Luận án Nghiên cứu ảnh hưởng của rung khử ứng suất dư đến độ bền mỏi của chi tiết

Giảm ƯSD bằng rung động cho hiệu quả vượt trội so với các phương
pháp truyền thống và ngày càng được ứng dụng rộng rãi trong chế tạo sản
xuất, đặc biệt là chế tạo các chi tiết đòi hỏi độ chính xác và độ tin cậy cao.
Việc VSR với chế độ rung hợp lý có thể làm giảm ƯSD kéo có hại và phân bố
lại ứng suất theo hướng đồng đều hơn. Giảm ƯSD và phân bố ứng suất là lý
do chính làm cho chi tiết, kết cấu ổn định về hình dáng và kích thước hơn
trong nguyên công chế tạo tiếp theo. Tuy nhiên, khi VSR, chi tiết, kết cấu
cũng chịu tải thay đổi có chu kỳ với biên độ lớn, loại tải này cũng gây tổn thất
về mỏi cho chi tiết, kết cấu. Như vậy, trong quá trình VSR, chi tiết, kết cấu sẽ
chịu hai yếu tố bất lợi là: ƯSD có hại cần được giảm, và tải chu kỳ biên độ
lớn do VSR. Tải chu kỳ làm giảm ƯSD nhưng lại làm tổn thất mỏi của chi
tiết, kết cấu. Do vậy cần phải nghiên cứu để làm rõ mối quan hệ giữa biên độ
tải rung khử và lượng ƯSD được giảm, cũng như ảnh hưởng của cả hai yếu tố
này tới các đặc trưng mỏi của chi tiết, kết cấu được rung khử.
Để có cơ sở lý thuyết phục vụ việc nghiên cứu ảnh hưởng của VSR đến
các đặc trưng mỏi của chi tiết, chương này sẽ đề cập đến các nội dung sau:
- Mô tả quá trình truyền nhiệt và sự hình thành ƯSD do gia nhiệt cục bộ.
- Thiết lập hệ phương trình chuyển động của chi tiết có ƯSD chịu dao
động cưỡng bức.
- Đề xuất thuật toán để xác định bằng số giới hạn bền mỏi và tuổi thọ
mỏi của chi tiết trước và sau khi VSR. Qua đó có thể đánh giá được hiệu quả
của phương pháp trong việc cải thiện các đặc trưng bền mỏi của chi tiết. 
pdf 185 trang phubao 24/12/2022 2400
Bạn đang xem 20 trang mẫu của tài liệu "Luận án Nghiên cứu ảnh hưởng của rung khử ứng suất dư đến độ bền mỏi của chi tiết", để tải tài liệu gốc về máy hãy click vào nút Download ở trên.

File đính kèm:

  • pdfluan_an_nghien_cuu_anh_huong_cua_rung_khu_ung_suat_du_den_do.pdf
  • pdfCong van va QD cua NCS Do Van Si.pdf
  • pdfTrang thong tin LA.pdf
  • pdfTTLA_Do Van Si.pdf

Nội dung text: Luận án Nghiên cứu ảnh hưởng của rung khử ứng suất dư đến độ bền mỏi của chi tiết

  1. 116 TÀI LIỆU THAM KHẢO Tiếng việt 1. Phạm Đình Ba 2 5 , Đ ng họ ng tr nh NXB Xây Dựng, Hà Nội. 2. Đào Huy B ch 2 4 , thu t dẻ v ứng dụng NXB Xây Dựng, Hà Nội. 3. Nguyễn Văn Dƣơng 2 15 , “Nghiên cứu thiết kế và chế tạo thiết b rung khử ứng suất dƣ ứng dụng cho chi tiết cơ kh dạng hàn và đ c có trọng lƣợng và k ch thƣớc lớn”, Đề tài cấp nhà nƣớc KC 3.27 11-15. 4. Nguyễn Văn Dƣơng 2 17 , “Ảnh hƣởng của tần số lực cƣỡng bức đến hiệu quả khử ứng suất trong công nghệ rung khử ứng suất dƣ”, T p h Kh a họ v C ng nghệ, 12(1) 1.2017. pp 37-41. 5. Ngô Văn Quyết 2 , thu t i, NXB giáo dục. 6. Đỗ Quyết Thắng 2 8 , Chi ti t , Học viện K thuật Quân sự. 7. Trƣơng T ch Thiện 2 17 , thu t dẻ thu t NXB Đại học Quốc Gia TP. Hồ Ch Minh. 8. Trần Minh T 2 19 , Phân t h t ấu tấ ng v t iệu ơ t nh i n thiên- Functionnally graded material, NXB Xây Dựng. Tiếng Anh 9. A. A. Azeez (2013), Fatigue Failure and Testing Methods, Mechani- cal Engineering and Production Technology, HAMK. 10. ABS (2003), Guide for the Fatigue Assessment of Offshore Structures. 11. A. R. Soto-Raga (1983), An Analysis of the Mechanism of Reduction of Residual Stresses by Vibration, PhD Thesis, Georgia Institute of Technology, April 1983.
  2. 118 welds by localised rapid post-weld heat treatment”, J. Mater. Process. Technol, 196, pp. 279–291. 23. D. X. Fang, F.H. Sun, Z.K. Gong 1991 , “Improving fatigue life of welded components by vibratory stress relief technique”, J Experiment Mech, 6, pp. 89–95. 24. E. Friedman (1975), "Thermomechanical Analysis of the Welding Process Using the Finite Element Method", Trans, of ASME, paper 75- PVP-27, 1975, 1-8 25. G. A. Webster and A. N. Ezeilo 2 1 , “Residual Stress Distributions and Their Influence on Fatigue Lifetimes”, International Journal of Fatigue, 23, Suppl. 1, pp. S375-S383; doi:10.1016/S0142- 1123(01)00133-5. 26. GB T25731-2010 Grain and oil machinery. Raising file evaporator. 27. G. Huang, Q. Zhang, B. Zhang, S. Li 2 21 , “Microscopic me- chanism of the combined magnetic-vibration treatment for residual stress reduction”, Results in Physics, 29, October 2 21, 1 4659, 28. G. P. Wozney, G.R. Crawmer 1968 , “An investigation of vibrational stress relief in steel”, Weld Int 1968;47(9). 29. G. S. Schajer (2013), Pratical residual stress measurement methods, Willey & son. 30. G. R. Liu and S. S. Quek (2003), The Finite Element Method. A prac- tical course, An imprint of Elsevier Science, First published 2003. ISBN07506 58665. 31. H. J. Gao, Y. D. Zhang, Q. Wu, and J. Song 2 17 , “Experimental Investigation on the Fatigue Life of Ti-6Al-4V Treated by Vibratory Stress Relief”, Metals, 7, 158; doi:10.3390/met7050158.
  3. 120 41. J. Song, Y. Zhang 2 16 , “Effect of vibratory stress relief on fatigue life of aluminum alloy 7075-T651”, Adv. Mech. Eng, 8, pp. 1–9. 42. J. Xu, L. Chen, C. Ni 2 7 , “Effect of vibratory weld conditioning on the residual stresses anddistortion in multipass girth-butt welded pipes”, International Journal of Pressure Vessels and Piping, 84, pp. 298–303. 43. Klauba (1983), US Patent 4831673, 05/1983. 44. L. Shi, A. H. Price, and W. Nguyen Hung 2 18 , “use of contour method for welding residual stress assessment”, Procedia Manufac- turing, 26, pp. 276–285. 45. L. Stefan, J. Holmgren (2007), Alternative Methods for Heat Stress Relief, Master of science programme Mechanical Engineering, Lulea 14th. 46. M. A. Miner 1945 , "Discussion: “Cumulative Damage In Fatigue”", ASME, 12, Issue 2, pp. A159–A164, 47. Musschot (1988), US Patent 4718473, 01/1988. 48. M. N. Ilman, R. A. Sriwijaya, M. R. Muslih, N. A. Triwibowo, Sehono (2020), “Strength and fatigue crack growth behaviours of metal inert gas AA5083-H116 welded joints under in-process vibra- tional treatment”, Journal of Manufacturing Processes, 59, November 2020, pp. 727-738, 49. Measurement of Residual Stresses by the Hole-Drilling Strain Gage Method, Tech Note TN-503, Micro-Measurements, Raleigh, NC. 50. M. S. RAMOS 2 3 , “Effect of single and multiple overloading on the residual fatigue life of a structural steel”, Fatigue & Fracture of En- gineering Materials & Structures, 26, Issue 2, pp. 115–121.
  4. 122 60. R. T. McGoldrick, H. E. Saunders 1943 , “Some Experiments In Stress Relieving Castings and welded structuresby Vibration”, Journal of the American Society for Naval Engineers, 55, pp. 589–609. 61. S. P. Dasgupta (1980), Computation of Rayleigh Damping Coefficients for Large Systems, India. 62. S. Li, H. Fang 2 18 , “Vibration stress relief of DH 36 rectangle welded plates”, IOP Conf. Series: Materials Science and Engineering 322, 042002, doi:10.1088/1757-899X/322/4/042002. 63. S. M. Y. Munsi, J. Waddell, C. Walker 2 1 , ”The Influence of Vi- bratory Treatment on the Fatigue Life of Welds: A Comparison with Thermal Stress Relief”, Strain, 37, pp. 141–149. 64. S. Weiss, G. Baker, R. D. Gupta 1976 , “Vibrational residual stress relief in a plain carbon steel weldment”, Weld Int 1976, pp. 47–54. 65. Thompson, US Patent 3622404. 11/1971 66. US Patent 3427872A, 10/1966. 67. W. A. Weibull (1939), A statistical theory of the strength of material, Proc. Royal Swedish institute for Engineer Research, Stockholm, N0 151, pp.45. 68. W. Hahn 2 2 , “Report on Vibratory Stress and Modifications in Materials to Conserve Resources and Prevent Pollution”, Alfred Uni- versity, Center for Environmental and Energy Research (CEER). 69. Y. Kudryavtsev, J. Kleiman, O. Gushcha, V. Smilenko and V. Brodo- vy 2 4 , “Ultrasonic Technique and Device for Residual Stress Measurement”, X International Congress and Exposition on Experi- mental and Applied Mechanics, Costa Mesa, California USA, June 7- 10.
  5. 124 79. В. П. Когаев, Н. А. Махутов, А. П. Гусенков (1985), Расчеты деталей машин и конструкций на прочность и долговечность М.: Машиностроение. 80. В. С. Кравчук 2 , Сопртивление дефомированию u разрушению поверхностно-yпрочненных деталей машин u элементов конструкций, Астропринт, 2 ISBN 966-549-515-1. 81. Metoды иccлeдoвaния coпpoтивления мeтaллoв дeфopмиpoвaнию и paзpyшeнию при циклическом нагружении (1974). –Kиeв, “Hayкoвa дума”, 254 c. 82. О. B. Репецкий, Буй Мань Кыонг (2012), “Прогнозирование усталостной прочности рабочих лопаток турбомашин”, Дюссельдорф: Palmarium academic publishing. 83. Серенсен, Когаев, Шнейдерович 1975 , Несущая способность и расчеты деталей машин на прочность, Руководство и справочное пособие. М Машиностроение, Москва.
  6. 1-PL Phụ lục 1: Ph n ố ứng suất dƣ trên m t cắt A-A sau rung khử a) Ứng suất tổng thấp hơn gi i h n h 20% ) Ứng suất tổng thấp hơn gi i h n h 10%
  7. 3-PL d) Ứng suất tổng vượt gi i h n h 20% e) Ứng suất tổng vượt gi i h n h 30%
  8. 5-PL h) Ứng suất tổng vượt gi i h n h 100%
  9. 7-PL Phụ lục 3: Kéo mẫu kiểm tra cơ tính
  10. 9-PL Phụ lục 5: Giá trị ứng suất dƣ của chi tiết mẫu đo ng thiết ị RS2 a) Ư trướ rung hử
  11. 11-PL d) Ư sau rung vượt giới hạn h 10% e) Ư sau rung vượt giới hạn h 20% f) Ư sau rung vượt giới hạn h 30%
  12. 13-PL k Ư sau rung vượt giới hạn h 100%
  13. 15-PL Phụ lục 7: Tính hệ số cản Rayleingh - Đo các giá tr tần số cộng hƣởng và các hệ số suy giảm tƣơng đối tại mode 1: 11 rad/,% s và mode 2: 22 rad/,% s . - T nh hệ số cản độ cứng: 221  1  2  2  22 12 - T nh hệ số cản khối lƣợng 2 12  1  1
  14. 17-PL % thong so cho chi tiet [US_saurung=TachUStheonutMa(US_saurung1,CotnutDoan); [US_duong_saurung]=boUSam(US_saurung,coord); ungsuat_saurung= US_duong_saurung; MaxUSsaurungLocDoan=max(ungsuat_saurung(:,2)); % chuong trinh tinh V0 [V_truocrung,ungsuat_max_truocrung]=Chuongtrinhtinh_ thetichquidoi(coord,Nodes,ungsuat_truocrung,anfa); % chuong trinh tinh V [V_saurung,ungsuat_max_saurung]=Chuongtrinhtinh_thet ichquidoi(coord,Nodes,ungsuat_saurung,anfa); %===Ket quatinh=== Hesotanggioihanmoisaurung = Kf*Kv*[(xicmaB- MaxUSsaurungLocDoan/1000000)/(xicmaB- MaxUStruocrungLocDo- an/1000000)]*(V_truocrung/V_saurung)^(1/anfa) toc % Ket thuc chuong trinh chinh function [V,ungsuat_max]=Chuongtrinhtinh_thetichquidoi(coord, Nodes,ungsuatmau,anfa) clc format long %===Nhap cac thong so dau vao=== % Thong so vat lieu va qui luat Gauss sodiemGauss=2; % S? ?i?m Gauss theo m?t ph??ng three_D=4; % ki?u tính D cho ph?n t? 3D dof_nut=3; ep = [three_D sodiemGauss dof_nut]; [noe,nnel]=size(Nodes); nnode=length(coord(:,1)); % nut cua he dof_e=nnel*dof_nut; % B?c t? do c?a ph?n t? [Dof,~]=bactudohethong(nnode,dof_nut); [Edof]=matran_bactudophantu(noe,dof_e,Dof,Nodes) ; [Ex,Ey,Ez]=coordxtr(Edof,coord,Dof,nnel); %===Nh?p ?ng su?t theo t?a ?? nút===
  15. 19-PL US_duong=US_ct_x; end function [Ex,Ey,Ez]=coordxtr(Edof,coord,Dof,nnel) [nel,dum]=size(Edof); ned=dum-1; [~,nsd]=size(coord); [n,~]=size(Dof); nend=ned/nnel; Ex=zeros(nel,nnel);Ey=zeros(nel,nnel);Ez=zeros(n el,nnel); for i = 1:nel nodnum=zeros(1,nnel); for j = 1:nnel check=Dof(:,1:nend)-ones(n,1)*Edof(i,(j- 1)*nend+2:j*nend+1); [indx,~]=find(check==0); nodnum(j)=indx(1); end Ex(i,:)=coord(nodnum,1)'; if nsd>1 Ey(i,:)=coord(nodnum,2)'; end if nsd>2 Ez(i,:)=coord(nodnum,3)'; end end function [Gausspoint,Gaussweight] = GaussQuadra- ture(order) switch order
  16. 21-PL Gaussweight = [125/729 ;200/729 ;125/729 ; 200/729 ; 320/729; 200/729 ; 125/729; 200/729; 125/729; 200/729; 320/729; 200/729; 320/729; 512/729; 320/729; 200/729; 320/729; 200/729; 125/729; 200/729; 125/729; 200/729; 320/729; 200/729; 125/729; 200/729; 125]; case 'second' Gausspoint = [-0.577350269189626 - 0.577350269189626 -0.577350269189626; 0.577350269189626 -0.577350269189626 - 0.577350269189626; 0.577350269189626 0.577350269189626 - 0.577350269189626; -0.577350269189626 0.577350269189626 - 0.577350269189626; -0.577350269189626 -0.577350269189626 0.577350269189626; 0.577350269189626 -0.577350269189626 0.577350269189626; 0.577350269189626 0.577350269189626 0.577350269189626; -0.577350269189626 0.577350269189626 0.577350269189626]; Gaussweight = [1 ; 1 ; 1 ; 1 ; 1 ; 1 ; 1 ; 1]; case 'first' Gausspoint = [0 0 0] ; Gaussweight = [8] ; end function [Hamtoadokhongthungu- yen]=hamkhongthunguyen_f(shape,es_e) nnel=length(es_e);
  17. 23-PL error('Error ! Check first argument, ptype=1,2,3 or 4 allowed') return end D=Dm; end function [detJ,invJ]=Jacobian(nnel,dshapedxi,dshapedeta,dshap edzeta,xcoord,ycoord,zcoord) jacobian=zeros(3,3); for i=1:nnel jacobian(1,1) = jacobi- an(1,1)+dshapedxi(i)*xcoord(i); jacobian(1,2) = jacobi- an(1,2)+dshapedxi(i)*ycoord(i); jacobian(1,3) = jacobi- an(1,3)+dshapedxi(i)*zcoord(i); jacobian(2,1) = jacobi- an(2,1)+dshapedeta(i)*xcoord(i); jacobian(2,2) = jacobi- an(2,2)+dshapedeta(i)*ycoord(i); jacobian(2,3) = jacobi- an(2,3)+dshapedeta(i)*zcoord(i); jacobian(3,1) = jacobi- an(3,1)+dshapedzeta(i)*xcoord(i); jacobian(3,2) = jacobi- an(3,2)+dshapedzeta(i)*ycoord(i); jacobian(3,3) = jacobi- an(3,3)+dshapedzeta(i)*zcoord(i); end detJ = det(jacobian); % Determinant of Jacobian matrix
  18. 25-PL N(1,i1)=shape(i); N(2,i2)=shape(i); N(3,i3)=shape(i); end function [ungsuatmau_e]=matranUS_e(Nodes,ungsuatmau) [nie,n]=size(Nodes); ungsuatmau_e=zeros(nie,n); for i = 1:nie ungsuatmau_e(i,:)=ungsuatmau(Nodes(i,:),2)'; end end function [dshapedx,dshapedy,dshapedz]=ShapefunctionDerivative s(nnel,dshapedxi,dshapedeta,dshapedzeta,invjacob) dshapedx=zeros(1,nnel);dshapedy=zeros(1,nnel); for i=1:nnel dshapedx(i)=invjacob(1,1)*dshapedxi(i)+invjacob( 1,2)*dshapedeta(i)+invjacob(1,3)*dshapedzeta(i); dshapedy(i)=invjacob(2,1)*dshapedxi(i)+invjacob( 2,2)*dshapedeta(i)+invjacob(2,2)*dshapedzeta(i); dshapedz(i)=invjacob(3,1)*dshapedxi(i)+invjacob( 3,2)*dshapedeta(i)+invjacob(3,2)*dshapedzeta(i); end function [shape,dshapedxi,dshapedeta,dshapedzeta]=Shapefuncti ons(xi,eta,zeta) shape(1)=0.125*(1-xi)*(1-eta)*(1-zeta); shape(2)=0.125*(1+xi)*(1-eta)*(1-zeta); shape(3)=0.125*(1+xi)*(1+eta)*(1-zeta);
  19. 27-PL function [Ve]=Tinh_Ve(ex,ey,ez,ep,es_e,ungsuat_max,anfa) Ve=0; % T?o giá tr? ban ??u c?a Ve nnel=length(ex); nog=ep(2)*ep(2)*ep(2); %So dGauss voi tp matrix [point,weight]=GaussQuadrature('second'); for int=1:nog rvalue=point(int,1); % toa do x diem Gauss svalue=point(int,2); % toa do y diem Gauss tvalue=point(int,3); %toa do y diem Gauss wt=weight(int); % tích tr?ng s? cua diem Gauss t [shape,dshapedxi,dshapedeta,dshapedzeta]=Shapefuncti ons(rvalue,svalue,tvalue; % ma tran Jacobi tai cac diem Gauss [detJ,~]=Jacobian(nnel,dshapedxi,dshapedeta,dsha pedzeta,ex,ey,ez); % Ham khong thu nguyen Hamtoadokhongthunguyen=shape*es_e'; Ve= Ve + ((Hamtoadokhongthungu- yen/ungsuat_max)^anfa)*wt*detJ; end
  20. 29-PL SOLVE *ENDDO *DO,I,1,20 LDREAD,TEMP,,,I*L/(20.0*V)+(L/V),,'F:\rung 65g 1.25vong\rung gia toc truc tiep_files\dp0\SYS\MECH\file',rth TIME,I*L/(V*20.0)+L/V DELTIM, L/(V*20.0), L/(V*4*20.0), L/(V*20.0), 1 KBC,0 SOLVE *ENDDO *DO,I,1,30 LDREAD,TEMP,,,I*L/(V*30.0)+2*(L/V),,'F:\rung 65g 1.25vong\rung gia toc truc tiep_files\dp0\SYS\MECH\file',rth TIME,I*L/(V*30.0)+2*L/V DELTIM, L/(V*30.0), L/(V*4*30.0), L/(V*30.0), 1 KBC,0 SOLVE *ENDDO *DO,I,1,50 LDREAD,TEMP,,,I*50*L/(V*50)+3*L/V,,'F:\rung 65g 1.25vong\rung gia toc truc tiep_files\dp0\SYS\MECH\file',rth TIME,I*50*L/(V*50)+3*L/V DELTIM, L/(V*50), L/(V*4*50), L/(V*50), 1 KBC,0 SOLVE *ENDDO FINISH /SOLU ANTYPE,TRANSIENT,REST TIMINT,ON
  21. 31-PL %_FNCNAME%(4,0,1)= %_FNC_C2(1)% %_FNCNAME%(5,0,1)= %_FNC_C3(1)% %_FNCNAME%(6,0,1)= %_FNC_C4(1)% %_FNCNAME%(0,1,1)= 1.0, -1, 0, 2, 0, 0, 0 %_FNCNAME%(0,2,1)= 0.0, -2, 0, 3.14159265358979312, 0, 0, -1 %_FNCNAME%(0,3,1)= 0, -3, 0, 1, -1, 3, -2 %_FNCNAME%(0,4,1)= 0.0, -1, 0, 1, -3, 3, 18 %_FNCNAME%(0,5,1)= 0.0, -2, 0, 1, 1, 2, 19 %_FNCNAME%(0,6,1)= 0.0, -3, 0, 1, -1, 3, -2 %_FNCNAME%(0,7,1)= 0.0, -1, 0, 1, -3, 1, 20 %_FNCNAME%(0,8,1)= 0.0, -1, 9, 1, -1, 0, 0 %_FNCNAME%(0,9,1)= 0.0, -2, 0, 1, 17, 3, -1 %_FNCNAME%(0,10,1)= 0.0, 99, 0, 1, -2, 0, 0 ! End of equation: a*sin(2*{PI}*f1*({TIME}-tend1)+phi) time,tend2 deltim,tinc/2,tinc/2,tinc kbc,0 ! Dat gia toc rung SOLVE FOR LS 1 OF 1 Acel,0,0,%Ham_Luc% ! dat ham luc la g allsel solve ! giai doan chay tu do cmsel,s,Facefix D,ALL,UZ,0 ! dat chuyen vi tai dau TIME,tend2+0.3 deltim,tinc,tinc1,tinc*4 allsel solve FINISH
  22. 33-PL - Độ rộng giữa 2 cột: 762mm; - Nhiệt độ thử nghiệm lớn nhất: 12 0C; - Kiểu sinh tải: Tĩnh và động; - Tần số dao động dọc lớn nhất khi tạo tải trọng động: 12Hz. - Chuẩn đo của extensometer: 1 mm, 2 mm, 5 mm. Máy đƣợc trang b tại Phòng th nghiệm bộ môn Cơ học vật rắn- Học viện K thuật Quân sự. PL10.2. Thi t ị đo dao động LMS Để thu nhận và xử lý t n hiệu từ các cảm biến biến dạng và gia tốc, luận án sử dụng hệ thống đo rung, ồn, ứng suất-biến dạng LMS hãng LMS – B và phần mềm chuyên dụng kèm theo máy đƣợc trang b tại phòng th nghiệm Bộ môn Cơ học máy - Khoa Cơ kh – Học viện KTQS, hình PL10.2. Đây là hệ thống đo, phân t ch hiện đại với 16 kênh thu thập dữ liệu, tốc độ lấy mẫu các kênh đo là độc lập và lên đến 1 24 kHz, điều này cho phép đo đáp ứng của mẫu khi ch u tải trọng rung xóc ở tần số rất lớn, thiết b ch u đƣợc điều kiện làm việc khắc nghiệt lên đến 550C và rung xóc, cho phép đo thực tế ngoài hiện trƣờng, điều kiện nóng bức. Hình PL10.2: Hệ th ng đ rung n ứng suất- i n d ng S Hệ thống LMS cho phép thực hiện các phép đo và phân t ch trong thực tế nhƣ sau: - Đo và phân t ch dao động cho các kết cấu nhƣ ô tô, tàu h a, cầu, các hệ thống máy móc, động cơ ;
  23. 35-PL PL10.3. m i n gia tố v tấm điện trở đo i n dạng - Cảm biến gia tốc dùng trong th nghiệm là loại ICP-02 (hình PL10.4a), phƣơng pháp đ nh v : Ren v t M5. - Tấm điện trở dùng trong th nghiệm để đo biến dạng là loại HBM của hãng Kyowa Nhật Bản , có chuẩn đo 2mm hình PL10.4b). - Tấm điện trở đo ứng suất dƣ là loại tem EA-06-062RE-12 của hãng Micro-Measurements M , hình PL10.4c. a) C i n ICP ) T đ i n d ng c) T đ ứng suất dư Hình PL10.4: C i n gia t tấ điện trở đ i n d ng PL10.4. Hệ thống tạo rung động LDS V830-335 Hệ thống thử nghiệm rung xóc LDS V83 -335 (hãng Brüel & Kjær – Đan Mạch) hiện đƣợc trang b tại bộ môn Cơ Học Máy- Học viện K thuật Quân sự là hệ thống thử nghiệm môi trƣờng với dạng thử nghiệm là rung, xóc phù hợp với hầu hết các tiêu chuẩn thử nghiệm môi trƣờng nhƣ: MIL- STD-883H, MIL-STD-810F; ГОСТ 20.57.406-81, IEC 60068-2-6, ASTM, DIM, JIS, ISO Hệ thống thử nghiệm LDS còn có thể tạo ra môi trƣờng rung, xóc theo dạng tải đƣợc đo thực tế ngoài hiện trƣờng. Các thử nghiệm môi trƣờng này (dạng thử nghiệm rung, xóc nh m chứng t sự th ch ứng của các mẫu mẫu th nghiệm, các thiết b , linh kiện điện- điện tử và các mạch điện tử phải ch u các tải trọng động mà không có sự suy giảm không thể chấp nhận t nh toàn vẹn về mặt chức năng và cấu tr c của nó khi ch u các yêu cầu thử nghiệm rung, xóc đã đƣợc đ nh trƣớc.
  24. 37-PL và thiết b điện, điện tử khi phải làm việc trong môi trƣờng dao động, rung xóc với các dạng tải sau: - Tải cƣỡng bức dạng sin chuẩn; - Tải cƣỡng bức dạng sin quét; - Tải cƣỡng bức dạng mạch động; - Tải cƣỡng bức dạng xung; - Tải cƣỡng bức dạng ngẫu nhiên; - Tải cƣỡng bức dạng bất kỳ đƣợc lấy từ phép đo ngoài hiện trƣờng, nhƣ tải gia tốc do động đất, tải tác động lên khung, giá ô tô, tàu h a, tàu thủy khi làm việc. Hệ thống thử nghiệm rung sóc LDS với phần mềm chuyên dụng đi kèm còn có chức năng quyét tìm tần số dao động riêng của mẫu, theo dõi và duy trì tần số cộng hƣởng, đo đạc các hệ số giảm chấn mode của mẫu, theo dõi tải trọng rung, đếm số chu trình hoặc thời gian rung, thiết lập điều kiện dừng th nghiệm PL10.5. Máy x định ứng suất dư RS200 Chi tiết trƣớc, sau khi rung đƣợc đo ứng suất dƣ theo tiêu chuẩn ASTM E837- 1 b ng thiết b khoan lỗ đo ứng suất dƣ RS2 [12], hình PL10.7. Trong phƣơng pháp này, ngƣời ta gắn lên v tr cần đo ứng suất dƣ một cảm biến đo biến dạng đăc biệt hình PL10.4c để thu đƣợc biến dạng t ch thoát theo 3 phƣơng khác nhau khi khoan lỗ, từ đó xác đ nh đƣợc ứng suất dƣ. Cảm biến đo sử dụng trong phép đo này là tem EA-06-062RE-12 đồng bộ với thiết b và mũi khoan có đƣờng k nh 1 16 inch 1,56 mm . Kết quả đo biến dạng và t nh toán b ng phần mềm H-drill [12] của hệ thống cho ứng suất ở v tr chiều sâu 1 mm: - Ứng suất ch nh thứ nhất;
  25. 39-PL Thông số k thuật của thiết b : - Dải đo nhiệt độ từ -500C đến 165 0C - Trƣờng nhìn: 5 :1 - Thời gian đáp ứng: 25 ms - Hiện th giá tr : Trung bình, nh nhất, lớn nhất - Có ch th điểm đo b ng tia laser
  26. 41-PL Hình PL11.1: Sơ đ ứng suất dư v i n d ng bề m t tích thoát khi kho- an m t lỗ trên m u v t liệu. Thực nghiệm cho thấy, các h ng số vật liệu A, B của vật liệu với các tính chất đàn hồi cho trƣớc đƣợc xác đ nh nhờ các phƣơng trình dƣới đây: A a(1  ) /(2E) (11-2) B b/(2E) (11-3) trong đó E - Modun đàn hồi và ν - Hệ số Poisson. ā và b - Các h ng số không thứ nguyên, hầu nhƣ không phụ thuộc vào vật liệu, ch phụ thuộc vào hình học của mũi khoan t số độ sâu mũi khoan trên chiều dày vật liệu) và v tr đo biến dạng tích thoát. B ng phƣơng pháp gắn cảm biến đo biến dạng khi khoan lỗ ngƣời ta có thể xác đ nh đƣợc các biến dạng tích thoát. Trong biểu thức (11-1) có ba giá tr cần xác đ nh: σmax, σmin - độ lớn của các ứng suất chính, β – góc xác đ nh phƣơng của các ứng suất chính. Vì vậy cần xác đ nh biến dạng tích thoát tại ít nhất là ba v tr khác nhau tƣơng ứng với các giá tr β khác nhau - song có ràng buộc với nhau . Nhƣ vậy thu đƣợc hệ ba phƣơng trình ba ẩn đủ để để xác đ nh độ lớn và phƣơng của các ứng suất chính.
  27. 43-PL Phụ lục 12: Tính tuổi thọ của chi tiết mẫu theo các đƣ ng cong mỏi Phƣơng trình đƣờng cong m i đƣợc viết dƣới dạng gọn hơn phƣơng trình 4.4 theo dạng sau: NC m (12.1) trong đó m, C là hệ số đƣờng cong m i, N là tuổi thọ của chi tiết khi chi tiết làm việc với mức ứng suất là . Tiến hành t nh toán mức thay đổi tuổi thọ m i cho chi tiết đƣợc rung khử so với chi tiết không đƣợc rung khử khi làm việc với cùng một mức ứng suất theo các đƣờng cong m i nhƣ sau: Đối với đƣờng cong của nhóm chi tiết không rung khử, ta có: m0 NC00 (12.2) Đối với đƣờng cong của nhóm chi tiết rung khử, ta có: NC m1 (12.3) 11 Thực hiện lấy t lệ giữa 12.3 cho 12.2 , ta thu đƣợc giá tr thể hiện mức thay đổi tuổi thọ m i của chi tiết sau rung khử ở mức ứng suất : NC11mm01  (12.4) NC00 Lấy mức ứng suất khảo sát là giới hạn chảy của vật liệu 296 MPa . Từ các hệ số đƣờng cong m i thực nghiệm thu đƣợc, kết quả mức thay đổi giới hạn m i theo t nh toán đƣợc thể hiện trên hình PL12.1. Hình PL12.1