Оперативная оценка склонности материалов к хрупкому разрушению на основе измерения твердости при различных температурах и скоростях деформации тема автореферата и диссертации по механике, 01.02.06 ВАК РФ

НАУЧНО-ПРОИЗВОДСТВЕННОЕ ОБЪЕДИНЕНИЕ п г гПО ТЕХНОЛОГИИ МАШИНОСТРОЕНИЯ ' ? ■ О Л "ЦНИИТМАШ"

? 4 онт т

На правах рукописи

БАРОН АЛЕКСАНДР АЛЕКСЕЕВИЧ

УДК 620178:669.14

ОПЕРАТИВНАЯ ОЦЕНКА СКЛОННОСТИ МАТЕРИАЛОВ К ХРУПКОМУ РАЗРУШЕНИЮ НА ОСНОВЕ ИЗМЕРЕНИЯ ТВЕРДОСТИ ПРИ РАЗЛИЧНЫХ ТЕМПЕРАТУРАХ И СКОРОСТЯХ ДЕФОРМАЦИИ

СПЕЦИАЛЬНОСТЬ 01.02.06 ДИНАМИКА, ПРОЧНОСТЬ МАШИН, ПРИБОРОВ И АППАРАТУРЫ

АВТОРЕФЕРАТ

ДИССЕРТАЦИИ НА СОИСКАНИЕ УЧЕНОЙ СТЕПЕНИ ДОКТОРА ТЕХНИЧЕСКИХ НАУК

МОСКВА 1994

Работа выполнена в Волгоградском Государственном Техническом Универститете (кафедра деталей машин и ПТУ)

Официальные оппоненты: заслуженный деятель науки и техники Российской Федерации, доктор технических наук, профессор Иванова B.C.

доктор технический наук, профессор Морозов Е.М.

доктор технических наук, профессор Матюнин В.М.

Ведущее предприятие: Всероссийский научно-исследовательский институт по эксплуатации атомных электростанций

Заютв диссертации состоится " ^^f "_^f 1994 г.

в ¡Ч- час. на заседании специализированного Совета Д 145.03.04 при Научно-производственном объединении по технологии машиностроения "ЩШИТМАШ" (109088, г. Москва. Шарикоподшпниковс :ая, 4)

С диссертацией можно ознакомиться в научно-технической библиотеке ШО ВДИИТМАШ.

Телефон для справок:'275-85-33.

р. у(р

Автореферат разослан " "_ и 1994 г

Ученый секретарь специализированного совета кандидат технических наук

А.Г.Мазепа

I. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА. РАБОТЫ 1.1. Актуальность проблемы

В процессах производства и эксплуатации всевозможных объектов техники, при выполнении научных иследозаний и анализе аварийных ситуаций нередко возникает необходимость оценить склонность материала к хрупкому разрушении при различных температурно-скоростных воздействиях. Применяемые для етих целей испытания на вязкость разрушения весьма трудоемки, дорога, сопряжет с выроз-кой образцов, а иногда просто невозможны (например, если требуется оценить качество сварки или термообработки готового изделия, трешиностойкость малых объемов металла или крупногабаритных объектов, находящихся в эксплуатации). Поэтому серьезное внимание уделяется поискам взаимосвязей между трощииостойкостью и другими, более легко определяемыми характеристиками: свойствами при растяжениям , твердостью, ударной вязкостью. Среди косвенных методов оценки механических свойств при растяжении наиболее надежным в настоящее время является измерение твердости. Однако, аналогичных методик для прогнозирования трешиностойкости пока не существует, поскольку зависимости между основными механическими свойствами и вязкостью разрушения изучены недостаточно. Кроме того, технические возможности определения твердости материала различных деталей и конструкций довольно ограничены. Это обусловлено несовершенством существующих методик и оборудования, а зачастую -нехваткой стационарных и портативных твердомеров для осуществления испытаний.

Таким образом, задача оперативного контроля склонности металла-к хрупкому разрушению связана с целым комплексом проблем.

Внимание научных работников и представителей производства ко всем перечисленным вопросам, научно-технические конференций и публикаций последних лет, посвященные названной тематике, свидетельствуют об актуальности темы исследования. Установление новых теоретических и экспериментальных зависимостей мевду характеристиками, найденными в различных видах механических испытаний, дает в руки инженеров ценный инструмент для прогнозирования служебных свойств материала.

В связи о этим в представленной работе решается крупная

научная проблема создания оперативных методов оценки склонности материалов к хрупкому разрушению на основе измерения твердости при различных температурах и скоростях деформации, имеющая большое народнохозяйственное значепе.

Диссертация выполнена в райках хоздоговорных и госбюджетных исследований на кафедре деталей машин и ПТУ ВолгГТУ в соответствии с государственной целевой комплексной научно-технической программой "Надежность конструкций".

1.2. Цель и основные задачи исследования

Целью работы является создание теоретических основ, а также практических методов и технических средств для оперативной оценки склонности материалов к хрупкому разрушении на основе измерения твердости а широком интервале температур и скоростей деформирования. Для достижения це..л были поставлен-; следующие задачи:

-Вывод теоретических зависимостей для прогнозирования трещиноотойкости по прочностным свойствам или по твердости металла в широком интервале температур и скоростей деформации;

-экспериментальное исследование срязи основных механ-ческих свойств, твердости, трещиноотойкости и ударной вязкости сталей при различных температурно-скоростных условиях нагружения;

-разработка методов оценки склонности металла к хрупкому разрушению по его основным механическим свойствам и твердости;

-разработка теоретических основ и мзгодики контроля твердости по Бринеллю путем измерения глубины отпечатка;

-исследование закономерностей контактного деформирования черных и цветных металлов и сплавов при статическом и ударном внедрении конических и сферических инденторов в плоские и криволинейные поверхности;

создание способов и портативных приборов для оперативно? оценки механического состояния металла непосредственно в условиях. производства, монтажа и експлуатащш объектов техники.

1.3. Методы исследования

В теоретических исследованиях использовались фундаментальные полоаеаия материаловедения, теории упругости .и пластичности,

механики разрушения. Для обработки экспериментальных данных применялись статистические метода. Расчеты выполнены на персональной ЭВМ IBM PC AT. Механические испытания по определении "основных механических свойств при растяжении, ударной вязкооти, твердости выполнены на разрывши машинах ИМ- 12А и Р-5, маятниковом копре 1Ж-30А, отечественных стационарных твордоыорах ТШ-2, ТК-2 и ТП-2 Ивановского завода ЗИП, а также по орп-ниалышм методикам, посредством портативных ударных приборов ВПИ-2, ВЯИ-ЗК и БПИ-im конструкции кафедры деталей машин ВолгГТУ (ГОСТ 18661-73 и ГОСТ 28368-90). Динамическое нагружен;о инденторов производили также на кс.ггрп о падающим грузом. Информационно-измерительная техника: двухкоордашатные самописцы, потенциометры, индуктивные датчики перемещений БВ-844 и усилители БВ-662 завода "Калибр".

1.4. Научная новизна

Разработаны научные основы и созданы практические методы оперативного прогнозирования склонности материалов к хрупкому разрушению на основе измерения твердости при различных температурах, и скоростях деформации:

-получена новая теоретическая зависимость для расчета интенсивности упругопластических деформаций на фронте трещины, нагруженной по типу нормального отрыва;

-разработаны и исследованы новые критерии разрушения, позволяющие осуществлять прогнозирование трс-щиностойкости по механическим свойствам и твердости материала в широком интервале температур и скоростей деформации;

-предложен метод оценки хладноломкости сталей по зависимости глубины отпечатка индентора.от температуры испытания;

-установлены новые 'закономерности формирования отпечатков, конических и сферических инденторов при их статическом и ударном внедрении в плоские и криволинейные поверхности:

-разработаны новые динамические и статические метода и технические сродства для оперативной оценки механических свойств материалов и их склонности к хрупкому разрушению по твердости на плоских и криволинейных поверхностях.

1.5. Положения, выносимые на'защиту

-аналитическое решение для расчета интенсивности упруго-пластических деформация на фронте трещины нормального отрыва;

-теоретическая зависимость моащу трещипостойкостью и свойствам металла при растяжении, учитывающая микроскопические параметры разрушения;

термоактивационная физическая модель для прогнозирования трещиностойкости по прочности или твердости металла в широком интервале температур и скоростей деформации:

-закономерности соотношений твердости и прочности, а также трещиноотойкости и ударной вязкости сталей о О.Ц.К. кристаллической решеткой при различных теммпературах;

-способы оценки трещиностойкости и ударной вязкости сталей пс прочности и твердости в широком интервале температур: -методика определена твердости НВ по глубине отпечатка; -способ оценки критических температур хрупкости сталей по глубине отпечатка сферического индентора;

-установленные закономерности формирования отпечатков конических, пирамидальных и сферических инленторов при их старческом и ударном внедрении в плоские и криволинейные поверхности образцов из черных и цветных металлов и сплавов;

созданные динамические методы измерения твердости сталей чугунов, цветных металлов и сплавов;

-портативный прибор для оперативной оценки механического состояния металла по твердости непосредственно в условиях производства, ыонтака и експлуатацли объектов техники;

-способы измерения твердости на криволинейных поверхностях.

1.6. Лостовзрность научных положений, рекомендаций и выводов

Достоверность и оооснованность научных положений, рекомендаций и выводов диссертации подтверздена экспериментами автора, его расчетами по опубликованным данным многих отечественных и зарубежных исследователей, а также результатами длительного использования на производстве ряда предложенных методов.

1.7. Практическая ценность и реализация результатов работы

Разработанные критерии разрушения, установленные соот-зошения мекду различными механическими характеристиками в широком температуряо-скоростном диапазоне, а также созданные методы и технические средства для оперативной оценки служебных свойств металла расш51ряют область применения неразрушашего и автоматизированного контроля качества конструкционных материалов. Снижаются продолжительность, трудоемкость и металлоемкость испытаний, сокращаются внергозатраты. Применимость експресс-мвтодов непосредственно в условиях производства, монтажа и эксплуатации объектов техники расширяет возможности своевременной диагностики качества' металла и сникает опасность возникновения экстремальных ситуаций. Предложенные в работе методики тайке находят применение при экспертизе причин аварий и катастроф.

Результаты работы использованы в научных исследованиях и внедрены в ряде отраслей промышленности.

В научных исследованиях предложенные методы и технические средства использовались для:

разработки метода оценки склонности к хрупкому разрушению металла газопроводов в условиях их монтажа и эксплуатации при низких температурах (ПО "Сургуттрансгаз", г. Сургут);

оценки склонности металла к хрупкому разрушению при различных температурах (НПО "Машиностроитель", г. Москва).

измерения твердости по Визскерсу на деталях с криволинейными поверхностями (ПО "Баррикады", г. Волгоград):

разработки метода контроля твердости металла элементов энергооборудования (прэдприятие "Эстонэнергоремонт", г. Нарва);

разработки метода контроля качества термообработки внутренних поверхностей крупногабаритных стальных изделий (ПО "Баррикады", г. Волгоград);

разработки метода контроля качества чугунных изделий (КМЗ, г. Куива Екатеринбургской обл.; Стерлитамакский станкозавод);

Проводился неразрушакщий контроль качества металла на промышленных предприятиях:

ПО "Бухаранефтегаз", ПЭО "Киевэнерго", "Донбассэнерго", ■'Мосэнергоремонт", "Саратовонерго", "Ленэнэрго", и др.

Под руководством автора выполнен государственный заказ по производству и поставке 170 промышленным предприятиям крупной партии ударных твердомеров ВПИ-НН (360 шт), нредлокешшх в данной работе.

При непосредственном участии . зтора создан ГОСТ 22975-78 на определение твердости по Супер-Роквеллу (раздел, регламентирующий измнерепия на криволинейных поверхностях).

Результаты настоящей работы были положены в основу ГОСТ 28868-90 "Металлы и сплавы цветные. Измерение твердости мотодом ударного отпечатка". Проект указанного стандарта подготовлен автором диссертации. ГОСТ введен с 1.01.1992 г.

Ряд результатов опубликован в монографии "Современное состояние измерения твердости на криволинейных повсрхност.'*" (М., ВНИИКИ, 1984).

Предложенные автором методы использовали в отраслевых руководящих технических материалах, регламеитпруущих проведение безобразцовых испытаний металла в теплоэкиргетике.

Разработки автора демонстрировались на ВДНХ СССР и удостоены бронзовой медали выставки.

Результаты работы используются при чтении лекционных курсов и выполнении лабораторных работ на .сафедрах деталей машин и материаловедения ВолгГТУ.

Учтенный экономический эффект от использования результатов работы на 15 нромыше. :шх предприятиях, подтверзденный актами внедрения, составил 1 млн. 369 тыс. руб. в ценах 1990 г.

1.8. Апробация работы

Результаты работы докладывались и получили одобрение на:

-научно-технической конференции "Исследование и контроль механических свойств материалов неразрушавдими методами" (Волгоград, 1972 г.);

" -ежегодных научно-тбхнических конференциях ВолгГТУ по итогам научно-исследовательских работ (Волгоград, 1970-1994 г.г.);

■ -XIV и ЭТШ коллоквиумах центральных заводских лабораторий (Москва, 1972 г. и Днепропетровск, 1976 г.);

-научно-технической конференции "Проблема надежности машин"

- э -

{Минея, 1973 г.)?

-научно-практической конференции "Косвенные методы. оценки свойств материалов" (Ворошиловградская ГРЭС, 1976 г.){

-всесоюзном семинаре "Совершенствоваше сварочных работ при изготовлении и монтаже оборудования тепловых и атомных электростанций" (Москва, 1977 г.){

-научно-технических семинарах "Вопросы проектировать, прочности и долговечности деталей машин" (Волгоград, 1977 и 1980 г.г.);

-научно-технической конференции "Экономия металлов в промишлегптости и строительстве" (Волгоград, 1978 г.)»

-П научно-технической конференции "Совершенствование эксплуатации и ремонта корпусов судов" (Калининград, 1981 г.)$

-международной научно-технической -конференции "Основное механическое испытание металлов (ЧССР, Острава, 1988 г.);

-всесоюзной научно-технической конференции "Методы и средства определения твердости материалов и изделий" (Иваново, 1990 г.);

-мекрегиональных научно-технических конференциях "Ресурсосберегающие метода и средства экспресс-контроля и диагностики структурно-механического состояния . материалов" (Пенза, 1990 и

1992 г.г.);•

-всесоюзном научно-техническом совещании "Повышение надежности и долговечности металла енергооборудования ТЭС (Славянская ГРЭС, 1990 г.);

-Ш всесоюзном симпозиуме по механике разрушения "Трепцгао-стойкость материалов и элементов конструкций" (Житомир, 1990 г).

-сцлинарэ отделения механики деформирования и разрушения ИМАШ РАЙ* (Москва, 1994 г.)

1.9* Публикации

Дисортация обобщает исследования автора за период о 1970 по

1993 г.г. Основное содержание диссертации опубликовано в 30 научных статьях, 3 авторских свидетельствах на изобретения и монографии, а также отражено в 25 отчетах по хоздоговорным и госбюджетным научно-исследовательским работам.

1.10. Структура и обьем диссертации

Диссертация состоит из введения, шести глав с выводами, заключения и приложегшя. Она изложена на 309 страницах машинописного текста, содержит 71 рисунок и 42 таблицы. Список литературы включает 283 наименования. В приложении приведены документы, подтверждающие внедрение и ■ практическое значение результатов работы.

2. ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ 2.1. Состояние проблемы

Среди актуальных задач современной науки о прочности важное место занимают поиски связей между механическими характеристиками. найденными в различных испытаниях г на трещиносгойкость, ударную вязкость, растяжение, твердость и др. Наличие таких связей открывает возможности безоСразцовой оцекга свойств материалов. 0 постоянном интерэсе к данной теме свидетельствует большое число отечественных и зарубежных публикаций.

Сложность определения трещиностойкости, ь.>о6ходемость использования очень больших образцов при испытаниях низкспрочных материалов привели к исследованиям возможностей упрощенной оценки вязкости разрушения. Известные экспериментальные данные констатируют наличие корреляционной связи трещиностойкости с характеристиками прочности, ударной вязкостью, размерами зоны вытягивания и структурными факторами при разных температурах. Однако, предложенные эмпирич>" лше формулы носят частный характер.

В теоретическом плане указанная задача рассматривалась неолкжра-чо. Получено несколько соотношений между критическим раскрытием трещины, коэффициентом интенсивности напряжений, модулем Юнга и пределом текучести материала. Из-за различия допущений, заложенных в эти формулы, результаты расчета по ним не совпадают. Разработаны также фиг ческие модели, позволяющие описать те;«шературно-скоростную зависимость трещиностойкости. Они довольно сложны и оперируют специальными параметрами микромчхзнизма разрушения (локальнее напряжение микроотрыва,-

характеристическое расстояние от вершины трещины, размер зо.тш процесса), методы определения которкх не всегда приводят к устойчивым результатам. Представляя безусловную ценность для понимания шпсрдаеханизма разрушения, эти модели едва ли применимы для практической косвенной оценки трещиностойкости. Таким образом, методы црогноз1грования вязкости разрушения стали по другим механическим свойствам в широком диапазоне температур и скоростей деформации требуют дальнейшего развития.

Делаются также попытки определения трешшостойкостя (К[ ^) по фрактографическим параметрам излома, что позволяет обойтись без специальной аппаратуры для регистрации роста трещины. В этом плане наибольшее внимание исследователей привлекает зона вытягивания, ширкну которой при определенных условиях можно рассматривать как константу материала. Однако, физико-математических моделей для расчета К1 = по ширине зоны вытягивания не существует. Поиск такой функциональной зависимости является актуальной задачей механики разрушения.

В настоящее время температурно-скоростные интервалы эксплуатации объектов техники естественно расширились. Основными материалам:! для множества изделий являются железоуглеродистые сплавы с 0.11.К. кристаллической решеткой» которые склоннк к упрочнению п охруячивашао при низких температурах и высоких скоростях деформации. Это ставит задачу разработки методов оперативной оценки механических свойств в названных условиях. При комнатных температурах для указанных целей широко используют измерение твердости. Однако, соотношения между твердостью и другими механическими свойствами в условиях низких температур и высоких скоростей нагружения изучены недостаточно. Исследования такого рода имеют важный научный и практический смысл.

Для неразрушакщей оценки свойств по твердости в условиях производства, монтажа и эксплуатации крупногабаритных металлоизделий широко используют переносные твердомеры статического или динамического действия.

Из приборов статического действия наиболее совершенными и известными в пашей стране являктся твердомеры Ивановского завода ЗИП, а также приборы типа МЭЛТ, созданные в Московском энергетическом институте. Работы по созданию переносных

твердомероз широко ведутся' и рядом зарубежных фирм.

Приборы ударного действия но нуждаются в закреплении на испытуемом объекте, работают при любом положении в пространстве, не требуют приложения больших нагрузок, имеют небольшую массу и габариты. Однако, до недавнего времени точность их была невысока. Благодаря работам, выполнении в ВолгГТУ, удалось поднять ее до уровня стационарного оборудования. Получены зависимости для определения статической твердости стали методом ударного вчрдрония двустороннего конуса НК и шарика НВ в поверхности объекта исшта-ний и эталона (индексы "о" и "в", соответственно):

f d I2 1)э D - /i^Tf ТЦ

^ а- ' i ; -FF=t= ■ -ё • (1)

0 > d - т D - d2 0

о

Здесь 1) и 1)'- динамические коэффициенты твердости по конусу и шарику, определяемые отношением динашческой твердости материала к его статической твердости; d - диаметры ударных отпечатков; Б -диаметр сферического иядентора. Если угол при вершине конического индентора составляет 136°, то HK=HV.

Для практической реализации метода разработан ГОСТ 13661-73. Учитывая потребности промышленности, целесообразно распространить указанный метод на другие материалы и числа твердости.

Возможности определения твердости материала различных деталей и конструкций довольно ограничены. Одна из проблем состоит в том, что нельзя измерять твердость непосредственно на поверхностях, обладающих значительной кривизной (например, поверхность усиления сварного шва). Такие детали часто не могут быть подвергнуты испытанию без нарушения их формы, поскольку требуется подготовить плоскую площадку. Кроме того, удаляются поверхностные слои металла, зачастую несущие вашу» информацию о его свойствах. Попытки распространить существующие методы измерения твердости на испытания криволинейных образцов до настояиего времени носили частный характер. Общие причины расхождения чисел твердости, измеренных на плоских и криволинейных поверхностях, не изучены.

Другая проблема связана с низкой производительносью твердомеров, предназначенных для измерения твердости по Бринеллзо

или Виккереу. Повышение производительности невозможна без замены визуального контроля диаметра или диагонали отпечатка автоматическим измерением его глубины. Это требует ответа на ряд вопросов чисто научного характера, поскольку профиль отпечатка после упругой разгрузки не повторяет очертаний индентора.

Решение нззванных задач позволит существенно расширить возможности оперативной оценки механических свойств металла.

2.2. Аналитическое исследование связи трещиностойхости и деформации на фронте трещины

Со времени обнаружения в 1968 г. зоны вытягивания между фронтом тсеаины и областью долома, продолжаются исследования этого феномена. Поиск функциональней зависимости между К, и

I с

размерами зоны вытягивания является актуальной задачей механики разрушения. Попытка подхода к указанной проблеме излагается ниже.

Рассмотрим краевую трещину (рис. 1, а) в стандартном образце для испытаний на вязкость разрушения при плоской деформации (например, по методу внецентренного растяжения или трехточечного изгиба). Считаем материал несжимаемым. Свяжем начало координат с вершгпой треиюш. При монотонном возрастании нагрузки раскрытие тг :дики 6 и протяженность г пластической зоны на ее фронте также увеличиваются, достигая в некоторый момент времени критических величин. Это состояние материала, непосредственно предаествулцее разрушению, схематически представлено на рис. 1, б.

Интенсивность напряжений 0 на фронте трещины вдоль оси х является функцией интенсивности деформаций £

°1 ~ ФСе»(2)

График этой функциональной зависимости эквивалентен диаграмме

растяжения ооразца. Поэтому величину можно представить как

£, = + £'. (3)

где и £* = 0 /ЗС - соответственно пластическая и упругая составляющие истинной деформации (С - модуль сдвига).

Пусть до деформации линейный элемент на фронта трещины имеет длину Ат и ограничен справа точкой т (рис. 1, а). В процессе нагружения, благодаря симметрии силового поля относительно оси х, эта точка испытывает только горизонтальное перемещение Тогда

Рис.1. Деформация линейного элемента Ах на Фронте трещшш нормального отрьша

Рис.3. Зависимость 0„ ,(Т): ^ 0*2

0о,2П 15 °о,гп " текучести

и его аффективная компонента при

температуре Тц; 0о 21-атермичес-

кая компонента предела текучести

Гис.2. Сопоставление расчетных (о) и опытных (в) значений . ширины ¡У золы вытягивания

Рис.4. Проверка уравнения (21) и зависимости К1О(К1с/0в), К1с(К[о/5 ) для сталсй 15Х2ЮШ (о), 10Г2ФВ (А), В ст. 3 кп (+).

абсолютная деформация ¿и элемента кх определится как

¿и = их - Я. (4)

где 1Г - смещение в начале координат (ширина зоны вытягивания).

На оси х напряжения 0 , 0^ и деформации £ж, £ , Е^ являются главными. Интенсивность деформаций определяется по формуле

е, = Ц /(£ -е )а+(£ -е )3+ (е -6 )2 . (5)

> 3 х у уж ж я

Для плоской деформации £ =0. Полагая, что ввиду малости упругих

2

деформаций в вершине трешины £р+£р+£р *£+£+£« о и £ = -£ ,

. » у * х у ж х у

получим

= 1я = ±1,1558,. (6)

Для простоты пока условимся, что знаки 6' и £х совпадают.

Примем допуце!Б!9 о том, что величина упругопластичбской деформации Е^Аи/Аг вдоль оси х пропорциональна перемещению на фронте трещины:

Аи/Аг = -сиж. (7)

Здесь знак "минус" свидетельствует о сжатии материала. Переходя к пределу в уравнении (7), получим

» -Сйх. (8)

х

Решение уравнения (8) дает

1п О * -Сх + 1п А. (9'

X

Для определения конствнты • А воспользуемся граничным условием, согласно которому в вершине трещины х = 0; и^ = И. Тогда А-1Г, и

ия = у.е*". (10)

Из уравнени"- (6), (7), (10) имеем

е1 =»-1,155агв"в". (11)

Легко видеть, что в вершине трещины ^=-1,155СЖ. Мы полагаем, что в этой точке величина £( по -одулю равна истинной упругсштастической деформации разрушения материала при

рэстяжэнки. Доля упругой деформации составляет здесь 1-2 % по отношению к пластической составляющей и ей можно 'Тренебречь. На этом основании величину £ определяем из соотношения

е, *-1»(Н>>, • (12)-.

где ф - остаточное относительное сужение при растякевли. Тогда С = -£/(1.1551?). (13)

Следовательно

£( = •ехрГ^х/(1,155йг)].

Наномгаш,. что величина ранее лр;шята отрицательной, поэтому следовало бы подставлять в последнее выражение со знаком "ьпшус". Понимая далее под интенсивностью деформаций ее абсолютную величину, окончательно представим последнюю формулу в виде

= £г.ехр[-£гг/( 1,1551Г)1, (14)

где уке, как обычно, положительна.

Ширину зоны вытягивания V в уравнении (14) определяем по фрактограмме после разрушения образца. Известные литературные данные подтверждают экспоненциальное распределение деформаций «а фронте трещины, предсказываемое Формулой (14).

Для расчета величины Т/ воспользуемся условием, согласно которому на упругопластической границе х=г, £1=0Г/ЗС (ом. соотношение (3)). Решение уравнения (14) для этого случая будет

0,866-Г

* = Ш £г1п(0/ЖГ • (15)

Известная оценка протяженности пластической зоны г вдоль оси х, основанная на упругом анализе поля напряжений, дает:

а

(16)

P.Uglül.

1 с

Л

Из выражений (15) и (16) ширина зоны вытягивания V равна

1 f O.S66-£f

[ ¡^ 1п £f-ln(0T/3G) • (17)

откуда

* = "21

0_ /2ХЩ1п£, - 1п(0 /30)J К..=тг1н/ -1ПВЖ1-2- • (13)

Se ~ 1-2(1 i 0,866£^

Из уравнения (18) видно, что критический коэффициент интенсивности напряжений можно рассчитать непосредственно по ширине зоны вы-

тягившшя И и механическим свойствам металла. Таким празем, формула (18) представляет собой деформационный критерий разрушения. Благодаря исследованиям. выполненным ранее М.П.Марковцом, М.Матюниным и др. авторами, величины и можно найти -по твердости, что существенно упрощает использование уравнения (18).

На графике рис. 2 сопоставлены расчетные и экспериментальные значения № для вязкой корпусной стали 15Х2НМФА при различных температурах. Вычисления выполнены по формуле (17). Модуль сдвига в и коэффициент Пуассона Ц на упругопластической границе приняты рапными 0,8-105 МПа и 0,33. Видно, что ниже температуры 223 К согласие теор;;;: с опытом вполне удовлетворительное. В то же время при комнатной температуре экспериментальная величина № гораздо меньше расчетной. Причиной этого расхождения может быть либо рост упрочнения с повышением температуры, либо докритический рост трещины. Поэтому величхшы К и <1, отвечающие действительному моменту ее старта, должны быть меньше, чем К, и Л . Справедли-

1С 1 6

вость указанных рзссуядекий подтверждается нашими расчетами по литературным данным для сверхпрочной стали 0,45С-Ш-Сг-Мо. В условиях комнатной температуры у нее не наблюдался докритический рост трещин, и определенные по формуле (17) значения IТ практически соепэли с экспериментальными величинами.

2.3. Исследование связи трещиностойкости, ударной вязкости, прочности и твердости сталей

Протяженность малой пластической зоны у вершины трещины пропорциональна отношению (К)а/30 2)3 и зависит от температуры. При условиях подобия микромеханизмсв разрушения и соблюдении геометрических условий достоверного определения К, данные

1 С

испытаний для малых и больших образцов обычно укладываются на одну кривую К. (Т). Типичная зависимость 0 „(Т) для металлов и

1 с О» 2

сплавов с О.Ц.К. решеткой приведена на рис. 3. Температура Тп отвечает переходу от пайерлеовского механизма пластической деформации к диффузионному и равна 0,15-0,2 от Т плавления.

Используя известное разложение деформирующего напряжения на эффективную (термическую) 0* и внутреннюю (атермическул) компоненты (см. рис. 3), ш получили следущее линейное

относительно параметра К1с/0О в уряьисшо

где =К1оОо п/0 а - константа, названная приведенной трещико-стойкоотью материала. Она не обладает температурно - скоростной чувствительностью и графически изображается отрезком, который оусекаат прямая К1с(К /0О а) на оси ординат. Таким образом, зависимость К, (Т) низколрочных. сталей обусловлена долой

1с з

эффективной компоненты 0О 2/Оо а в пределе текучести.

Зависимость, аналогичная уравнению (19), сохраняется при

деформациях, отвечающих как пределу прочности О , так и истинному

в

сопротивлению разрыву. На рис. 4 в координатах К, -К, /О

1 С 1 С

графически представлстч такие данные для ряда сталей. Нарушение линейности некоторых зависимостей в области высоких температур скорое всего есть результат изменения микром0*таима разрушения: в интервале 77-173 К разрушение рассматриваемых сталей происходит путем т-нутркоеренного окола. Выше 173-243 К дет.ашпрует вязкий отрыв. Геометрические условия достоверности значений К в втой температурной зоне уже не выполнялись, и расчеты проведены по . , вычисленным через J - интеграл, В опытах с образцами большой толщшш подобных отклонений не наблюдается. Таким образом, к расчетам К, по величинам 3, следует

I С I С

относиться с . осторожностью. Предлагаемый критерий трещиностойкости позволяет в ряде случаев отказаться от использования ¿-интеграла для прогнозирования величин К, .

I С

Далее в диссертации исследована обобщенная зависимость к К

-Г = в -тг-^Ьг + с- (20)

в 0,2 в

где

,.+ 0», ( К. (О* , + С* ) ко*

0,21 В1 п _ I 1с 0,2 В 1в В

в = —р-— , о = I —а ■ б---гг

1

3)

В1 I. 0,2 В В

Константы В и С сохраняют неизменную величину для сталей различных марок и уровней прочности. Уравнение (20) описывает зависимости, между к, и механическими свойствами многих

I С

материалов с помощью одной прямой и может использоваться для

- 1Э -

ориентировочной оценки трещиностойкости непосредственно по величинам пределов текучести 0д и прочности 0д.

Установленные при исследовании рассматриваемого критерия трещиностойкости закономерности позволяют предложить также следующую обобщенную форму его записи

К, .0*(0)[-*-р 1о I £ ' К к1о=--^-+(аоьУр^ +ка0'6] (21)

Здесь а, ¿4', к - константы; С- модуль сдвига; р - исходная плотность дислокаций; Р'- коэффициент размножения; <1 - размер зерна; 0г- деформирующее напряжение; 0*(0) - значение эффективного напряжения при абсолютном нуле; € - функция деформации.

Данное уравнение справедливо в' области равномерней деформации. Первое слагаемое в правой части не зависит от температуры и подобно по смыслу приведенной трещиностойкости X, .

i о

Приведенные в работе результаты свидетельствуют о применимости предложенной модели для чугунов и сталей различных (в том числе и высоких) уровней прочности.

Затем нами была исследована связь предложенного критерия- о известными моделями и установлены теоретические зависимости между параметрам микромеханизмов разрушения и приведенной трещкностой-костью К* . Предложено определять минимально возможную

1 о

трещиностойкость #материала К^ по ординате точки пересечения зависимостей К, (К. /Я „) и К. (К. ).

1о 1с 0,3 1о 1о К

В следующем разделе рассмотрена возможность оценки трещиностойкости по твердости материала. Сопоставление характеристик прочности и твердости большого числа трубных сталей при 77 = т 5 293 показывает, что функция 0О а(НВ) не может быть от;сана одним уравнением во всем рассматриваемом температурном диапазоне. В то же время, связь между пределом прочности п твердостью отвечает известному уравнению

ав ^ С'НВ. (22)

О учетом этого обстоятельства получена следующая зависимость

к1„ • с + щ (23)

где ПВ(- атермическая компонента твердости по Бринеллю.

Уравнение (23) позволяет предложить простой метод прогнозирования трещиностойкости. Для втого сначала определяют К при Т = 77 К, когда размеры образцов невелики. Потом

» с

експерименталыю устанавливают зав. .симость НВ(Т), чтобы найти твердость НВ при Т = 77 К и температуру Тц. Далее, определяют атершчсскую компоненту 1Ш1 как значение твердости при температуре Тд, полученное путем выдержки внедренного в металл индентора под нагрузкой в течение нескольких часов, пока не прекратится заметный рост отпечатка. При этом все близкодействующие препятствия оказываются преодоленными за счет термических флуктуаций, а приложешгсе к образцу напряжение уравновешгвсется величиной НВ.

После втого в координатах К, - К, /НВ наносят точку, отводе 1с

чающую температуре 77 К и проводят через нее прямую под углом 0. к оси абсцисс (К1о/НВ), причем tg (ЫВ^М^/Му), а Мх и Ну - масштабы величин по абсциссе ординате. Точка пересечения етой прямой с осью ординат даст величину свободного члена в уравнении (23). Другой вариант предлагаемого метода не требует знания всей температурной зависимости твердости НВ(Т). Достаточно определить НВ и Кт при двух температурах, например, 77 и 173 К, а затем

* С

провести через две полученные точки в координатах К, - К, /НВ

I " 1 О

прямую линию.

Корреляционно-регрессионный анализ точности уравнения (23), выполнений для выборки, содержащей 48 пар значений К1о и НВ для стали 15Х2НМФА0 дал величину коэффициента корреляции 0,998 и стандартную ошибку определения К, - ' 3,817 ЫПаЛ?, что

V с

свидетельствует о высокой достоверности разработанной методики.

Наши эксперименты и расчеты' по литературным Данным доказывают существование линейной зависимости КСТ-КСУ/НВ в интервала переходных температур:

КСУ = А + НВП-КСУ/НВ. (24)

Во всех случаях угловой коэффициент равен пороговому значеяка твердости НВП при температуре фазового перехода от пайэрлсовского механизма пластической деформации к диффузионному. 0 использованием атей зависимости был разработан метод прогнозирования ударной вязкости КСУ в интервале критических температур хрупкости и из уравнений (23) и (24) получено соотношение меяду КСУ и К :

KCY - А _ НВП-КСУ

к, - с - на,-к, • (25)

lo lio

Практическим результатом стой работы явилось создание пакета прикладных программ для прогнозироваш1я трещиностойкости, ударной вязкости и их взаимного пересчета в широком интервале температур.

2.4. Оценка твердости и хладноломкости по глубине отпечатка

Широко распространенный метод определения твердости по Бгиксллю НВ отличается низкой производительностью. С точки зрения его автоматизации более предпочтительным является определенна твердости 1Ш по глубине отпечатка 1 под нагрузкой. Причем,

t = (Б-/са - с13). (26)

Твердость в втом случае определяется по известной формуле

НВ = (27) '

Однако, проще, надежнее и Лолее точно можно измерить восстановленную глубину отпечатка 1ь Зависимости для перехода от 11 к диаметру отпечатка <1 получены на базе решений, содержащихся в работах Г.Герца, С.Е.Беляева, М.С.Дрозда, Г.В.Гурьева:

, - (к + к )Р

(1 = —1 а 3 , (28) у

ау = И3. (29)

где а - сближение сферического индентора (индекс "1") и испытуемого тела (индекс "2"), обусловленое только их упругими смещена--щ И и (¡)3 в центре контакта, вычисленными с учетом пластической деформации в отпечатке. При этон

/а,а (к + к„)3 РЯ

- уЧ—ьгггклп • (30)

Здесь , .

1 - Uf 1 - И'

= "I)

1 з

.Приняв глубину восстановленного отпечатка h, образовавшегося на испытуемой поверхности при данных нагрузке Р и диаметре шарика D, по формуле (30) вычисляют Q , затем по формуле (28) - диаметр отпечатка d, по которому находят величину твердости НВ в соответствии с формулами (26) и (27).

Описанным методом получены таблицы значений твердости по Бринеллю НВ в функции глубины восстановленного отпечатка h.

Экспериментальная проверка указанного метода была выполнена на твердомере типа ТШ-2 при помощи сконструировашюго на ми устройства для непрерывной записи диаграммы вдавливания индентора. Для контроля также осуществлял:! измерения h с помощью индикатора часового типа. Выло установлено, что значения твердости НВ,, определенные по предлагаеьиму методу, с точностью

Л

до 3 % совпадают со значениями твердости НВ стальных образцов по ГОСТ 9013-59. За счет совмещения операций погружения шарика и измерения глубины отпечатка существенно сокращается время испытаний и создаются условия для авте ¡атизации процесса контроля твердости.

Традиционные методы определения критических температур хрупкости путем разрушения образцов и анализа фрактограмм весьма трудоемки. Поэтому представляет интерес развитие экспресс -методов их оценки. Зависимость твердости НВ(Т) можно описать как

НВ = k-exp(BSS). (32)

Отсюда

1л НВ = Ln А + В/Т. (33)

В работах Т.Оку, С.Сато и Т.Фуджимуры впервые было установлено соответствие между критическими температурами при испытаниях на ударную вязкость и положением изломов на графике линейной зависимости lg HV - 1/Т. Пользуясь уравнением (33), можно показать, что для оценки критических температур хрупкости удобно использовать глубину отпечатка t. Из выражений (27) и (33) получаем

-In t = const + В/Т . (34) .

Знак перед величиной 1п t не влияет на положение изломов у зависимости 1п t - 1/Г относительно оси обратных температур. Поэтому при построении графика 1п К1/Т) его мозага опустить.

Для определения температур перехода в хрутаое состояние плоские полированные образцы углеродистых сталей, а также индентор и платиновый термометр сопротивления типа ТСП-21 погружали в сосуд с хладагентом и задерживали 10 мин. при температуре -100 °С. Затем, внедрив сферический индентор в поверхность образца, оставляв его под максимальной нагрузкой 7355 Н до тех пор, пока температура не повысится до уровня комнатка.'* 'около 20 мин.). По мере прогрева образца самопишущее устройство осуществляло запись приращения глубины отпечатка в функции приращения температуры). Представив зависимость между глубиной отпечатка и температурой в координатах 1п I - 1/Т, определяли критическую температуру перехода в хрупкое состояние по точке излома графика для каждой марки стали. Ее величина в каждом случае весьма Слизка к температуре, при которой наблюдалось 50 % волокна в изломе. Это свидетельствует о возможности оценки критических температур хрупкости сталей по глубине отпечатка сферического индентора.

2.5. Развитие динамических методов определения твердости металлов

Ранее в ВолгГТУ был разработан метод повышения точности твердомеров ударного действия (см. стр. 12). Для решения вопроса о его применимости при низки температурах мы экспериментально исследовали комплексное воздействие температурно-скоростного фактора на^твердость сталей Овкп, 20, 45, 09Г2С, 15У-СНД, ЗОХГСА при статическом и ударном внедрении сферических и конических инден-торов. Эксперименты выполняли на образцах, находящихся под слоем охлаждающей жидкости, на стационарном приборе ТЛ-2 и вертикальном копре со свободно падающим грузом при начальных скоростях удара 1-3 м/с. Анализ полученных данных показывает, что зависимости Т) от температуры для легированных и углеродистых сталей имеют различный характер, хотя статическая твердость при комнатной температуре может совпадать. Следовательно, величина 1) при низкой

температуре не является функцией только статической твердости стали и скорости нагруження (как это наблюдается при комнатной тешературе), е ззвисит от особенностей химического состава к структуры стали. Е связи с этим 'применение динашческого метода измерения твердости пи низких температурах bosmokio только в качестве технологической пробы для определенных марок сталей, для которых иовзстна зависимость Т|(Т). В то s:e время, по нашим данным, в условияi комнатной температуры зависимость . Т](Т) практически всех конструкционных сталей для индентора конкретной форды может быть описана одним уравнением. Таким образом, при контроле твердости приборами ударного действия по ГОСТ 18G61-73 измере:-шя следует проводить при температурах, близких к комнатной.

В связи с поставленной в данной главе диссертации задачей разработки динамического метода определения твердости по Роквел-лу, экспериментально изучались закономерности изменений формы конического отпечатка в результате упругого последействия пластически деформированного металла. Были испытаны образца сталей 10, 35, 45, 40Х, ШХ15, ЗОХГСА, 40ХН, У8А разных уровней твердости. Конусы вдавливали статической (на прессах ТШ-2 и ТК-2) и динамической (при помощи ударного прибора ВПИ-ЗК или копра со свободно падающим грузом) нагрузками. Измеряли диаметры восстановленных ilB и невосстановленных d отпечатков на уровне гребня наплыва. Во всох случаях dB>d, то есть, со снятием нагрузки происходит упругое восстановление отпечатка. Оно имет иной характер, некели у отпечатка шара, гдо после разгрузки диаметр уменьшается. Кроме того, очевидна тенденция к росту отношения dB/d по мере увеличения твердости испытуемого материала. Для выяснения причин этого явления с поверхностей восстановленных отпечатков были- сняты реплики из парафино-стеариновой смеси или сплава Вуда. Установлено, что как яри статическом, так и при ударном нагружении угол конусности восстановленных отпечатков увеличивается по мере возрастания твердости металла. Профиль востановленного отпечатка имеет криволинейные очертания и отличается от профиля индентора. Искажение форш отпечатка за счет упругого последействия тем заметнее, чем тверже сталь. Интенсивность изменения профиля мало зашскт от величины угла конического индентора.

В процессе разработки динамического метода определения

твердости по Роквеллу выведены следующие зависимости:

(1/а

(ЮО-ШМ, (35)

- у

о НП0о= 100 - Ко "пэ По л

ЮВ0= 130 - ьо % ч

■(130-НЛВЭ), (36)

где НЯС и НРВ- статическая твердость по Роквеллу, шкалы "С" и "В"; Ъ - глубины динамических отпечатков инденторз; индексы "о" и "э" соответствуют испытуемой детали и эталону.

В результате решения этих уравнений составлены таблицы твердости ЯР = /(ГО„, Л Для реализации предложенного метода оп-

о э о э

ределения твердости разработана конструкция портативного твердомера ВПИ-1Ш (рис. 5), совмещающая процессы ударного нагружения индентора и измерения глубины отпечатка. -В диссертации описана методика определения твердости с его помощью.

Теоретическим анализом точности и последующим статистическим анализом результатов экспериментальной проверки установлено, что точность предложенного метода определения твердости 1Ш с помощью приборов ударного действия приближается к уровню точности

Рис.5. Ударный твердомер ВГОНЮ

1-корпус, 2-шток, З-индикатор 4-крышка, 5-боек. 6-пружипа, 7-гайка, 8-рычаг спуска.

0,06

0.03

0,2

0.4 Т/Т„

Рис.6. Зависимость нормированной твердости НК/С от гомологической температуры: А-титан; Д-магвий; о-кчдмий; ф-никель; а-медь; п-свинец

8

0

статических твердомеров типа ТК. Распределение ошибок подчиняется закону нормального распределения.

С целью расширения области применения приборов ударного действия нами были изучены закономерности статической и динамической твердости серых и специальных высокопрочных чугунов различных марок (СЧ 15, СЧ 21, СЧ 28, ЛПХН, СПХК, СШХЮ, а также 39 различных цветных металлов и сплавов. Для чугуна установлены следующие зависимости динамических коэффициентов от статической твердости по конусу с углом заострения <^136° (известно, что НК1Э6=НУ):

1^=1,02-3,5 • Ю*6 -НУ (37)

и по Бринеллю

1)'=--0,25 У0- 3.77-10"6-НВ + 1,218. (38)

Здесь У0~начальная скорость удара. Твердость измеряется в МПа.

Исследованные цветные металлы принадлежат к разным группам периодической системы, имеют различные типы кристаллических решеток и температуры плавления. Этим объясняется широкий спектр получаемых значений твердости (НУ 40+3000ДЯ1а). Для более корректного сопоставления полученных данных на рис. 6 они представлены в нормированных координатах для ГЦК и ГПУ-металлов. В качестве параметров нормирования твердости и температуры приняты соответственно модуль сдвига и температура плавления. Даже дл~ материалов с одинаковой кристаллической решеткой (ГЦК - N1, Си, РЬ{ ГПУ - СМ. Чз, И.) зависимость Щ/С-Т/Т^ не может быть описана одним уравнением. Однако, обращает на себя внимание следующее обстоятельство. Температурите зависимости нормированной твердости для разных металлов с одинаковым типом решетки представляют собой кок бы фрагменты одной кривой, смещенные на разную высоту вдоль оси ординат. Передвигая кривые в вертикальном направлении до совмещения можем получить одну плавную кривую. Отмеченная закономерность, возможно, связана с совпадением величин эффективного напряжения при одинаковых гомологических температурах для разных металлов. При етом значения атерыической внутренней компонента деформирующего напряжение у каждого рассматриваемого металла в общем случае неодинаковы. Установленные здесь зависимости для ГПУ и ПК-металлов согласуются с данными Беннота и Синклера о температурной зависимости эффективной килганенты предела текучести железоуглеродистых сплавсв в ОЦК-металлов VI А группы: вольфрама.

хрома и молибдена. Приведенные результаты свидетельствуют о тем, что в пределах каждой изомеханической группы зависимость нормированной на модуль упругости аффективной компоненты деформирующего напряжения от гомологаческой температуры, повидимому, можно описать одной кривой. Однако, единой зависимости НК/С - Т/Тпл для металлов, принадлежащих к разным изомехвническим группам, не существует. Что касается многокомпонентных сплэеов цветных металлов, то отнести их к какой-либо определенной изомеханической группе затруднительно, что еще больше усложняет систематизацию экспериментальных данных. Однако, наши эксперименты показали, что, как и длл чугунов разных марок, для всех исследованных цветных металлов и сплавов существует единая зависимость воличгсш динамического коэффициента 11 от статической твердости материала по конусу при комнатной температуре:

^4.675 - М35-Н7 при НУ £ 250 МПа (39)

и

П=1.Э + ^ 117 г 250 №а- (40)

Далее, исполььуя уравнения (1), мы получили таблицы твердости испытуемого металла НУ =/(КУ„, <1./Л„) и НВ =/'НВ„, <1„/4„).

О Э а О О ЭЭО

Как пекззали эксперименты, погрешность определения твердости не пговивает ± 6 %, что вполне допустимо для технологического контроля в производственных условиях (замет™, что при расчете твердости по уравнениям (1) без динамических поправок !)„/1)„ и 1)1/Т)1

э о э о

погрешность достигает 30 35). Это дало возможность предложить динамические методы измерения твердости чугуна, а также цветных металлов и сплавов, и создать новый ГОСТ 28868-90 "Металлы и сплавы цветные. Измерение твердости методом ударного отпечатка".

2.6. Оценка склонности сварных соединений к хрупкому разрушению по твердости металла шва

В практике эксплуатации аппаратуры из двухслойных сталей известны случаи аварий из-за растрескивания сварных швов. Такие швы на отдельных участках, а иногда и по всей длине имеют твердые и хрупкие мартенситные структуры, которые трудно выявить существующими методами контроля. Исследования показывают, что при увеличении количества мастенситной составляющей твердость металла

¿та заметно повышается. Г.П.Карзовым, В.il.Леоновым и Б.Г.Ткмсфэе-внм показано существование зависимости К, /О ,=/(HY) 'для

1С О у л

околоиовной зоны сваршх соединений стали Cr-Mo-V композиции. В связи с втим очла проверена возможность оценки склонности металла шва к растрескиванию по его твердости, без разрушения конструкции. Однако поверхность сварного шва обычно имеет криволинейные очертания, а значения твердости на плоских и криволинейных образцах в принципе не совпадают. Ешгалненяв же плоских площадок резко повышает трудоемкость контроля и практически лишает его смысла, ибо наиболее подверженные охрупчивышю поверхностные слои при атом удаляются. Поэтому оказалось необходимым исследовать влияние кривизны на результаты измерений и разработать специальные методы расчета действительных чисел твердости по результатам испытаний на криволинейных поверхностях.

Сначала был рассмотрен вопрос о соотношении размеров отпечатков на плоских и криволинейных поверхностях. Конический или сферический индентор рдавливали одинаковой нагрузкой в сферические выпуклые и вогнутые образцы и в подготовленные на их поверхностях плоские площгдаси, после neiо измеряли диаметры отпечатков. Затем опыт повторяли при ббльшкх нагрузках. Установлено, что для малых степеней нагружения P/D2 наблюдается значительная разница между диаметрам:! отпечатков шарика ä и dFp на плоской и сферической поверхностях, тем большая, чем больше кривизна испытуемого образца. С ростом P/D2 эта разница постепенно убывает, и отношение cL_/d стремится к единице. При больших г Р

значениях P/D , отвечающих стандартна.! условиям измерения твердости HRB по Роквеллу, диаметры и площади поверхностей отпечатков на плоских и криволип ,-йных образцах одной твердости равны между собой. Также установлено, что при испытаниях конусами с различными углами заострения размеры отпечатков и площади их поверхностей не зависят от кривизны образца, если отсутствует краевой вффект.

Чтобы получить представление о характере распределения давлений по поверхности контакта, был использован следующий метод: лепытуэшй металл затекает в узкую вертикальную щель в штате, образуя "гребешок", высота которого пропорциональна давлению на

поверхности контакта. Показано, что контактное давления.. распределены по поверхности штампа неравномерно. Это согласуется с результатами аналитических решений. При одинаковых нагрузках ^опыты показывают качественно одинаковое распределение давления'по поверхностям отпечатков как на плоских, так и на сферических образцах. Диаметры отпечатков также равны между собой.

Анализ установленных закономерностей формирования отпечатков показал, что основная причина существенного расхождения значений твердости НИ, измеренных на плоской и криволинейной поверхностях, состоит в том, что величина перемещения (внедрения) иядентора, по которой оценивается твердость НЯ^ на криволинейных поверхностях, не соответствует конечным размерам отпечатка: действительная глубина Ь коночного отпечатка (р::о. 7) на выпуклых сферических поверхностях меньше, а на вогнутых - больше на величину Ай, чем • общее перемещение индентора 11'. отсчитываемое индикатором прибора от исходной точки, леЕ-ащой на криволинейной поверхности, и лишь при испытании на плоскости Ь'= Ь. Поэтому величины твердости Ей, измеренные на выпуклых поверхностях, имеют заниженные значения, а на вогнутых - завышенные в сравнении с твердостью этих же материалов на плоских поверхностях.

Твердость НЕС и ШШ можно представить как функцию площади контакта Р индентора с поверхностью испытуемого тела:

где С и-^-константы, обусловленные соответственно закруглением стандартного конического индентора с углом ((Ы20° и ценой деления шкалы твердомера, г - радиус кривизны поверхности отпечатка.

Как установлено выше, при измерении твердости по Роквеллу площадь контакта индентора с испытуемым телом не зависит от формы поверхности последнего. Это позволяет рассматривать формулы (41), (42) как обобщенные выражения, справедливые при испытаниях коническим индентором как на плоских, так и на криволинейных поверхностях с произвольным сочетанием главных радиусов кривизны Я и Яа. Тогда площадь ? можно найти как

(41)

няв = 130 - 4505!^ ,

(42)

JSl <1

XL/

-л

Риз* 7» Схема отпечатков конуса на выпуклой (а), плоской (б) и вогнутой (в) поверхностях; и-и - линия отсчета

ЕЕС 1.4

1.0

0.6

0.2

л ■Jfe.

6 8 10 20 |В ,

HV

о1 -О.

•4» •< W -».I 0 41 V л

Рис. 8. Расчетные зависимости Hac^/Hacill^l) и Bf/SV^ä^/R^ для материалов различной твердости; на верхнем графике кривые 1, 6-30 HR0; 2, Ъ - 40 НЛСг 3. 4 - 60 HR0. Точки на никнен графике - литературные данные

е

Входящие в ото выражение частные производные определяются из уравнения конической поверхности индентора. Область интегрирова-1шя Б представляет собой проекцию боковой поверхности отпечатка аа плоскость хоу и определяется пределами интегрирования по х и у. Эти пределы для каждого значения Л' находили из уравнения по* верхностей хшдентора и испытуемого тело при равенстве нулю координата 2.

Аналогично решается вопрос для твердости по Виккерсу, имеющей Физический смысл среднего давления на поверхности контакта:

s

По рассмотренной мотодике составлены таблицы действительных значений твердости для различных форм испытуемых деталей, которые затем обобщены па основе следующих параметров:

Инварианта кривизны Я„ рассматривается как радиус

Ö

"эквивалентной" сферы, при испыташш которой получаются такие жэ

значения HR.„, как и нэ поверхности с различными главными рьдиу-кр

семи г.ривизны Rf и Rs- Инварианта диагоналей пирамидального отпечатка d.,. освобождает от необходимости выдергивать определенную

о

ориентацию индентора относительно главных плоскостей крпг:изнн детали. Благодаря этому число необходимых таблиц можно сократить. Из рис. 8, на котором представлены обобщенные расчетные зависимости HRC /HRC=/([R I) и HV/HV =/(dn/?.a), следует, что влияние

кр э кр Э w

кривизны при низкой твердости и большой кривизне образца может достигать 30+40 %. Оно проявл^тся при гс^аздо больших радиусах образцов, чем это предусмотрено в ГОСТ 9013-59 и ГОСТ 2999-75, регламентирующая, измерение твердости ERC и 117.

Результаты -экспериментальной проверю' свидетельствуют о высокой точности предложенных методик. Систематической

HV = =

(44)

RiRa

йэ = JC+TL' 1 2

(45)

погрешиооти не наблюдается, а случайные ошибки посят двусторонний характер, б подавляющем большинстве случаев не превшая 1 - 2 ' Выясненные в настоящей главе закономерности позволяют судить о правильности принятых в ряде действующих нормативных документов (ГОСТов, инструкций и др.) требований, касающихся измерения теердоотк на криволинейных поверхностях инденторами разных форм.

Далее разработанные методы измерения твердости на криволинейных поверхностях были применены для _ исследования сварных соединений биметалла.

Поскольку сварное соединение биметалла образуется совместным расплавом металлов, отличающихся по химическому составу, физическим и механическим овойотвам, для сварки плакирующего слоя необходимо применять специальные технологии исключающие интенсивное перемешивание наплавляемого и основного металла. Еоли у чисто аустенитной структуры твердость по Бринеллю составляет 1400 - 1600 МПа, то при 60 - 80 % мартенсита она уже равна 3500 - 4500 МПа. Это часто приводит к хрупкому разрушению швов. По указанной причине предельно допустимое значение значение их твердости ограничивают величиной твердости НУ 2500 МПа, что соответствует появлению в структуре более 30 % мартенсита. Исследования, выполненные в ШАД! РАН Н.А.Махутовым с сотрудниками, показали, что с позиций инициации хрупкого разрушения наиболее опасны трещины, расположению в сваранх швах, нежели трещины в самом биметалле. По указанной причине в настоящее время большое внимание уделяется разработке и совершенствованию надежных методов контроля качества сварных швов без разрушения.

В связи с этим был исследован характер распределения твердости по поверхности сворного шва. Исследования проводили на наплавках, выполненных путем автоматической сварки на листовой отали Ст.З электродной проволокой Х16Н25М6, а так;з на двухслойных сталях толщиной 8, 10 и 12 мм. Твердость на криволинейной поверхности наплавок измеряли методом, описанным в настоящем разделе, с помощью стационарного прибора ТП-2. Одновременно исследовали возможность использования для контроля качества сварных швов портативных твердомеров ударного действия ВПИ-4К, разработанных нами ранее. Базовая методика измерения

- ЗЭ -

твердости с помощью этих приборов была разработана для испытания на плоских поверхностях и предусматривала измерение диаметров конических отпечатков на эталоне и испытуемом объекте. Однако, при испытаниях на криволинейной поверхности сварного шва отпечатки имеют эллиптическую форлу. Было показано, что измерив оси а и с12 эллиптического отпечатка на криволинейной поверхности шва, можно вычислить диаметр "эквивалентного" кругового отпечатка &0 на испытуемой поверхности как

*оа ^ <4б)

в затем найти твердость Н70 по ГОСТ 18661-73 в соответствии О формулой (1).

Приведенные результаты также открывают возможность дальнейшего совершенствования динамического метода определения твердости металлов по Виккэрсу и позволяют заменять ранее использовавшийся призматический эталонный брусок сечения Ьх5 ш цилиндрическим стержнем такого нэ диаметра. Таксе усовершенствование упрощает технологию изготовления эталонов, увеличивает их "емкость" (на цилиндрической поверхности оталона умещается в 2 - 3 раза больше отпечатков, чем на призматическом бруске той же длины).

Выполненный нами анализ показьл, что результаты определения твердости на криволинейной поверхности наплавкп статическим и динамическим методе;.«, совпадают с точностью ± 6 %. Это огидете.^ствует о возможности падежного контроля твердости сварных швоз с помощью приборов ударного действия.

Далее был изучен характер распределения твердости ео внутренних слоях металла сварных швов, выполненных при различных режимах сварки. Исследуемые образцы толщиной от 8 до 14 мм сваривали т стзли 16ГС или двухслоГошх сталей 20К;Х17Н13М2Т, Ст.3+0X13 и Ст.3^03Х18Н10Т проволокой ЭП395 диаметром 5 им под флюсом АН-26 при постоянном токе.

Измеряли твердость стационарным прибором ТП-2 и ударным твердомером ВПК-4К в различна точках наружной 1фиволинейноа позер?ности шва. Затем обраь.л разрезали по осевой плоскости пва или Е поперечном направлении, и в полученных сечениях измеряли твердость металла на нескольких горизонтальных уровнял.

Исследования показали, что твердость как в продольном, так и в поперечном сечении шва отличается значительной неоднородностью. Поверхностная твердость наплавок и швов во всех исследованных случаях оказалась выше твердости всего остального объема металла ива. Поэтому отпадает необходимость контроля твердости по всему сечению евз. Достаточно ограничиться ее измерением на свободной поверхности усиления шва. Криволинейная форма последней пъ является препятствием для испытаний ввиду наличия соответствующей методики контроля.

При изготовлении cвap¿шx соединений используют сварочный ток как прямой, так и обратной полярности. Экспержэнты показали, что по мере увеличения силы тока твердость металла как на поверхности, так и в сечениях сварных швов возрастает, превышая предельно допустимое значение НУ 2500 МПа, соответствующее появлению в структуре более 30 % мартенсита. Особенно заметно твердость увеличивается при сварке, выполняемой на токе обратной полярности. В то же время, при оптимальном режима, т.е., при токе 600 - 800 А прямой полярности, не происходит заметного от!гонения твердости и она не превышает предельно допустимую. Таким образом, измерение- твердости металла шва можно использовать и для контроля заданных технологических режимов сварки. Предлагаемая методика позволяет достаточно точно выявить участки сварных пгвов с повышенной твердостью и выбраковывать их при превышении предельно допустимых значений НУ.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

1. На основе развитых модельных представлений получена формула для расчета интенсивности упругопластических деформаций перед фронтом трещины, нагруженной по типу нормального отрыва. Разработан деформационный критерий трещиностойкости, связывающий коэффициент интенсивности напряжений, ширину зоны вытяпшания и основные механические свойства материала. Показана возможность прямой сценки вязкости разрушения К, по ширине зоны вытягивания.

I С

2. Разработан критерий трещиностойкости, связывающий величину К с эффективными и внутренними компонентами предела текучести, деформирующего напряжения и твердости стали по Бриноллю НВ. Показано, что трещиностойкость в широком интервале

тешератур и скоростей деформации контролируется долей эффективного напряжения в пределе гекучести, т.е. отношением О* 2/0о а. Предложено понятие приведенной трещиностойкости, как константы материала. Доказана справедливость разработанных модельных представлений для широкого круга ОЦК-железоуглеродистых сплавов (чугуны, углеродистые и легированные стали разных уровней прочности). Рассмотрена связь предложенного критерия трэщиностойкости с энергетическими и силовыми ковдепциями микромеха;шзмов разрушения.

3. Показано существование единой зависимости эффективной компоненты предела текучести 0* от те)шературы у ферритно-перлитных углеродистых и легированных сталой в отогхеннсм, нормализованном и улучшенном состоянии. Исследованы зэзнешооти между твердостью и механическими свойствами ряда конструкционных сталей при температурах 77^К^293. Получено обобщенное уравнение для ориентировочной экспресс-оценки вязкости разрушения по величинам пределов прочности и текучести материала.

4. Разработана практическая методика расчетного прогнозирования трещиностойкости в' широком интервале тешератур Т с использованием зависимости НВ(Т) и величины К при Т=77 К, - а также списаны ее возможные варианты.

5. Установлены линейные зависимости между ударной вязкостью КСТ и величинами отношений КО7/0о , КСУ/НВ в зоне переходных температур и нижнего порога хладноломкости. Получено коррелятонное уравнение, связывающее К07 и К1е в указа'-чем диапазоне.

6. Разработана методика измерения твердости НВ по глубина отпечатка, создающая предпосылки для автоматизации испытаний. Предложен метод оценки критических тешератур хрупкости сталей по температурной зависимости глубины сферического отпечатка.

7. Исследованы закономерности формирования отпечаткоз конических и сферических инденторов на плоских и криволинейных поверхностях образцов черных и цветных металлов и сплавов, в условиях различных тешератур и скоростей нагружения. С учетом этих закономерностей разработаны динамические метода и технические ерэдотва для измерения твердости стали не Роквеллу, а чугуна и рвотных металлов и сплавов - по Брияеллк и Виккерсу.

- зе -

Это позволяет повысить экономичность и снизить трудоемкость контроля свойств металла, а также значительно расширить область применения испытаний твердости непосредственно в технологичосзсих процессах производства и в условиях эксплуатации машин.

Й. В связи с задачей оценки склонности к растрескиванию сварных соединений биметалла разработаны методы расчета действительных значений твердости НЛО, ШВ, НУ но их значениям на криволинейных поверхностях швов и других металлоизделий с произвольным сочетанием главных радиусов кривизны. Исследовано распределение твердости в продольных и поперечных сечениях, а также на криволинейных поверхностях уоиленчя сварных швов. Установлено, что наибольшую твердость имеют поверхностные слои металла швов, где наблюдается значительное количество мартенситпой составляющей. Предложен способ оценки склонности металла шва к хрупкому разрушению путем контроля твердости его поверхности с учетом кривизны последней, без нарушения конструкционной целостности испытуемого объекта.

9. Проведеш работы по государственной стандартизации и внедрению в различные отрасли разработанных методов и технических средств для оперативной оценки механических свойств материалов. На нескольких промышленных объектах проведено обследование скдошюсти материала действующего оборудования к хрупкому разрушению с учетом температур эксплуатации. Полученные в диссертации результаты использованы при разработке ГОСТ 22975-78 "Металлы. Метод измерения твердости по Роквеллу при малых нагрузках (по Супер-Роквеллу)" и вошли в указанный стандарт в виде таблиц и номограмм. Создан новый государственный стандарт ГОСТ 28868-90 "Металлы и сплаъы цветные. Измерение твёрдости методом ударного отпечатка". Выполнен государственный заказ по производству и поставке промышленным предприятиям 360 ударных твердомеров ВПИ-Ш. Учтенный экономический эффект от внедрения результатов работы на пятнадцати предприятиях составил 1 млн. 369 тыс. руб (курс рубля до 1990 г.). Результаты разработок, положенные в настоящем исследовании, демонстрировались на ВДНХ СССР и удостоены бронзовой медали выставки.

Основные положения диссертации опубликованы в слэдушой работах:

1. Дрозд М.С., Рубенчик Ю.И., СлавскиЯ Ю.И., Барон A.A. М&-тод неразрушающего контроля структуры швов сварной аппаратуры из двухслойных сталей // Химическое и нефтяное машиностроение, 1972.- M 5.- С. 24-25.

2. Дрозд М.С., Славекий Ю.И., Барон A.A. Динамический метод определения твердости чугунных отлисок // Литейное производство.-

• 1973.- Я 10.- С. 18-19.

3. Слагстсй Ю.И., Барон A.A. Динамический метод определения твердости стали по Роквеллу // Заводская лаборатория.- 1975.- 41, M 12,- С. 1494-1497.

4. Дрозд М.С., Славекий Ю.И., Барон A.A. Метод определения тЕордссти ШС с учетом кривизны испытуемой поверхности // Тем же,- 1976.- 42, N 7.- С. 876-879.

5. Дрозд М.С., Славекий Ю.И., Барон A.A. Контроль твердости крупногабаритных деталей // Станки и инструмент.- 1976.- N 12.-С. 26-27.

6. Букин D.A., Бологов Г.А., Алексееве Р.К., Дрозд Ы.С., Славекий Ю.И., Барон А.А.и др. Опрелвление твердости и механических свойств металла энергетического оборудования безобразцовым методе« // Энергетическое строительство.- 1976.- N 3.- С. 35-36.

7. Дрозд М.С., Славекий Ю.И., Барон A.A. Измерение твердости по Вик..эрсу на деталях с криволинейными поверхностями //Измерительная техника.- 1977.- H 7.- С. 53-55.

8. Барон A.A., Славекий Ю.И. О влиянии упругого последействия на форму и размеры конического отпечатка // Металловедение и прочность материалов: Сб. науч. трудов Волгоградского политехнического института: Вып. 7.- Волгоград, 1975.- С. 59-66.

9. Дрозд М.С., Славекий Ю.И., Барон A.A. Об эквивалентном' радиусе кривизны поверхности детали, подвергаемой испытанию на твердость // Там же: Вып. 8.- Волгоград, 1"77-- С. 108-116.

Ю. Дрозд М.С., Славекий Ю.И., Барон A.A. и др. Метод опре- -делении твердости HB по глубине отпечатка // Там же.- С. 116-123.

11. Барон A.A. С влиянии исходной формы поверхности образца на величину площади контакта индентора с испытуемые материалом //

Металлоьодонио и прочность материалов: Можвузовский сб. научи трудов .- Волгоград, 1981.- С. 41-47.

12 Славский Ю.И., Барон A.A., Коровина В.М. Спредолога*. твердости на криволинейных поверхностях методом. ударног отпечатка // Там же.- 1933.- С. 47-51.

13. Дрозд М.С., Слаьский Ю.И., Барон A.A. Развитие мотодои определения твердости металлов (Обзор) // Заводская лаборатория. 1978.- 44, N э.~ С. 599-604.

14. Дрозд М.С., Славский Ю.И., Барон A.A. и др. Метод неразрушающего контроля качества сварки соединений биметалла /, Сварочное производство.- 1978.- N 5.- С. 23-25.

15. Славский Ю.И., Барон A.A. определение твердости HV на криволинейных поверхностях по глубине пирамидального отпечатка /, Заводская лаборатория.- 1980.- 46, N 6.- С. 559-560.

16. Дрозд М.С., Славский Ю.И., Барон A.A. A.C. 621987. Способ определения твердости. -Бюл. изобрет. и открытий, И 32, 1978.

17. Дрозд М.С., Славский Ю.И., Барон A.A. A.C. 896502. Способ определения твердости тел сферической формы.- Там же.- 11 1, 1982.

18. Барон A.A., Славский Ю.И. A.c. 1479847. Способ определения температуры хрупкости образца,- Там же.- N 18, 1989.

19. Славский Ю.И., Барон A.A. Совершенствование динамического метода определения твердости металлов // Заводская лаборатория.- 1981.- 47, N 8.- С. 86-88.

20. Янота В., Славский Ю.И., Барон A.A. Определение твердости цветных металлов и сплавов методом ударного отпечатка //Заводская лаборатория.- 1989.- 55, N 12.- С. 69-70.

21. Барон A.A. Оценка хладноломкости сталей по твердости при низких температурах // Там же.- 1990.-56, N 1.- С. 65-68.

22. Славский Ю.И., Барон A.A., Кочин О.М. Современное состояние измерения твердости металлов на криволинейных поверхностях.- М: ВНИИКИ, 1984.- 44 с.

23. Славский Ю.И., Барон A.A. Комплекс методов и технических средств локального контактного деформирования для неразрушандой оценки механического состояния материалов деталей различных отраслей промышленности // Основное механическое испытание металлов: Сб. науч. тр.- Острава: Изд. ЧСНТО, 1988.- С. 176-182.

24. Барон A.A. Оценка трепиностойкости материала методом контактного деформирования. // Трещинсстсйкость материалов и элементов конструкций: Сб. докл. III Всесоюз. симпозиума по механике разрушения: Часть 2.- Киев: ИППАН УССР, 1990.- С. 5.

25. Славский С.И., Артемьев Ю.Г., Барон A.A. и др. Новые методы и приборы для определения твердости изделий // Методы и средства определения твердости металлов и изделий: Сб. докл. Всесоюз. науч.-техн. конференции.- Иваново: ИНТИ, 1990.- С. 15-16.

26. Славский Ю.И., Яуленев В.П., Осипенко А.П., Барон A.A. Измерение твердости и прочностных свойств изделий машиностроения //Ресурсосберегающие методы и средства экспресс-контроля и диаг-. ностики структурно-механического состояния материалов: Сб. докл. науч.-техн. конференции.- Пенза: ПДНТП, 1990.- С. 5-7.

27. Барон A.A. Переносный прибор для определения твердости по Бринеллю и Виккерсу // Там же.-С. 36-37.

28. Барон A.A. Прогнозирование трещиностсйкости сталей по твердости при низких температурах //Ресурсосберегающие методы и сродства экспресс контроля и диагностики структурно-механического состояния металла: Сб. докл. науч.-техн. конференции.- Пенза: ДЯНТП, 1992.- С. 21.

29. Барон A.A., Славский Ю.И. Твердость и прочность сталей при низких температурах //Пробл. прочности.- 1988.- N 10.- С. 112-115.

30. Барон A.A. Исследование связи трепиностойкости, твердости и прочности сталей при различных температурах и скоростях деформации // Там же.- 1991.- N 2.- С. 14-17.

31. Барон A.A. Модель для прогнозирования трещиностойкостй низкопрочных сталей в широком интервале температур // Там же.-1991.- S 7.- С. 21-24.

32. Барон A.A. Исследование термодинамического критерия тре-щиностойкости // Там же.- 1993.- N 8.- С. 14-22.

33. Baron A.A. A Thermodynamic Model for Praoture Toughness Prediction // Engng. Fracture llech.- 1993.- 46, N 2.- P. 245-251.

Подписано в печать ЗО.С8.94г. Заказ й 443. Формат 60x84 I Усл.-печ.л. 2,0. Тира к 100 экз. Буши писчая. Бесплатно.

Межвузовски*! ротапринтный участок Волгоградского государственного технического ункверсатета. Волгоград - 66, ул.Советская, 35.