Структура металла и хрупкость стальных изделий

ние <TU SJ которое вызывает разрушение образца с надрезом, начинаю­

щееся на границе между зонами упругих и упруго-пластических де­ формаций. Другими словами, если ous на каком-либо участке преодо­ левает сопротивление разрушению материала раньше, чем пластичес­ кая зона успевает распространиться по всему сечению, и разрушение происходит в пределах упругости или малой пластической деформа­ ции, то оиз характеризует при этом сопротивление отрыву данного

материала.

Установив вид зависимости

где Р — разрушающая нагрузка образца с надрезом, cos V характе­

ризует форму надреза, определяемую пределом текучести материала os, размерами образца и надреза (радиусом кривизны в вершине р и радиусом а по наименьшему сечению). По величине разруша­

ющей нагрузки из (4.3) можно найти положение границы между уп­ ругой и пластической зонами в момент разрушения, т. е. определить cos V, а следовательно, можно вычислить наибольшее осевое напря­

жение на границе между упругой и пластической зоной, поскольку

Естественно, при отклонении от указанных размеров образцов ха­ рактер зависимостей (4.3) и (4.4) изменяется. Требования строгого соблюдения геометрических параметров образцов, используемых для определения сопротивления отрыву по данной методике, прин­ ципиальные, поскольку при отклонении размеров глубины надреза t от соотношения tla ^ 0,6 -f- 0,7 невозможно рассчитать напряже­

ние по сечению образца. Кроме того, как показали эксперименты (83], полученные результаты хорошо согласуются с теорией в случае надрезов, у которых коэффициенты концентрации напряжений Ktt

91

рассчитанные по формуле

ми, то зависимости (4.3) и (4.4) рассчитываются по изменению пре­ дела текучести и полученные результаты представляются в виде но­ мограмм. Такой расчет был проведен для образцов со следующими параметрами: D = 15; а = 4,3; р = 0,34 мм; профиль надреза —

гипербола со спрямленными по прямой ветвями [57]. Для расчета R a по этим номограммам необходимо определить предел текучести

исследуемого металла и разрушающую нагрузку образца с надрезом, геометрические размеры которого приведены выше. В § 3.2 говори­ лось о серии экспериментов [69], где показана идентичность опреде­ ленных по методике Г. В. Ужика значений R a сопротивлению мик-

Г. В. Ужика [57]. В табл. 3.1 приведены результаты по определению R a по Г. В. Ужику и i?MCпрямым методом. •—

4.1.4. Испытания образцов на ударный изгиб

Реализация хрупкого разрушения высокопрочных сложнолеги­ рованных конструкций сталей, широко применяемых в настоящее время в технике, в условиях простого одноосного растяжения весьма проблематична даже при температуре кипения жидкого гелия. Ис­ пользование криогенных температур в механических испытаниях материалов связано с рядом методических трудностей. Применяя методики статических испытаний с надрезами или выточками, не всегда удается добиться условий микроскола материалов с большим запасом вязкости: помимо трудностей, связанных с нанесением слож­ ных надрезов, и необходимости точного знания их геометрических параметров такие методики зачастую также требуют применения низких температур.

Метод определения сопротивления микросколу по результатам ди­ намических испытаний на ударный изгиб надрезанных образцов позволяет преодолеть упомянутые трудности4. Физическая суть, лежащая в основе этого метода, как впрочем и всех других, состоит в том, что независимо от вида проводимого испытания микроскол наступает в момент, когда предел текучести под надрезом достигает величины, равной Лмс. Таким образом, задача сводится к обеспече­ нию за счет надреза и динамичности испытания такой степени пере­

92

для статического изгиба удалось найти аналитическую зависимость, связывающую Дмс и ат (Тх) (4.2), то, как отмечает Нотт [6], «Уста­

новить связь между энергетическими параметрами и механизмами локального разрушения ударного образца с надрезом довольно тру­ дно...» Эта сложность может быть преодолена так называемым тарировочным экспериментом. Необходимо один раз для любого мате­ риала по методике, изложенной в п. 4.1.1, установить значение Дмс. Затем по результатам ударных испытаний образцов из этого же мате­ риала определить температуру хладноломкости 7^ и в эксперимен­ тах по одноосному растяжению — предел текучести, соответству­ ющий этой температуре ат (Тх). Далее, по найденным значениям RMC и ат (Тх) вычисляется коэффициент /, равный отношению R MCIoT (Тх)

и характеризующий степень жесткости данного вида испытаний. Теперь, сохраняя условия установочного эксперимента во всех по­

вязкости легко вычислить искомое значение напряжения микроскола:

Дмс = / а т (Г х).

Рассмотрим несколько примеров, иллюстрирующих возможности данного метода.

1. Предварительные испытания, проведенные на образцах из армко-железа и стали 70 в различных структурных состояниях, позволили установить, что для принятой в этих опытах геометрии образцов (диаметр образцов (D) 2,7 мм, глубина кольцевого надреза

экспериментальной величиныл равной 183 даН/мм2, составляет ме­ нее 1 %.

4.1.5. Растяжение проволочных образцов с узлом

Не всегда можно испытать образцы на ударный изгиб, например, при исследовании характеристик хрупкой прочности и вязкости холоднотянутой стальной проволоки малых диаметров (менее 1,0 мм).

93

В этом случае можно применять известный метод испытаний на однооснов растяжение проволочных образцов с узлом. Узел на образцах играет роль концентратора напряжений, создающего локальную жесткость напряженного состояния, необходимую для обеспечения

ний. С этой целью проводятся испытания образцов с узлом на растя­ жение при постепенно снижающейся температуре для определения TXi когда реализуется явление микроскола. Охрупчивание начина­

ется при температуре, когда на температурной зависимости механи­ ческих свойств (рис. 4.3) наблюдается максимум несущей способ­ ности образца с узлом. Жесткость jya определяется из соотношения:

Д.

7 у з---

МГг) ’

где сгт (Гх) — предел текучести гладкого образца при температуре охрупчивания образца с узлом.

Проведенные эксперименты 6 показали, что жесткость напряжен­ ного состояния в узле не зависит от диаметра проволочных образ­ цов при изменении его в пределах 0,5—1,3 мм (рис. 4.4). Поскольку /уз не зависит от свойств материала, то установленное значение ]'уз =

= 1,8 можно использовать в дальнейшем для определения сопротив­

Суд — несущая способность образца с узлом.

Рис. 4.4. Зависимость коэффициента жесткости напряженного состояния в узле от диаметра образца.

I Описанная методика разработана Ю. А, Полушкиным, -

04

57 даН/мм2. Далее, зная ;у8 и ат(Тх), рассчитывали напряжение

сопротивления микросколу

R MC= 1 , 8 - 5 7 даН/мм2 = 103 даН/мм2.

Этот результат хорошо совпадает со значением RMC = 100 даН/мм2г

экспериментально найденным при разрыве гладких образцов при тем­ пературе хрупко-вязкого перехода по п. 4.1.1.

2. Испытывались образцы диаметром 0,8 мм из деформированной на 80 % стали 70. Несущая способность ау8 имела максимальное значение при —80 °С. При этой температуре ат(Тх) = 96 даН/мм2^

Тогда

R MC— 1, 8- 96 даН/мм2 = 173 даН/мм2.

Экспериментальное значение сопротивления микросколу составляло»

179даН/мм2.

3.Для стали 20 в виде холоднотянутой стальной проволоки со степенью обжатия 60 % не удается прямым способом определить

характеристику хрупкой прочности R MC. Испытания образцов с уз­

лом на одноосное растяжение позволили рассчитать сопротивление микросколу по известному коэффициенту жесткости ;'уз и найден­ ному значению стт (Тх):

Дмс = 1,8 • 112 даН/мм2 = 200 даН/мм2.

4.1.6. Определение сопротивления микросколу RMC

по значениям временного сопротивления <тв и относительного поперечного сужения ф

Описанные в предыдущих параграфах способы определения R MCr

предполагали обязательное достижение хрупкого состояния образ­ ца либо общего — за счет снижения температуры испытаний до ТХг

когда относительное сужение в шейке образца ф уменьшается до ну­ ля,— либо локального — во внутренних волокнах материала — путем стеснения пластической деформации за счет достаточно осхрого надреза, например кольцевого, или наличия узла на проволочных образцах. Однако в условиях лабораторий механические испытания при низких температурах вплоть до температуры жидкого азота (—196 °С) и тем более гелия (—269 °С) не всегда доступны, поскольку требуют оснащения соответствующим оборудованием и определенными хладоагентами. О сложностях, связанных с нанесением строго регла­ ментированных надрезов, уже упоминали. В то же время оценочная

статочным запасом пластичности, например, когда ф составляет 60— 70 %.

Физической основой такой возможности является наличие внут­ ренней связи между явлениями, происходящими в металле в момент

9й

при соответствующих температурах хрупко-вязкого перехода Тх

(рис. 4.5). Таким образом, располагая данными по стандартным ме­ ханическим характеристикам сталей ств и ф, полученным при комнат­ ной температуре, можно с помощью зависимости (4.6) определить величину Ямс, как меру сопротивления стали хрупкому разрушению.

санной в п. 4.1.1). Было установлено, что при —170 °С данная сталь испытывает вязко-хрупкий переход со следующими механическими

96

татам этих испытаний значения напряжения вязкого разрушения S Kи относительного поперечного сужения в шейке ф и по формуле

(4.8) определить К^. Теперь по формуле (4.7) легко рассчитать зна­

чение Ямс.

Для высокопластичных материалов, характеризующихся значе­ ниями поперечного сужения ф более 70 %, с целью сохранения точ­ ности определения Ямс в пределах ± 1 0 % целесообразно растяже­ ние образцов проводить при температурах* обеспечивающих умень­

4.1.8. Определение сопротивления микросколу деформированного материала

Известно, пластическая деформация сдвигает порог хладнолом­ кости Тх металлов в область более низких температур, часто

оказывающихся ниже экспериментально достижимых. Поэтому оп­ ределение характеристики Ямсе стали, деформированной на сте­ пень е, представляет собой еще большие трудности, чем нахождение

Ямс исходного (недеформированного) материала.

Осповная идея рассматриваемого метода, как и в п. 4.1.7, состоит в единстве физической природы микромеханизмов хрупкого и вяз­ кого разрушения. Именно это обстоятельство и позволяет определить сопротивление хрупкому разрушению по данным механических испытаний в условиях вязкого разрушения, когда разрыв образца происходит в результате потери стабильности деформации и образо­ вания шейки. При этом выполняется условие

сводится к определению crime* при соответствующей деформации разрушения е. С помощью формул* полученных Н. Н. Давиденковым*

98

либо по формулам Н. Н. Давиденкова и Н. И. Спиридоновой:

Таким образом, по результатам статических испытаний на одно­ осное растяжение образцов с исходной (недеформированной) струк­

Проиллюстрируем возможности этого метода несколькими приме­

ператур, обеспечивающем относительное поперечное сужение ф

/ш для требуемой степени деформации. Далее, по формулам (4.15) и, (4.10) можно рассчитать значение R MCe. В данном примере степень

Деформации в шейке 72 % была достигнута при температуре испыта­ ния + 20 °С. При этом L = 1,41, /ш = 1,72 и S K = 90 даН/мм2. Та­

ким образом, используя выражения (4.15) и (4.10), находим сна­ чала значение

формированной на 63 % отожженной стали 10. Второй способ опре­

деления напряжения течения деформированного материала — по ме­ тодике Л. А. Копельмана [58] — позволяет ограничиться механи­ ческими испытаниями исходного материала лишь при комнатной тем­ пературе. Так, по результатам испытаний при + 2 0 °С были опреде­ лены модуль упрочнения А = 70 даН/мм2 и показатель упрочнения п = 0,17 образцов отожженной стали 10.

Как и в первом случае, находим по заданной степени деформа­ ции — 63 % соответствующую ей жесткость напряженного состояния

Прямой метод определения сопротивления микросколу деформиро­

4.1.9. Определение сопротивления микросколу /?мс экстраполяцией значений /?мс с

Рассматриваемый в настоящем параграфе экстраполяционный ме­ тод определения R MC предполагает графическое нахождение иско­

мой характеристики по результатам механических испытаний об-

100