Структура металла и хрупкость стальных изделий

до различных степеней деформации стали 10 и армко-железа. При испытании на жесткой разрывной ма­

шине на гладких цилиндрических образцах при —196 ■— 20 °С опре­ делялись характеристики CTO,2I S K, ф, а также сопротивление хрупкому

микросколу Дмс исходных образцов и напряжение Дмсе, при котором разрыв образца, предварительно деформированного на заданную сте­ пень деформации е, возникает в момент начала текучести при тем­

пературе хрупко-вязкого перехода.

Так были построены зависимости сопротивления микросколу деформированной стали Дмсе от степени деформации (рис. 7.7). На рис. 7.7 (кривая 1) нанесены точки предела текучести при соответст­

вующей деформации ате, равные по определению напряжению тече­ ния этих сталей в деформированном состоянии сгв.

Таким образом, можно рассчитать максимальное напряжение в ожидаемой шейке со степенью деформации е:

Зависимость расчетного значения aimax от деформации приведена также на рис. 7.7. Точка пересечения кривых aimax и R MCeдает иско­

мое значение деформации екр, при котором реализуется микроскол, порождающий вязкий отрыв, а следовательно, достигается предел ь-

151

В логарифмических координатах зависимость (7.25) представля­ ет собой прямую линию. Таким образом, перестроив результаты испытания по данным записи диаграммы растяжения в логарифми­ ческих координатах, можно определить параметры деформационного упрочнения — модуль А и коэффициент п , а также их зависимость от температуры испытания (рис. 7.8). Значения А и п в интервале тем­

ператур совместно с выражениями (7.11) и (7.12) для tfimax позволя­ ют вычислять предельную пластичность е* из критерия микроскола в шейке /шств = i?MCe, выраженного через известные величины:

где ;'ш и В* — известные функции от степени деформации (7.15) и

(7.17). Критерий микроскола в шейке (7.26) удобнее преобразовать к виду

Звездочка над соответствующей величиной означает ее предельное значение в момент вязкого отрыва в шейке.

Задачу удобно рассматривать в форме безразмерного критерия (7.27), для этого требуется построить кривые Кве и /ш как функции от е или ф [103] (рис. 7.9). Точка пересечения их дает критические

значения Кве и / ш и соответствующую им предельную деформацию в

шейке ф. По указанному способу рассчитаны значения ф для отож-

предварительно деформированной стали на степень деформации е0 (@0).

153

Т а б л и ц а 7.1. Сравнение расчетных и экспериментальных значений относительного сужения в шейке ip при одноосных испытаниях на разрыв гладких цилиндрических образцов железа и сталей [102]

ром зерна 40 и 70 мкм, в интервале температур 20 -----196 °С. Кроме того, были обработаны экспериментальные данные Л. А. Копельмана для стали М16 по работе [58], где приведены значения А, п, а также

5 К, от и ф для различных температур испытания. Эти данные позво­ лили вычислить зависимость К ие от ip и сопоставить расчетные зна­

чения ф с экспериментальными (табл. 7.1). При этом жесткость на­ пряженного состояния в шейке /ш рассчитывалась двумя способами: по Н. Н. Давиденкову (7.17) и по Бриджмену (7.20) (рис. 4.6). Сопо­ ставление с экспериментальными данными показывает, что обе теории напряженного состояния в шейке позволяют удовлетворительно про­ гнозировать значение предельной деформации при разрыве стали, однако способ Н. Н. Давиденкова дает несколько меньшее среднее отклонение от эксперимента.

Из указанных экспериментов [102, 103] следует два полезных вы­ вода.

1. Модель микроскола при вязком отрыве позволяет рассчиты­ вать ожидаемые значения предельной пластичности стали при одно­

154

В заключение этого парагра­ фа покажем, что приведенные выше расчеты по прогнозируе­ мым значениям предельной плас­ тичности позволяют также ох­ ватить закономерности измене­ ния пластичности сталей при их холодной деформации волочени­ ем. Известно, что структурные изменения в стали, происходя­ щие при ее деформации, ведут к изменению ее механических свойств, в том числе и пластич­ ности. Причем если прочностные характеристики при волочении в результате наклепа все время возрастают, то пластические

свойства ведут себя сложнее, например, сужение в шейке ф может вна­ чале увеличиваться, а затем уменьшаться, предвещая наступление хрупкости [5].Теоретически рассчитать эту закономерность измене­ ния ф при волочении без понимания природы разрушения в шейке бы­ ло бы трудно. Согласно изложенному выше подходу, рассчитать пре­ дельную пластичность уже продеформированной стали можно по схе­ ме, приведенной на рис. 7.9, если шкалу жесткости /ш сделать подвиж­ ной и переместить начало отсчета деформаций в шейке вместе с графи­ ком /ш вправо до значения е0г соответствующего предварительной деформации волочением. Тогда пересечение кривой / ш с Кве даст

ожидаемое значение ф для деформированной стали, поскольку дефор­ мация в такой шейке будет суммарной е0 + еш, а жесткость /ш долж­ на соответствовать лишь той степени деформации, которая реализо­ валась в процессе шейкообразования — еш. Результаты таких

расчетов для предварительно отожженной стали 10 после различных степеней деформации (16, 30, 40 %) приведены в табл. 7.2. Заметим, что при комнатной температуре рассчитать ф для деформированных состояний не удалось из-за отсутствия экспериментальных значе­ ний Ямсе для суммарных деформаций, превышающих 70 %. Поэтому

основные эксперименты с целью обеспечения возможности сравнения расчетов с опытом были выполнены при пониженных температурах (—160 и —180 °С), где вследствие уменьшения пластичности сталей удалось реализовать пересечение кривых / ш с Кве в пределах суммар­

ных деформаций, не превышающих 70 %.

Как видим, данные расчета в табл. 7.2 вполне удовлетворительно согласуются с опытными, откуда следует вывод, что закономерности вязкого разрушения сталей в шейке сводятся к возникновению и развитию процессов микроскола в материале, испытавшем соответ­ ствующую степень деформации в условиях GHC, характеризуемого коэффициентом жесткости /ш. Поскольку картина структурных из­ менений в металле, деформированном волочением, и в шейке одина-

155

нова, то общая деформация в шейке может быть получена простым суммированием истинных деформаций е0 + еш. Из изложенного вы­

ше следует, что механизм деформирования и разрушения стали в шей­ ке может быть понят и количественно описан на основе концепции микроскола, что позволяет считать выясненной физическую природу такой важной характеристики пластичности, как относительное по­ перечное сужение при разрыве с шейкой ф. Нет сомнений, что и в других случаях разрушения сталей с предшествующей значительной локальной деформацией (у надрезов, трещин) рассмотренные здесь закономерности микроскола также могут играть существенную роль.

§ 7.4. Физический критерий вязкого разрушения

Хорошее согласие расчетных и экспериментальных значений предельных деформаций при разрушениях сталей с шейкой, проде­ монстрированное в предыдущем параграфе, означает, что в рассмат­ риваемых экспериментах выполнялся один и тот же критерий зарож­ дения и развития микроскола при вязком отрыве в шейке, который выражается в безразмерной форме в виде соотношения:

Это сразу следует из графиков пересечения кривых К ве и ;ш на рис. 7.9. Поэтому, естественно, в координатах /ш — К ве точки для со­

ответствующих экспериментальных значений ф расположены на пря­ мой линии (рис. 7.10). Как видим, критерий вязкого отрыва (7.28) аналогичен критерию хрупкого разрушения (7.3) с той лишь разни­ цей, что вместо коэффициента вязкости К в исходного материала фи­

гурирует коэффициент вязкости материала в состоянии соответст-

вующей степени деформации К ве = .

Критерий (7.28) можно записать через силовые характеристики в таком виде:

Я.Чтах

ИЛИ

(7.29)

Используя критерий в виде (7.28) можно анализировать процессы, проте­ кающие при деформировании металлов в различных ситуациях на­ пряженного состояния у надрезов и других концентраторов, с точки зрения возможности или невозможности возникновения микроскола как очага разрушения в данных условиях. Для этого необходимо: 1) иметь экспериментально полученную диаграмму зависимости Кве от деформации, которая должна в этом случае играть роль пас­

портной характеристики материала; 2) знать наибольшую жесткость в рассматриваемой области изделия или иметь график ее зависимости от деформации, если / не остается постоянной в пластически дефор­ мированной зоне [104].

При анализе условий реализации вязкого микроскола в пласти­ чески деформированной зоне вблизи концентратора нельзя не обра­

156

тить внимание на немонотонный характер изменения Кве от деформа­ ции (рис. 7.9). Резкое снижение К ве при малых степенях деформа­ ции, несмотря на увеличение R MCe (рис. 7.6), означает опережающий рост ае на первых этапах деформационного упрочнения малоуглеро­ дистых сталей. Минимум на кривой Кве (рис. 7.11, а) приводит к тому, что предельная деформация ех, при которой реализуется вязкий мик-

роскол для условий невысокой жесткости Д, при переходе к более высокой жесткости /2 может вначале немного снизиться от ех до е2,

а затем резко упасть до уровня emin, что означает резкое уменьшение пластичности металла при его разрушении. Именно так создаются условия, при которых отмечается скачок ударной вязкости на поро­ ге хладноломкости стали при ударных испытаниях надрезанных об­ разцов. На рис. 7.11, а представлена схема, иллюстрирующая сущ­

ность процессов, происходящих при испытаниях на ударную вяз­ кость, с той лишь разницей, что в действительности не / повышается

мые в интервале температуры хрупко-вязкого перехода (рис. 7.11, б) — соответствуют и локальным деформациям е3 и emin, при которых в

зоне пластической деформации у корня надреза был реализован вяз­ кий микроскол в процессе испыта­ ния. Возникновение вязкого микроскола при большой локальной деформации ел (рис. 7.11, а) связано

Рис. 7.10. Выполнение условий вязкого микроскола К ве =■ /тах при разрушении в шейке малоуглеродистых сталей:

I — сталь М16; 2 — сталь 10, d = 0,07 мм; 3 — сталь 10, d = 0,04 мм.

Рис. 7.11. Схема реализации условий микроскола в испытаниях металла на удар­ ную вязкость:

а — соотношения между Нве и жесткостью напряженного состояния: 1 — при комнатной тем­ пературе критическая деформация елсоответствует ударной вязкости ан^; 2 — при температу­ ре хрупко-вязкого перехода деформации е, и emin соответствуют скачку ударной вязкости в области температур перехода; б — схема температурн ой зависимости ударной вязкости.

157

сбольшими затратами энергии на работу пластической деформации при испытаниях, поэтому такой материал будет обладать высоким показателем ударной вязкости. Но микроскол при малой деформации emin сопряжен с быстрым, малоэнергоемким разрушением металла,

сугрозой потери несущей способности элемента изделия под нагруз­ кой и потому представляет опасность для работы изделия в целом.

В связи с этим анализ условий микроскола при пересечении ли­

склонность к внезапной потере несущей способности нагруженного элемента конструкции под действием того или иного концентратора напряжений.

Можно вести исследование прямым путем: строить эксперимен­ тально зависимости К ве от деформации по данным R me и ое в опы­

тах на образцах в деформированном состоянии и находить на графи­ ках значения .Квеmin и emin. Не отвергая такой возможности, отме­ тим, что это громоздкий путь, хотя в исключительных случаях его можно и даже нужно использовать. Во многих практических зада­ чах, в частности, при быстрых прогнозных оценках влияния тех или иных металлургических факторов на параметры KBemin и ет т, можно использовать методы аналитического подхода к определению этих величин.

Для большинства малоуглеродистых конструкционных сталей кривая деформационного упрочнения ое достаточно хорошо аппрок­

симируется степенной функцией (7.25). Поэтому, если найти анали­ тическое выражение для деформационной зависимости i?MCe, то кри­ терий вязкого микроскола (7.29) можно будет анализировать во всем интервале деформаций без графических построений. Такая возмож­ ность возникает в связи с тем, что закономерности изменения R NCe

остаются практически одинаковыми для широкого класса интересую­ щих нас сталей. Если рассмотренные в гл. 6 зависимости 7?мсе от де­ формации представить на общем графике в относительной форме ^мсе/7?мс. то окажется, что кривые достаточно тесно группируются вблизи некоторой усредненной кривой, которую можно с небольшой погрешностью (порядка ± 1 0 %) принять за обобщенную кривую деформационного изменения напряжения микроскола (см. рис. 6.2).

158

Тогда критерий (7.29) имеет вид R

лмс I1 + ае— Ье2]

(7.32)

Ае'

Введем новый параметр матери­ ала К а = R J A и преобразуем

(7.32):

Ка!1 = 1 -f- ае — be2 (7.33)

где П е) = т+ £ - ы “

Графически условие микроскола по критерию (7.33) изображается пересечением прямой Кд1] с соответствующей кривой из семейства функций / (б), построенных для различных значений параметра п.

п = 0,05. Из рис. 7.12 хорошо видно, что по мере уменьшения пара­ метра п кривые, отражающие деформационную зависимость функции

/ (б) (по (7.34)), изменяют свою форму, приобретая выпуклость при малых деформациях б, вследствие чего повышается вероятность реа­ лизации микроскола при малых локальных деформациях, т. е. хруп­ кого разрушения стали. Существенную роль в рассматриваемом ана­ лизе критерия (7.33) играют параметры А и /г, значения которых для

углеродистых сталей зависят от состава, структуры и температуры, и, конечно, жесткость напряженного состояния j. На рис. 7.8 при­

ведена зависимость Л и и от температуры для стали М16С, по дан­ ным Л. А. Копельмана [58]. Параметр п при понижении температуры

изменяется немонотонно — вначале растет, а достигнув максималь­

собой правую часть критерия (7.33), ведет к выпучиванию низкодеформированной части функции / (б), что увеличивает вероятность хрупкого разрушения, то интересно оценить предельно опасную в этом смысле ситуацию, которая, по-видимому, возникает при весьма малых п -> 0. Отметим (рис. 7.12), что при п 0 и е -*■ 0 функция

/ (б) — 1, откуда следует, что при малых деформациях максимальное значение / (б) « 1, и следовательно1 при K J j ^ 1 пересечение с

159

кривыми / (е) при малых деформациях невозможно. Предельное вы­

ражение критерия вязкого состояния материала в изделии с жест­ костью / приобретает вид

при любом п >» 0.

Данный критерий включает всего два параметра материала: 7?мс н А, позволяющие сделать вывод о принципиальной возможности

хрупкости такого материала в изделии с жесткостью /. Таким обра­

К в, но обладает одним существенным отличием: если Кв характери­

зует запас вязкости конкретной стали с данным значением предела текучести ат, то параметр К а характеризует степень предрасположен­

ности к хрупкому микросколу целого семейства материалов с данным модулем упрочнения Л и с любым показателем упрочнения п. По­ скольку А > от, то всегда К а <СК в, поэтому, если выполнен крите­ рий К а > U т0 подавно выполнено условие невозможности хрупкого микроскола на пределе текучести — Кв > j. Таким образом, предель­

ный критерий вязкого состояния (7.35) намного сильнее критерия вязкого разрушения Кв ;> /, т. е. его выполнение дает большую га­

рантию безопасности, поскольку обеспечивает отсутствие микроскола пе только на пределе текучести, но и на любой стадии развития ло­ кальной деформации вплоть до весьма больших значений е « 1,4 -f-

-f- 1,6 (рис. 7.12). Практически-это означает невозможность зарожде­ ния не только хрупкого, но и вязкого микроскола, т. е. всякого ла­ винного разрушения изделия при данной жесткости /.

Однако для ряда практических задач такой критерий может ока­ заться излишне сильным, что приводит к ненужному запасу пласти­ ческих свойств материала в изделии, возможно, в ущерб его несущей способности. Поэтому полезно рассмотреть менее строгие аналити­ ческие условия невозможности вязкого микроскола. Обратим внима­

ствие чего резко увеличивается предельная пластичность стали при разрушении, т. е. исключается возможность ранней реализации мик­

риал не испытывал микроскола при деформациях е <С. 1г то необхо­

димо выполнение следующего условия:

ческого критерия вязкого состояния изделия из материала с данными

160