebo jednotlivým dávkováním z tlakových lahví obsahujících samostatné plyny. Nap tí a tlak jsou nastaveny na podmínky anomálního výboje. Nitridovaný povrch je složen ze dvou ástí, p ímo na povrchu je až n kolik mikrometr tlustá tzv. bílá vrstva, tvo ená slou eninou Fe a N, která je velice tvrdá (až 1500 HV) [21]. Tuto vrstvu považujeme z hlediska únavové životnosti za škodlivou. Pod touto vrstvou se nachází tzv. difúzní vrstva sahající do hloubky n kolika desetin milimetru. Praxe ukázala, že v p ípad iontov nitridovaných vzork se místa iniciace trhliny asto vyskytují v oblasti rozhraní nitridovaná vrstva - základní materiál a obvykle se iniciátorem trhliny stává vm stek, v jehož bezprost edním okolí dochází k plastické deformaci. Typickým útvarem pozorovaným na únavové lomové ploše nitridovaných vzork jsou rybí oka, trhliny vzniklé na nekovových vm stcích v základním materiálu. 4.2
NUKLEACE TRHLINY V NITRIDOVANÝCH VZORCÍCH
Povrchová vrstva zpevn ná nitridací má odlišné mechanické vlastnosti než základní materiál (vysoká tvrdost, p ítomnost vnit ních tlakových pnutí). Tvrdost nitridovaného povrchu je p ibližn ty násobná ve srovnání se základním materiálem (tvrdost vrstvy 1200HV, bez vrstvy 290 HV). Velký význam má p ítomnost vnit ních tlakových pnutí v nitridované vrstv a jejím okolí. Tato
9
pnutí brání vzniku únavové trhliny na povrchu t lesa a trhliny tudíž mohou snáze vzniknout na vnit ních koncentrátorech nap tí, jako jsou vm stky nebo inkluze. Hodnota intenzity nap tí K I , max na povrchu eliptické inkluze m že být vyjád ena vztahem K I , max ≈ 0,65σ π AP
(4.1)
,
kde Ap je plocha p í ného pr ezu inkluze [22,23]. Druhá odmocnina Ap odpovídá hodnot efektivního pr m ru inkluze aef. Mez únavy potom m že být vyjád ena jako
σc =
K th 0,65 π A p
=
K th 0,65 πa ef
,
(4.2)
kde Kth je prahová hodnota. Residuální tlaková nap tí v povrchové vrstv m ní asymetrii namáhání [24]. Na základ t chto poznatk lze ur it kritický pr m r inkluze, nutný ke vzniku trhliny u vysocepevných ocelí. Obr. 4.1 [24] ukazuje závislost kritického pr m ru inkluze aef na vzdálenosti od povrchu t lesa. Kritický rozm r inkluze uvnit nitridované vrstvy p esahuje o dva ády rozm ry inkluzí, což je d vod pro není pozorován vznik trhlin na inkluzích v nitridované vrstv . Naopak ve v tší vzdálenosti než 0.4 mm od povrchu vypo tený kritický pr m r inkluze odpovídá reálným rozm r m inkluzí a na t chto inkluzích mohou vznikat trhliny.
Obr.4.1 Závislost kritického pr m ru inkluze a na vzdálenosti od povrchu t lesa h.
10
5
FRAKTOGRAFIE
5.1 MORFOLOGIE LOMOVÉ PLOCHY Na lomové ploše, generované únavovým lomem, lze identifikovat oblasti, v nichž došlo k iniciaci mikrotrhlin a sledovat jejich postupné spojování do magistrální trhliny. Dále zde nalézáme oblast stabilního ší ení magistrální únavové trhliny a m žeme ji odlišit od oblasti náhlého dolomení [1,2,25-37]. Morfologické znaky lze rozd lit dle nutného zv tšení k jejich studiu na makromorfologické a mikromorfologické. Makromorfologické znaky lze studovat pozorováním lomového povrchu pouhým okem nebo lupou. Pro zkoumání mikromorfologických znak se používají r zné druhy mikroskop . Na v tšin lomových ploch lze rozpoznat ty i oblasti: ohnisko primárního porušení, oblast postupného r stu trhliny a zrychleného r stu a oblast finálního lomu [37]. Pravd podobn nejd ležit jším makromorfologickým znakem jsou odpo inkové áry, které odpovídají poloze ela trhliny p i zm n zát žného cyklu. Odpo inkové áry jsou kolmé na sm r ší ení magistrální trhliny a k jejich vzniku dochází p i zm n velikosti plastické zóny v p ípad náhlé zm ny zp sobu zat žování. Makromorfologickým útvarem, typickým pro nitridované vzorky, jsou rybí oka. Za nejvýznamn jší mikromorfologický znak lze jednozna n ozna it striace. V té oblasti, kterou je možno popsat ParisovouErdoganovou rovnicí, vznikne práv jedna striace b hem jednoho zat žovacího cyklu.
5.2 KVANTITATIVNÍ FRAKTOGRAFIE 5.2.1
REKONSTRUKCE LOMOVÝCH PLOCH
V této studii byla trojrozm rná rekonstrukce lomových ploch realizována užitím stereofotogrammetrie a další m ení byla realizována na optickém rastrovacím za ízení Microprof 100. Stereofotogrammetrie je metoda, která umož uje výpo et (x,y,z) sou adnic bod studovaného povrchu na základ znalostí parametr dvojice snímk , po ízených ze dvou odlišných úhl [2,38,39]. Tato dvojice snímk se nazývá stereopár. V této práci byly stereosnímky získány pomocí rastrovacího elektronového mikroskopu. Používané hodnoty relativního náklonu mezi ob ma snímky se pohybují v rozmezí 50 až 200. Získané stereosnímky jsou následn zpracovány výpo etní technikou. Tuto fázi lze rozd lit do dvou ástí. Nejprve se ur ují tzv. homologické body, tj. body na obou stereosnímcích, které p ísluší témuž reálnému bodu povrchu na studovaném objektu. Ve druhé ásti stereofotogrammetrické rekonstrukce jsou pak pomocí stereologických vztah , které jsou obsaženy v tzv. dispartibilní map , vypo teny relativní výškové sou adnice bod rekonstruovaného povrchu. Ob popsané fáze trojrozm rné rekonstrukce jsou realizovány pomocí tzv. systému pro automatickou rekonstrukci lomového povrchu. Výsledkem sterefotogrammetrické rekonstrukce lomové plochy je trojrozm rný model 11
studované oblasti, obsahující ádov 100 000 bod se známými sou adnicemi x, y a z. Další možností, jak získat trojrozm rný obraz studovaného lomového povrchu spo ívá ve využití chromatické aberace, zobrazovací optické soustavy [2,40]. Na tomto principu pracuje m ící za ízení FRT Microprof 100. Chromatická aberace má za následek zm nu ohniskové vzdálenosti zobrazovací soustavy v závislosti na vlnové délce sv tla. Tento jev lze vysv tlit závislostí indexu lomu na vlnové délce. Jak je známo, bílé sv tlo procházející optickou soustavou, která není korigována na barevnou vadu, se rozkládá podle jednotlivých vlnových délek. Nejmén se p i pr chodu optickou soustavou láme ervené sv tlo, tedy zá ení s nejv tší vlnovou délkou, což zp sobuje, že pr se ík erveného paprsku s optickou osou je v nejv tší vzdálenosti od o ky. U takto „rozloženého“ sv telného svazku, dopadajícího na studovanou plochu, dochází k optimálnímu odrazu, který umož uje další zpracování soustavou pouze u paprsk s ur itou vlnovou délkou.
5.2.2
PARAMETRY DRSNOSTI
Vzhledem k tomu, že v sou asné dob neexistuje žádná jednozna n uznávaná definice povrchové drsnosti, z stává základní otázkou kvantitativní fraktografie vhodná volba parametr popisujících lomovou plochu. Parametry drsnosti lze obecn interpretovat jako statistickou analýzu souboru geometrických sou adnic bod studovaného povrchu [2,38]. B žn používané parametry popisují nejen prostorové rozložení jednotlivých bod lomového povrchu. Jako p íklad je zde uvedena ve fraktografii velmi asto používaná vertikální drsnost RV (hybridní parametr), která je definována jako pom r sou tu výškových diferencí mezi po sob následujícími body profilu h, v i délce pr m tu tohoto profilu Lp do makroskopické roviny lomu N −1 h (5.1) RV = , h = ( zi +1 − zi ) . i =1 Lp
6
ŽIVOTNOST P I BIAXIÁLNÍM ZAT ŽOVÁNÍ
6.1 ÚNAVOVÉ EXPERIMENTY Únavové experimenty byly realizovány užitím zat žovacího stroje MZGS-100. Všechny únavové experimenty byly realizovány p i frekvenci 29Hz, symetrickém zat žovacím cyklu (R = -1), sinusovém ohybu a krutu a jejich synchronní soufázové kombinaci. Experimenty byly provedeny p i pokojové teplot . Zp sob zat žování je popsán parametrem z (v dalším textu ozna ovaný jako sou initel zatížení, resp. angl. loading ratio)
12
τa . τ a +σ a
z=
(6.1)
Z definice sou initele z je z ejmé, že v p ípad prostého krutu je z = 1 a prostého ohybu z = 0 . Kombinovanému namáhání potom odpovídá hodnota 0 < z < 1. Vzorky byly vyrobeny z vysocepevné nízkolegované oceli 41 5340 ( SN 15 340) o mezi kluzu R p 0.2 = 840 MPa a mezi pevnosti Rm = 950 MPa. Plasmová nitridace vzork byla realizována v nitrida ním za ízení PN60/60 od n mecké firmy Rübig AG. Mechanické vlastnosti materiálu po nitridaci jsou tyto: mez kluzu R p 0.2 = 871 MPa, mez pevnosti Rm = 1020 MPa a tvrdost nitridovaného povrchu HVmax = 1280, p i emž tlouš ka nitridované vrstvy je hnitr ≈ 200 µm .
Obr. 6.1: Geometrie vzork pro studium biaxiálního zat žování.
6.2 PREDIKCE ÚNAVOVÉ ŽIVOTNOSTI Jak již bylo uvedeno, k posuzování kvality predikce únavového kritéria se používá chybového indexu. Samotný výpo et chybových index byl realizován n kolika zp soby. Nejjednodušší kritéria byla vypo tena pomocí Excelu. Všechna kritéria uvedená v této práci v etn t ch kritérií, která byla vypo tena v Excelu, byla následn vypo tena programem vytvo eným v Delphi a programem napsaným v jazyce Perl. Dále byly realizovány výpo ty pomocí programu PragTic. Tabulka 6.1 ukazuje pr m rné hodnoty chybového indexu IP a pr m rné hodnoty IAP vypo tené z absolutních hodnot chybových index pro p ípad vzork s vrstvou i bez vrstvy. Z tabulky je z ejmé, že nejlepší predikci únavové
13
životnosti dává, pro p ípad vzork bez vrstvy, kritérium Marinovo. Pro p ípad vzork s vrstvou kritérium Matakeovo. Marinovo kritérium které dává nejp esn jší odhad životnosti (IP = -0,06%) pat í do skupiny kritérií, založených na nap ových invariantech. Z tohoto hlediska by bylo možno práv tento p ístup považovat za nejefektivn jší pro popis únavových experiment . Z obr. 3.1 je z ejmé, že nitridované vzorky, zat žované kombinací ohybu a krutu, vykazují výrazn vyšší únavovou životnost, než vzorky bez vrstvy. I p es ur itý rozptyl zakreslené experimentální body odpovídají stejné únavové životnosti. V celém rozsahu únavového života je odolnost nitridovaných vzork asi o 25% vyšší, než v p ípad vzork bez vrstvy. Povrchová úprava kritérium Gough - Pollard Gough-Pollard -BM Mod. Gough- Poll. Mod. Gough- Poll- BM Findley Matake McDiarmid Spagnoli Papadopoulos-CPA Marin Sines Crossland Kakuno - Kawado Dang Van Papadopoulos - IA GAM
Vzorky bez vrstvy IP [%] IAP [%] 13,29 15,6 23,67 72,61 -7,36 8,49 -2,68 6,17 -3,38 7,08 -3,04 7,04 -3,02 7,08 -3,13 7,25 -6.30 11,08 -0,06 5,93 -11,23 11,85 -5,42 7,28 -5,42 7,28 -3,03 7,35 -5,34 7,66 -5,38 7,66
Tab. 6.1 Pr m rné hodnoty chybových index pr m rné hodnoty jejich absolutních hodnot IAP.
7
Nitridované vzorky IP [%] IAP [%] -9,55 17,62 84,42 47,26 -5,35 9,21 -0,25 6,77 -0,87 8,62 -0,18 8,32 1,72 8,65 -0,35 8,56 -6,70 16,56 4,04 8,72 12,82 12,32 -2,47 8,65 -2,46 8,65 -0,35 8,45 -2,35 8,46 -2,38 8,92
IP pro jednotlivá kritéria a
FRAKTOGRAFICKÁ ANALÝZA
7.1 VZORKY BEZ VRSTVY Tato studie potvrzuje nár st globální drsnosti povrchového reliéfu se zvyšujícím se parametrem zatížení z, pozorovaný v práci [2]. Studovaná lomová plocha byla rekonstruována užitím stereofotogrammetrie. Na každém ze vzork
14
(viz. tab. 7.1) byla vybrána tvercová oblast velikosti 0,4×0,4 mm2, jejíž st ed leží ve vzdálenosti 0,8 mm od bodu po áte ní iniciace trhliny. Strany t chto tverc byly zvoleny ve sm ru rovnob žném, resp. kolmém na lokální sm r ší ení trhliny. Pro každou ze studovaných tvercových plošek byly separovány dv skupiny po 50 lomových profilech: profily první skupiny jsou rovnob žné se sm rem ší ení trhliny (ve sm ru osy y) a profily druhé skupiny jsou kolmé na sm r ší ení (ve sm ru osy x ). Lomové profily druhé skupiny tedy ozna ují jednotlivé polohy postupujícího ela trhliny. Pro jednotlivé profily byly spo teny r zné parametry drsnosti. Vzhledem k rozsahu tohoto pojednání zde uvedeme pouze vertikální drsnost RV , viz obr. 7.1. Z obrázku je z ejmé, že p i kritické hodnot zc ≈ 0,5 dochází k prudkému nár stu hodnot parametru drsnosti. Chování dalších výškových a smíšených parametr je podobné. ,.
Typ namáhání
a
a
[MPa] [MPa] istý ohyb 620 0 Kombinace ohyb-krut 550 200 Kombinace ohyb-krut 330 330 Kombinace ohyb-krut 140 385 istý krut 0 390
z [-] 0 0,23 0,5 0,73 1
Nf [cykl ] 1229000 1252000 1099100 1700150 4475000
Tab. 7.1. Zp sob zat žování vzork , jejichž povrch byl rekonstruován pomocí stereofotogrammetrie.
Obr. 7.1 Závislost smíšených parametru RV
na koeficientu zatížení z.
15
7.2 NITRIDOVANÉ VZORKY 7.2.1
Rozm ry rybího oka
Cílem této studie bylo stanovení závislostí mezi rozm ry trhlin typu rybí oko a parametry únavového procesu (po et cykl do lomu, koeficient zat žování z). Všechny doposud zve ejn né studie, v nující se analýze t chto trhlin, byly realizovány pro p ípad prostého ohybu nebo krutu [41-44].
Obr. 7.2 M ené parametry rybího oka [41]. Na obr. 7.2 je schematicky zobrazena trhlina typu rybí oko se všemi m enými rozm ry. Na obr. 7.3 jsou zobrazeny snímky trhlin typu rybí oko pro r zné typy namáhání. Rozm ry pro jednotlivá rybí oka byly m eny na za ízení Microprof100. M ení pr m ru inkluze, na níž trhlina vznikla, bylo realizováno pouze pro p t vybraných vzork užitím stereofotogrammetrické rekonstrukce. Pro p t vybraných zkušebních t les byla provedena analýza drsností v oblasti trhliny typu rybí oko.
Obr. 7.3 Mikroskopické snímky trhlin typu rybí oko pro r zné zp soby zat žování [41,45]: (a) z = 0, (b) z = 0,5, (c) z = 1.
16
Obr. 7.4 Závislost koeficientu symetrie Sr na vzdálenosti h inkluze pod povrchem. Pro vyhodnocení geometrických vlastností rybích ok byly zavedeny dva koeficienty [41,45]: koeficient symetrie Sr a koeficient elipsovitosti Q. Koeficient symetrie je definován jako pom r polom r oka v radiálním sm ru S r = Rru Rrl . Tento koeficient vypovídá o tom, zda se trhlina snáze ší ila ve sm ru do t lesa nebo sm rem k povrchu t lesa, viz obr. 7.4. Z obr. 7.4 vyplývá, že pro vzdálenosti h < 0,7 mm je Sr < 1, nebo r st rybího oka ve vrstv je zpomalený. 1,2 pro h ∈ (0,7; 0,8) mm, což je Radiální symetrie dosáhne hodnot Sr v souladu s výsledky simulace r stu rybího oka (viz diserta ní práce). Pro v tší vzdálenosti od povrchu však trhlina má tendenci r st symetricky (Sr 1), což lze vysv tlit p ítomností malých tahových pnutí vn vrstvy, vyrovnávajících pnutí tlaková uvnit vrstvy (viz obr. 7.8). Koeficient elipsovitosti Q je definován jako pom r rozm ru oka v tangenciálním sm ru k rozm ru oka v radiálním sm ru, tedy jako Q = (Rtl + Rtr ) / (Rru + Rrl ) . Obr. 7.5 ukazuje závislost pr m rné hodnoty polom ru rybího oka Ravr na vzdálenosti inkluze pod povrchem a na po tu cykl do lomu. Pr m rná hodnota polom ru byla definována jako R avr = (Rtl + Rtr + R ru + Rrl ) / 4 . Z graf je z ejmé, že velikost rybího oka roste s po tem cykl do lomu a se vzdáleností inkluze od povrchu.
17
Obr. 7.5 (a) Závislost pr m rné hodnoty polom ru rybího oka na vzdálenosti h inkluze pod povrchem. (b) na po tu cykl do lomu.
18
Obr. 7.6 (a) Závislost koeficientu elipsovitosti Q na po tu cykl do lomu, (b) na koeficientu namáhání z. Obr. 7.6 ukazuje závislost Q na po tu cykl do lomu a na koeficientu namáhání z. Z grafu na obr. 7.6 (a) je z ejmé, že trhliny vzniklé blízko nitridované vrstvy (h < 0,7 mm) se obtížn ší í sm rem k povrchu t lesa ( R ru < R rl ). To lze vysv tlit vysokou hodnotou residuálních nap tí v povrchové vrstv . Graf na obr. 7.6 (b) ukazuje, že s rostoucím podílem krutové složky se oko stává více protáhlým
19
7.2.2
Odhad reziduálních nap tí
Tato metoda, sloužící k odhadu reziduálních nap tí v oblasti trhliny typu „rybí oko“, byla navržena Pokludou v práci [41]. Experimentální data, získaná pro p ípad prostého ohybu, mohou být použita pro p ibližné ur ení residuálních nap tí na vnit ní stran nitridované vrstvy, resp. v oblasti p echodu z nitridové vrstvy do jádra materiálu. V p ípad istého ohybu je sm r vnit ních nap tí roven sm ru hlavních nap tí. Vektor reziduálních nap tí je orientován opa n v i hlavnímu nap tí b hem tahového p lcyklu a b hem tlakového p lcyklu je jeho orientace shodná. To znamená, že residuální nap tí σ res zp sobuje posun S-N k ivky k menším hodnotám parametr asymetrie v nitridovaných vzorcích R= -1 R< 1. Této skute nosti bylo použito v metod , již lze popsat takto:
• Ur ení hloubky iniciace hk k-tého rybího oka. • Výpo et amplitudy ohybového nap tí σ ak , jež odpovídá hloubce iniciace hk. • Zjišt ní po tu cykl experimentu.
do lomu Nfk, jež p ísluší k-tému ohybovému
• Stanovení amplitudy nap tí σ νak (na povrchu), korespondující s Nfk na Wöhlerov k ivce bezvrstvých vzork . • Využití pom ru σ ak / σ νak a obecného vztahu, jenž pro posun S-N k ivek vlivem asymetrie ke stanovení st edního nap tí σ m = σ res , jež odpovídá hloubce iniciace trhliny hk. • Aplikace této procedury na jednotlivá rybí oka pro r zné hloubky h ke zjišt ní závislosti σ res (h ) . Tato procedura byla použita pro zjišt ní aproximativní závislosti σ res (h ) a výsledek byl srovnán s nam enými hodnotami (viz obr. 7.7 a 7.8). Na obr. 7.7 je plnou arou nakreslena S-N k ivka pro vzorek bez nitridované vrstvy [18] a nad ní je árkovan znázorn na S-N k ivka pro nitridovaný vzorek. Data pro tvorbu S-N k ivky nitridovaných vzork byla získána z práce [18]. Plné kroužky odpovídají vypo teným hodnotám nap tí σ ak v hloubce hk. Pro hloubku menší než 0,7 mm (hk < 0,7 mm) tyto body leží mezi S-N k ivkami pro bezvrstvé a nitridované vzorky. Pro hloubky vyšší než 0,7 mm ( hk > 0,7 mm), leží tyto
20
body pod S-N k ivkou bezvrstvých vzork . Pro posun S-N k ivky byly adaptovány dob e známé vztahy Sodeberg v (σ av / σ avv = (1 − σ m / σ y )) a Goodman v (σ av / σ avv = (1 − σ m / σ u )) . St ední hodnota σ m = σ res pro oba p ístupy je zakreslena pomocí otev ených symbol v obr. 7.7 jako teoretický odhad residuálních nap tí.
Obr. 7.7. Wöhlerovy k ivky pro nitridované vzorky a vzorky bez vrstvy [24]. Plné body odpovídají amplitudám nap tí v místech analyzovaných rybích ok..
Obr. 7.8 Experimentální profil a teoretický odhad residuálních nap tí v nitridované vrstv [41]. Na vloženém obrázku je obecné schéma residuálních nap tí podél polom ru vzorku. Experimentální hodnoty vyzna ené na tomto obrázku byly získány pomocí RTG m ení.
21
Jak lze vid t, bylo dosaženo pom rn dobrého souhlasu mezi vypo tenými hodnotami a experimentálními daty, získanými m ením v oblasti p echodu z vrstvy nitridované do materiálu jádra. V materiálu jádra byla výpo tem p edpov zena malá tahová residuální nap tí. To bylo možno o ekávat vzhledem k tomu, že musí nutn docházet k vyrovnání residuálních nap tí na pr m ru d/2, jak je schematicky znázorn no v obr. 7.8. Popsaná metoda má n které limity použitelnosti, které jsou popsány v práci [24].
8
ZÁV R
Tato práce je v nována výzkumu biaxiální únavy vysocepevných ocelí, zušlecht ných pomocí plasmové nitridace. Experimentální výsledky a jejich analýza byla rozd lena do t í ástí: (1) únavová životnost a její predikce, (2) kvantitativní fraktografie vzork bez vrstvy a (3) kvantitativní fraktografie nitridovaných vzork . Výsledky, prezentované v této práci a uve ejn né na konferencích a v odborných asopisech, byly kolektivní prací. Je tudíž t eba zhodnotit, které partie jsou p edevším výsledkem mé výzkumné innosti. V ásti v nované predikci únavové životnosti (kapitola 6.) jsou veškeré výpo ty mým dílem. V kapitole 7, v nované faktografické analýze lomového povrchu, byla triangulace dat dílem doc. Ponížila (UTB ve Zlín ), p i emž následné výpo ty parametr drsnosti jsem realizoval užitím programu, vytvo eného v rámci práce [2]. V druhé stati (7.2) této kapitoly, která se v nuje problematice nitridovaných vzork , jsou experimenty výsledkem p evážn mé innosti, zatímco návrh metody a realizace odhadu residuálních nap tí je dílem prof. Pokludy. Tuto metodu bylo nutno prezentovat z d vod interpretace experimentálních výsledk . Experimentální práce byly realizovány na zkušebních vzorcích, vyrobených z oceli CSN 41 5340. ást t chto zkušebních vzork byla zušlecht na užitím plasmové nitridace. Tyto vzorky byly podrobeny namáhání symetrickým ohybem, symetrickým krutem a jejich soufázovou synchronní kombinací. V práci bylo jasn prokázáno, že v oblasti VCÚ má p ítomnost povrchové vrstvy, vytvo ené plasmovou nitridací výrazn pozitivní vliv na únavovou životnost a to 25% [18]. Jako nejefektivn jší kritérium pro predikci únavové životnosti bezvrstvých vzork se jeví kritérium Marinovo, zatímco v p ípad vzork s vrstvou se jako nejlepší jeví kritérium Matakeovo [12]. V této práci byla prokázána obecn vysoká p esnost kritérií založených na kritické rovin . V ásti v nované fraktografické analýze vzork bez vrstvy byly v podstat potvrzeny n které výsledky prezentované v práci [2-5], v nované NCÚ, zejména skute nost, že s rostoucím podílem krutové složky zat žování (tedy s rostoucím parametrem z) je trajektorie únavové trhliny složit jší p i sou asném nár stu poškození obou lomových povrchu jejich vzájemným ot rem. Projevem vyšší složitosti trajektorie únavové trhliny je náhlý nár st makrodrsnosti lomového
22
povrchu v oblasti iniciace trhliny po ínající od kritického parametru zc 0,5. Ze srovnání výsledk , získaných pro p ípady VCÚ a NCÚ je z ejmý pokles hodnot jednotlivých parametr drsnosti s rostoucím po tem cykl do lomu Pro kvantitativní analýzu lomového povrchu nebylo možno použít stejného p ístupu jako tomu bylo v p ípad bezvrstvých vzork . To je d sledkem výrazn odlišné povahy podpovrchové iniciace trhliny, pro niž je charakteristickým útvarem lomového povrchu tzv. rybí oko. Fraktografická analýza byla tedy p edevším zam ena na posouzení geometrických parametr t chto morfologických znak ve vztahu k aplikovanému zat žování. Za nejd ležit jší výsledky práce lze považovat:
• Nitridovaná vrstva zvyšuje únavovou životnost p i kombinovaném namáhání v krutu-ohybu. • Jako nejefektivn jší kritérim pro predikci biaxiální únavové životnosti bezvrstvých vzork se jeví kritérium Marinovo, zatímco v p ípad vzork s vrstvou kritérium Matakeovo. • P ítomnost nitridované vrstvy omezuje r st trhliny. Zpomalující efekt residuálních nap tí je velmi výrazný p edevším pro ta rybí oka, jež iniciovala na inkluzích v hloubce menší než h < 0.7 mm. Pro vyšší hodnoty mají rybí oka tendenci r st symetricky (Sr ≈ 1). • Pr m rná velikost rybího oka vzr stá s rostoucí vzdáleností od povrchu vzorku a s rostoucím po tem cykl do lomu. • Koeficient elipsovitosti Q vzr stá s rostoucím podílem krutové složky zat žování. • P i všech zp sobech biaxiálního namáhání dochází k r stu rybího oka v prostém módu I. • V p ípad vzork bez vrstvy existuje i v oblasti VCÚ kritická hodnota parametru zat žování zc ≈ 0,5, p i níž dochází k prudkému nár stu výškových a smíšených parametr drsnosti lomového povrchu. • Teoretický odhad residuálních pnutí ze srovnání S-N k ivek pro vzorky s vrstvou a bez vrstvy poskytuje hodnoty srovnatelné s experimentem.
23
POUŽITÁ LITERATURA [1] [2] [3] [4] [5]
[6] [7] [8]
[9] [10] [11]
[12]
[13]
[14] [15]
24
Sláme ka, K.: Diserta ní práce,VUT, Brno 2006 Pokluda,J., Kroupa, F., Obdržálek,F.: Mechanické vlastnosti a struktura pevných látek,PC-DIR, Brno 1994. Sláme ka, K., Pokluda, J.: Analysis of Fracture Morphology and Local Loading Modes in Torsional Fatigue. Materials Science Forum 482 (2005) 263 - 266, ISSN: 0255-547 Sláme ka, K., Ponížil, P., Pokluda, J.: Quantitative Fractography in Bending-Torsion Fatigue. Materials Science and Engineering A 462 (2007) 359 - 362, ISSN: 0921-509 Sláme ka, K., Pokluda, J., Ponížil, P., Major, Š. , Šandera, P.: On the Topography of Fracture Surfaces in Bending–torsion Fatigue. Engineering Fracture Mechanics 75 (2008) 760 - 767, ISSN: 0013-7944 Pokluda, J.: Únavová životnost p i víceosém namáhání. Materiálové inženierstvo 9, 2002, c. 3, s.33 - 40. Socie, D.F. , Marquis, G.B. : Multiaxial Fatigue. SAE Int., Warrendale 2000 Bernasconi, A.: Efficient algorithms for calculation of shear stress amplitude and amplitude of the second invariant of the stress deviator in fatigue criteria applications. Int. J. Fatigue 24, 2002, pp. 649-657. Sines, G.: Failure of materials under combined repeated stresses with superimposed static stresses. Washington, NACA 1955. Sines, G.: Behavior of metals under complex static and alternating stresses. In: Metal Fatigue. Ed. Sines, G. , Waisman, J.L., New York, McGraw Hill 1959, pp. 145-469. Crossland, B.: Effect of large hydrostatic pressure on the torsional fatigue strength of an alloy steel. In:Proc. Int. Conf. on Fatigue of Metals, Institution of Mechanical Engineers, London, 1956, pp. 138-149. Major, Š., Papuga, J., Horníková, Pokluda, J.: Comparison of the Fatigue Criteria for Combined Bending-torsion loading of Nitrided and Virgin specimens. Strength of Materials 40,.(2008) 64 – 66, ISSN: 0039-2316 Major, Š., Horníková, Pokluda, J.: Biaxial Fatigue Life of Plasma-Nitrided and Virgin Specimens. Ve sb. „Životnost materiál a konstrukcí“, Ed. J. Man, M. Petranec, J. Polák, ÚFM AV R, Brno 2006, s.23-27, ISBN: 80-239-6751-7. Major, Š., Pokluda.J., Šandera,P: Improved Fatigue Criterion and Biaxial Life of Virgin and Plasma –Nitried speimens. Ve sb.: „Juniormat 07“, Ed.Šandera P., Brno 2007, s.81-84. Sláme ka, K., Pokluda, J. , Bartík, L.: Životnost nízkolegované
[16] [17]
[18] [19]
[20] [21] [22] [23] [24]
[25] [26] [27] [28]
oceli pri kombinovaném namáhání v krutu a ohybu. Degradácia vlastností konštrukcných materiálov únavou VII, Rajecké Teplice 2001, s.36 - 41. You, B.R., Lee, S.B.: A critical review on multiaxial fatigue assessments of metals. PII: S0142 -112(96)00002 - 3, Elsevier Science 1996, pp. 235 - 244. Papadoupulos, I.V., Davoli, P., Gorla, C., Filipini, M., Bernasconi, A.: A komparative study of multiaxial high - cycle fatigue criteria for metals. Int.. J Fatigue, Vol. 19, No.3, Elsevier Science 1997, pp. 219 - 235. Zemandl, M.: P ístupy a kritéria pro predikci únavové pevnosti p i kombinovaném víceosém namáhání. Výzkumná zpráva GA101/99/0103, Ústav termomechaniky AC R Plze , 1999 McDiarmid, D. L.: A shear stress based critical-plane criterion of multiaxial fatigue failure for designand life prediction. Fatigue Fract. Engng. Mater. Struct 17, 1994, No. 12, pp. 14751484. Carpintieri, A.; Spagnoli, A.: Multiaxial high-cycle fatigue criterion for hard metals. Int. J. Fatigue, 23, 2001, pp. 135-145. Holema A., Hrubý V., Iontová nitridace v praxi. SNTL, Praha1989 Murakami, Y., Nomoto, T., Ueda, T. and Murakami, Y. Fatigue Fract Eng Mater Struct. 23, Blackwell Science Ltd. pp. 903 – 910 M.D. Chapetti, T.Tagawa, T. Miyata, “Ultra-long cycle fatigue of high strength carbon steels part I: review and analysis of the mechanism of failure”. Mater. Sci. Eng. A356 (2003) 227-235. Pokluda J., Dvo ák I., Horáková H. a Major Š.: Influence of Plasma-Nitriding Surface Layer on Fatigue Life of Steel Specimens under Push-Pull and Bending-Torsion. Ve sb.: "Fatigue 06", Ed. W. S. Johnson, Elsevier (CD), Atlanta, Georgia, USA 2006, s. 0601A_24 Mills. K et al..:“History of Fractography”. In: K.Mills et al. (eds.) Metals Handbook,Vol. 12., ASM International, Metals Park, Ohio 1992, 1-9. Underwood, E. E: Quantitative Fractography, in Applied Metallography, G.F. Vander Voort, Ed., Van Nostrand Reinhold, 1986. Banerji, K.: Quantitative fractography: A modern perspective, Metallurgical and Materials Transactions A, Vol 19, No. 4, April, 1988. Vasilev, A.D.,Fractography and failure analysis of materials studied by SEM.Europ. Microsc. Anal. July (1998) 9-11.
25
[29] [30] [31] [32] [33] [34] [35]
[36] [37] [38] [39]
[40] [41]
[42]
26
Kobayashi, T. , Shockey, D.A.“The relationship between fracture surface roughness and fatigue load parameters”. Int. J. Fatigue 23 (2001) S135-S142 F.O. Riemelmoser, R.Pippan, H.P. Stüve, “An argument for a cycle-by-cycle propagationof fatigue cracks at small stress intensity ranges”. Acta Mater. 46, 5 (1998) 1793-1799. Wang, H.S., Müller, C.:“Fracture surface roughness and roughness-induced fatigue crack closure in Ti-2.5 wt% Cu”. Mater. Sci. Eng. A255 (1998) 7-15. Engel, L., Klingele, H.: An Atlas of Metal Damane, Ed. S. Muray, Trans., Prentice Hall, 1981. Pal ek, P., Chalupová, M. : Fraktografie a mikrofraktografie konštrukných materiálov, 9, 3, 2002, 57-66. Lauschmann, H., Nedbal, I.: Auto-shape analysis of image textures in fractography, Image Anal. Stereol. 21 (2002) 139144. Lauschmann, H., Šiška, F. , Šumbera, J. , Nedbal, I.: Spole né znaky únavových lomových ploch vytvo ených odlišnými zatežovacími režimy In: V.Mentl (ed.) Únava a lomová mechanika 2006, Žinkovy 2006, CD. Kunz, J.: Aplikace lomové mechaniky a kvantitativní fraktografie pri analýze únavových poruch t les a konstrukcí, Materiálové Inžinierstvo 9, 3 (2002) 49-56. Zemandl,M.: Fraktografie únavových lomu kovových materiálu pri mechanickém namáhání, Materiálové Inžinierstvo 9, 3 (2002) 41-48. ASM Handbook: Fractography, The Ninth Edition of Metals Handbook,Vol. 12., ASM International, Metals Park, Ohio 1992. Semprimoschnig, C.O.A. , Stampfl, J. , Pippan, R. , Kolednik, O.: A new powerful tool for surveying cleavage fracture surfaces, Fatigue Fract. Eng. Mater. Struct. 20, 11 (1997) 15411550. Ohlídal, M., Páleníková, K.:Možnosti optického profilometru MicroProf FRT p i 3D hodnocení kvality povrchu, Jemná Mechanika a Optika, 9/2004. Sláme ka.,K, Pokluda, J.,Kianicová, M., Major, Š.,Dvo ák, I.: Quantitative fractography of fish-eye crack formation under bending-torsion fatigue. In: Int. J. Fatigue 32 .6 (2010) pp.921928, ISSN 0142-1423. De la Cruz,P., Odén, M., Ericsson, T.: Influence of plasma nitriding on fatigue strength and fracture of a B-Mn steel. Mat Sci Eng 1998;A242:181-194.
[43] [44]
Genel, K., Demirkol, M., Çapa, M.: Effect of ion nitriding on fatigue behaviour of AISI 4140 steel. Mat. Sci. Eng. 2000; A279:207-216. Limodin, N., Verreman, Y.: Fatigue strength improvement of a 4140 steel by gas nitriding: influence of notch severity. Mat Sci Eng 2006; A435-436:460-467.
27
Curiculum Vitae Št pán Major, Mgr. Narozen: 28. íjna 1977 Místo narození: Jarom Vzd lání: 1984 – 1992 1992 – 1996 1998 – 2003 2004 – 2010
28
ZŠ ervený Kostelec SPŠ strojní Trutnov Univerzita Hradec Králové VUT Brno
ABSTRACT This work deals with fatigue life and fractographical analysis of plasmanitrided and virgin specimen made of the low-alloy high-strength steel. Specimens were subjected to in-phase combined bending-torsion loading. The work is focused on three groups of problems. The first group was associated with the fatigue life and its prediction. The objective was to examine a relationship between the presence of the nitrided layer and fatigue life. The application of surface layers has significantly improved the fatigue life in the high-cycle region. An extended comparison between classical and advanced multiaxial criteria was performed. The effectiveness of seventeen different criteria was assessed by the error index I. Criterions proposed by Marin and McDiarmin were found to be the most precise in the fatigue life prediction for virgin specimens. Criterion proposed by Matake was found to be most precise in the fatigue life prediction for nitrided specimens. The second objective of this work was to examine a relationship between the loading ratio z = τ a / (τ a + σ a ) ( τ a is the bending amplitude and σ a is the torsion amplitude) and the fracture surface topography in the high-cycle fatigue. A stereophotogrammetrical analysis in SEM was used to investigate the fracture morphology. Roughness parameters start to increase rapidly above a critical value of the loading ratio zc = 0,5. The last part of this work deals with fractographical analysis of fish-eye cracks that were formed in plasma-nitrided steel specimens under symmetrical bending, symmetrical torsion and biaxial in-phase bending-torsion combinations. Due to higher strength and compressive residual stress introduced by nitrided layer, the subsurface fish-eye cracks were initiated inside the bulk as a dominant failure mechanism. The geometrical characteristics of fish-eye cracks were studied in the relation to the inclusion depths, the loading ratio z and the number of cycles to final fracture. One of the most interested results of this study is that the average size of the fish-eye crack increses with both the inclusion depth and number of cycles to failure. The residual stress level within the nitrided layer was estimated by a simple method based on a difference in the Wöhler curves of virgin and nitrided specimen under pure bending in a combination with fractographical analysis.
29
