Оценка трещиностойкости металла сварных соединений по результатам стандартных механических испытаний с учетом размеров структурных элементов

Предложена оценка статической трещиностойкости (K₁c, δ₁c) конструкционных сталей и их сварных соединений на базе стандартных механических испытаний и ударной вязкости образцов Шарпи с учетом размеров структурных элементов. Развиваемый подход учитывает различие градиентов деформаций в вершине трещино...

Повний опис

Збережено в:

Бібліографічні деталі
Дата:	2006
Автори:	Гиренко, В.С., Рабкина, М.Д., Гиренко, С.В.
Формат:	Стаття
Мова:	Russian
Опубліковано:	Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України 2006
Назва видання:	Автоматическая сварка
Теми:	Научно-технический раздел
Онлайн доступ:	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/102656
Теги:	Додати тег Немає тегів, Будьте першим, хто поставить тег для цього запису!
Назва журналу:	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
Цитувати:	Оценка трещиностойкости металла сварных соединений по результатам стандартных механических испытаний с учетом размеров структурных элементов / В.С. Гиренко, С.В. Гиренко, М.Д. Рабкина // Автоматическая сварка. — 2006. — № 6 (638). — С. 20-26. — Бібліогр.: 13 назв. — рос.

Репозитарії

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine

id	irk-123456789-102656
record_format	dspace
spelling	irk-123456789-1026562016-06-13T03:04:48Z Оценка трещиностойкости металла сварных соединений по результатам стандартных механических испытаний с учетом размеров структурных элементов Гиренко, В.С. Рабкина, М.Д. Гиренко, С.В. Научно-технический раздел Предложена оценка статической трещиностойкости (K₁c, δ₁c) конструкционных сталей и их сварных соединений на базе стандартных механических испытаний и ударной вязкости образцов Шарпи с учетом размеров структурных элементов. Развиваемый подход учитывает различие градиентов деформаций в вершине трещиноподобного дефекта и надреза образца Шарпи, в результате чего структурные параметры, ответственные за инициирование разрушения, находятся в различных условиях нагружения в зависимости от их размеров. An evaluation of static crack resistance (K₁c, δ₁c) of structural steels and their welded joints is proposed, based on standard mechanical testing and impact toughness of Charpy samples, allowing for the dimensions of structural elements. The developed approach allows for the difference in the deformation gradients in the tip of a crack-like defect and notch of a Charpy sample, which results in that the structural parameters, responsible for fracture initiation, are under different loading conditions, depending on their dimensions 2006 Article Оценка трещиностойкости металла сварных соединений по результатам стандартных механических испытаний с учетом размеров структурных элементов / В.С. Гиренко, С.В. Гиренко, М.Д. Рабкина // Автоматическая сварка. — 2006. — № 6 (638). — С. 20-26. — Бібліогр.: 13 назв. — рос. 0005-111X http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/102656 621.791.052:539.4 ru Автоматическая сварка Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
institution	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
collection	DSpace DC
language	Russian
topic	Научно-технический раздел Научно-технический раздел
spellingShingle	Научно-технический раздел Научно-технический раздел Гиренко, В.С. Рабкина, М.Д. Гиренко, С.В. Оценка трещиностойкости металла сварных соединений по результатам стандартных механических испытаний с учетом размеров структурных элементов Автоматическая сварка
description	Предложена оценка статической трещиностойкости (K₁c, δ₁c) конструкционных сталей и их сварных соединений на базе стандартных механических испытаний и ударной вязкости образцов Шарпи с учетом размеров структурных элементов. Развиваемый подход учитывает различие градиентов деформаций в вершине трещиноподобного дефекта и надреза образца Шарпи, в результате чего структурные параметры, ответственные за инициирование разрушения, находятся в различных условиях нагружения в зависимости от их размеров.
format	Article
author	Гиренко, В.С. Рабкина, М.Д. Гиренко, С.В.
author_facet	Гиренко, В.С. Рабкина, М.Д. Гиренко, С.В.
author_sort	Гиренко, В.С.
title	Оценка трещиностойкости металла сварных соединений по результатам стандартных механических испытаний с учетом размеров структурных элементов
title_short	Оценка трещиностойкости металла сварных соединений по результатам стандартных механических испытаний с учетом размеров структурных элементов
title_full	Оценка трещиностойкости металла сварных соединений по результатам стандартных механических испытаний с учетом размеров структурных элементов
title_fullStr	Оценка трещиностойкости металла сварных соединений по результатам стандартных механических испытаний с учетом размеров структурных элементов
title_full_unstemmed	Оценка трещиностойкости металла сварных соединений по результатам стандартных механических испытаний с учетом размеров структурных элементов
title_sort	оценка трещиностойкости металла сварных соединений по результатам стандартных механических испытаний с учетом размеров структурных элементов
publisher	Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
publishDate	2006
topic_facet	Научно-технический раздел
url	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/102656
citation_txt	Оценка трещиностойкости металла сварных соединений по результатам стандартных механических испытаний с учетом размеров структурных элементов / В.С. Гиренко, С.В. Гиренко, М.Д. Рабкина // Автоматическая сварка. — 2006. — № 6 (638). — С. 20-26. — Бібліогр.: 13 назв. — рос.
series	Автоматическая сварка
work_keys_str_mv	AT girenkovs ocenkatreŝinostojkostimetallasvarnyhsoedinenijporezulʹtatamstandartnyhmehaničeskihispytanijsučetomrazmerovstrukturnyhélementov AT rabkinamd ocenkatreŝinostojkostimetallasvarnyhsoedinenijporezulʹtatamstandartnyhmehaničeskihispytanijsučetomrazmerovstrukturnyhélementov AT girenkosv ocenkatreŝinostojkostimetallasvarnyhsoedinenijporezulʹtatamstandartnyhmehaničeskihispytanijsučetomrazmerovstrukturnyhélementov
first_indexed	2025-07-07T12:39:25Z
last_indexed	2025-07-07T12:39:25Z
_version_	1836991874428043264
fulltext	УДК 621.791.052:539.4 ОЦЕНКА ТРЕЩИНОСТОЙКОСТИ МЕТАЛЛА СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ ПО РЕЗУЛЬТАТАМ СТАНДАРТНЫХ МЕХАНИЧЕСКИХ ИСПЫТАНИЙ С УЧЕТОМ РАЗМЕРОВ СТРУКТУРНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ В. С. ГИРЕНКО, д-р техн. наук, М. Д. РАБКИНА, канд. техн. наук, С. В. ГИРЕНКО, инж. (Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины) Предложена оценка статической трещиностойкости (K1c, δ1c) конструкционных сталей и их сварных соединений на базе стандартных механических испытаний и ударной вязкости образцов Шарпи с учетом размеров структурных элементов. Развиваемый подход учитывает различие градиентов деформаций в вершине трещиноподобного дефекта и надреза образца Шарпи, в результате чего структурные параметры, ответственные за инициирование разрушения, находятся в различных условиях нагружения в зависимости от их размеров. К л ю ч е в ы е с л о в а : трещиностойкость, конструкцион- ные стали, сварные соединения, ударная вязкость, вязкое разрушение, критическая деформация, структурные элемен- ты Инженерная механика разрушения включает два направления: непосредственное определение критериев тре- щиностойкости по результатам стандартных ис- пытаний на ударную вязкость образцов Шарпи с привлечением других механических и металло- физических характеристик [1–3]; методы оценки вязкости разрушения на ос- вании так называемой macter curve [4]. Первый подход используется при оценке ха- рактеристик трещиностойкости в условиях плос- кой деформации K1с, δ1с. На практике подобные условия с некоторыми ограничениями возникают при развитии поверхностных или внутренних де- фектов в направлении толщины конструктивных элементов. Необходимо отметить, что для многих конструкций с токсичными и взрывоопасными эк- сплуатационными средами основным предельным состоянием, независимо от последующих особен- ностей разрушения, является разгерметизация. Второе направление, помимо упрощения методов испытания, состоит в оценке вязкости разрушения при распространении сквозных трещин в конс- труктивных элементах различной толщины. Ра- ционально использовать оба подхода, поскольку они дополняют друг друга. Статья посвящена раз- витию первого из них. В работах [1, 2] были рассмотрены эмпири- ческие зависимости между характеристиками ме- ханики разрушения и ударной вязкостью. Деталь- ная проверка этих зависимостей (рис. 1, кривая 3) подтвердила их закономерность, но еще раз подчеркнула наличие большого разброса экспе- риментальных результатов, что может быть выз- вано следующими причинами: нарушением состояния плоской деформации, что, в первую очередь, характерно для высоких уровней вязкости разрушения (рис. 1); отсутствием четких критериев в понятии ини- циирования вязкого разрушения, которое вклю- чает множество стадий, начиная от образования микроскопических пор и заканчивая увеличением магистрального разрыва; © В. С. Гиренко, М. Д. Рабкина, С. В. Гиренко, 2006 Рис. 1. Сопоставление экспериментальных и расчетных дан- ных для различных значений коэффициента А, учитывающего структурные составляющие: 1 — A = 0,04; 2 — 0,2; 3 — 0,1 (точки — экспериментальные данные [5]) 20 6/2006 не вполне адекватной вырезкой образцов Шар- пи по отношению к полномасштабным образцам, которые используются для непосредственного оп- ределения характеристики K1с; противоречием, возникающим в результате ис- пользования методов механики сплошной среды для анализа реальных конструкционных матери- алов с различными структурными особенностями. В статье представлена попытка приближенного анализа влияния размеров структурных элементов на оценку характеристики K1с по результатам стандартных механических испытаний. Краткий анализ рассматриваемой задачи сделан в работе [6], а его предпосылки приведены в работах [7, 8]. При некоторых размерах структурных элемен- тов наблюдается аномальное расхождение между значениями ударной вязкости и характеристиками K1с. Эта аномалия, по мнению авторов работы [6], связана с различными градиентами напряже- ний и деформаций в вершине трещиноподобного дефекта и надреза образца Шарпи. Соответствен- но структурные параметры, ответственные за инициирование разрушения, в зависимости от их размеров, находятся в различных условиях наг- ружения. Первоначально анализ взаимосвязей между ха- рактеристиками трещиностойкости и работой раз- рушения образцов Шарпи осуществляется приме- нительно к статическому нагружению и вязкому состоянию материала. В этих условиях зарожде- ние разрушения обычно связывают с критической величиной εf локальных пластических деформа- ций: ε = εf. Величина εf определяет условия воз- никновения разрушения как у вершины трещи- ноподобного дефекта, так и у вершины надреза образца Шарпи, поскольку для деформационных критериев вязкого разрушения характерна слабая зависимость не только от степени объемности напряженного состояния, но и от скорости наг- ружения. Это позволяет связать характеристику трещиностойкости δ1с с углом изгиба образца Шарпи θ (соответствующего началу вязкого раз- рушения) и, следовательно, с удельной работой зарождения трещины aν з . Используя соотношение Нейбера, в соответс- твии с которым произведение коэффициентов кон- центрации напряжений и деформаций в нелиней- ной области равно квадрату коэффициента упру- гих напряжений (KσKε = Ke 2), и учитывая, что для образца Шарпи Ke = 3,44, можно записать: σmax σ __ ε max ε _ = 11,82, (1) где σmax и εmax — локальные, а σ __ и ε _ — средние напряжения и деформации. При плоской деформации истинный сдвиг γ = = 1,5ε и соответственно для материала, упрочня- ющегося по степенному закону, имеет место сле- дующее соотношение: σ = σт ⎛ ⎜ ⎝ ε εт ⎞ ⎟ ⎠ n = σт ⎛ ⎜ ⎝ γ 1,5εт ⎞ ⎟ ⎠ n , (2) где n — коэффициент деформационного упроч- нения). При изгибе образца Шарпи средняя деформация сдвига вдоль каждой из полос скольжения γ ≈ θ/2, где θ — угол изгиба. Поэтому зависимость имеет следующий вид: ⎛ ⎜ ⎝ εmax εт ⎞ ⎟ ⎠ 1 + n = 11,82⎛ ⎜ ⎝ θ 2⋅1,5εт ⎞ ⎟ ⎠ 1 + n . (3) Принимая во внимание, что распределение уп- ругих напряжений на некотором расстоянии r от вершины надреза с конечным радиусом закруг- ления ρ0 выражается приближенной зависи- мостью [9] σY Y = σKe√⎯⎯⎯⎯ρ0 ρ0 + 4r , (4) можно записать выражение для определения плас- тических деформаций ε на расстоянии r от вер- шины надреза образца Шарпи: ⎛ ⎜ ⎝ ε εт ⎞ ⎟ ⎠ 1 + n = 11,82 1 1 + 4 r ρ0 ⎛⎜ ⎝ θ 3εт ⎞ ⎟ ⎠ 1 + n . (5) Из выражения (5) определяют угол изгиба об- разца Шарпи, который соответствует началу вяз- кого разрушения. Обычно размеры структурного элемента при анализе условий разрушения учи- тываются следующим образом: расстояние от вер- шины трещины до точки определения напряжений или деформаций r принимается равным характер- ному размеру r. С учетом этого связь между кри- тическим углом изгиба образца Шарпи θс, кото- рый соответствует началу вязкого разрушения, и критической величиной локальных пластических деформаций выражается в виде ⎛ ⎜ ⎝ ⎜ ⎜ εf εт ⎞ ⎟ ⎠ ⎟ ⎟ 1 + n = 11,82 1 1 + 4r∗ ρ0 ⎛ ⎜ ⎝ ⎜ ⎜ θc 3εт ⎞ ⎟ ⎠ ⎟ ⎟ 1 + n . (6) Напряжения и деформации внутри пластичес- кой зоны у вершины трещиноподобного дефекта описывают следующим образом: 6/2006 21 σ = σт ⎛ ⎜ ⎝ R r ⎞ ⎟ ⎠ n 1 + n, ε = εт ⎛ ⎜ ⎝ R r ⎞ ⎟ ⎠ 1 1 + n, (7) где R — размер пластической зоны. С учетом того, что при развитых пластических деформациях в условиях плоского деформирован- ного состояния δ1 ≈ 2Rεт, следует ⎛ ⎜ ⎝ ε εт ⎞ ⎟ ⎠ 1 + n = δ1 2εтr . (8) Рассматривая критические значения деформа- ций и перемещений, получаем следующую зави- симость: ⎛ ⎜ ⎝ ⎜ ⎜ εf εт ⎞ ⎟ ⎠ ⎟ ⎟ 1 + n = δ1с max 2εтr ∗ , (9) где δ1с max — критическое раскрытие вершины тре- щины в момент инициирования вязкого разруше- ния. Выражение (9), представленное в виде δ1с max = 2r∗εт ⎛ ⎜ ⎝ ⎜ ⎜ εf εт ⎞ ⎟ ⎠ ⎟ ⎟ 1 + n , (10) выявляет физический смысл характеристики δ1с max при вязком разрушении — предельное уд- линение удвоенного структурного элемента, ко- торое при прочих равных условиях тем больше, чем больше деформационное упрочнение матери- ала. Объединяя выражения (6) и (10), получаем сле- дующую зависимость между критическим углом изгиба образца Шарпи θc и деформационной ха- рактеристикой трещиностойкости δ1с max: δ1с max = 11,82εт ⎛ ⎜ ⎝ ⎜ ⎜ 2r∗ 1 + 4 ρ0 r∗ ⎞ ⎟ ⎠ ⎟ ⎟ ⎛ ⎜ ⎝ ⎜ ⎜ θс 3εт ⎞ ⎟ ⎠ ⎟ ⎟ 1 + n = = 23,64εтβ ⎛ ⎜ ⎝ ⎜ ⎜ θс 3εт ⎞ ⎟ ⎠ ⎟ ⎟ 1 + n . (11) Обозначив структурный параметр r∗ ⁄ (1 + 4 ρ0 r∗) = β и с учетом того, что для образцов Шарпи ρ = 0,25, можно непосредственно уста- новить связь между δ1с max и удельной работой за- рождения вязкой трещины в образце Шарпи aν з . При отсутствии у материала выраженного де- формационного упрочнения (n → 0): aν з = Mо.тθC t(B – l) = B – l 4 1,25σтθс, (12) где l — глубина надреза; (B – l) — размер ос- лабленного сечения; t — толщина образца; Mо.т — изгибающий момент при общей текучести ослаб- ленного сечения. Чтобы учесть влияние деформационного уп- рочнения, которое может быть существенным у сталей низкой и средней прочности, необходимо напряжения текучести принять зависимыми от уг- ла изгиба образца Шарпи: Mо.т(θ) = t(B – l)2 4 1,25σт ⎛ ⎜ ⎝ θ 3εт ⎞ ⎟ ⎠ n . (13) При этом удельная работа зарождения вязкой трещины при (B – l) = 8 мм: aν з = 1 t(B – l) ∫Mо.т 0 θ с (θ)dθ = (B – l)1,25 σт 4 ∫ 0 θ с ⎛ ⎜ ⎝ θ 2⋅1,5εт ⎞ ⎟ ⎠ n dθ = = 7,5 σтεт (1 + n) ⎛ ⎜ ⎝ ⎜ ⎜ θс 3εт ⎞ ⎟ ⎠ ⎟ ⎟ 1 + n . (14) Объединяя выражения (11) и (14), получаем следующую зависимость (без учета деформацион- ного упрочнения): δ1с max ≅ 3β aν з σт , (15) с учетом деформационного упрочнения δ1с max ≅ 3(1 + n)β aν з σт . (16) Рассмотрим зависимость между удельной ра- ботой распространения вязкой трещины в образце Шарпи aν p и деформационной характеристикой трещиностойкости δ1с max. В качестве критерия соп- ротивления материала развитию вязкой трещины может быть использован критический угол рас- крытия трещины. Тот факт, что он практически постоянен при ее возрастании, существенно об- легчает анализ. При трехточечном изгибе связь между раск- рытием вершины стационарной трещины δ1, про- гибом образца V и углом поворота θ определяется следующими геометрическими соотношениями: 22 6/2006 θ 2 = Vl0 = δ1 2r0 , (17) где r0 — расстояние от вершины трещины до цен- тра вращения; l0 — расстояние до опоры. Представим, что произошло некоторое незна- чительное подрастание трещины на величину ∆l. Раскрытие трещины в точке, соответствующей первоначальному положению ее вершины, обус- ловленное подрастанием, обозначим δ1 ∆l. Соответ- ственно θ∆l 2 ≅ V ∆l l0 ≅ δ1 ∆l 2r0 ∆l. (18) Использовав результаты, полученные ранее [10], можно записать: θ∆l 2 ≅ V ∆l l0 ≅ ∆l σв σт n (1 – n)2 2r0 ∆l . (19) Переходя теперь от изгибаемого образца с тре- щиной к образцу с надрезом Шарпи, следует за- метить, что начальные стадии развития разруше- ния от надреза и трещины могут иметь некоторые отличия, однако в дальнейшем процессы стано- вятся идентичными. Это позволяет использовать зависимости, подобные предыдущей, для анализа развития вязкого разрушения в образце Шарпи. Величина r0 ∆l может быть оценена по резуль- татам численного анализа работы [11]: при из- менении отношения длины трещины (включая длину надреза) к ширине образца от 0,3 до 0,8 значение меняется от 0,45(В – l) до 0,43(В – l). Коэффициент стеснения пластических деформа- ций изменяется в более широких пределах L = = 1,23…1,29; Lср = 1,26 [11]. Для простоты можно считать, что центр вращения находится посере- дине сечения шириной h, ослабленного растущей трещиной. Зависимость (19) при бесконечно ма- лом значении θ можно представить в следующем виде: dθ = 2 σв σт n (1 – n)2h dh. (20) На основании детального анализа можно счи- тать, что максимальная нагрузка на стадии рас- пространения разрушения определяется ослабле- нием сечения и деформационным упрочнением материала, достигнутым к моменту зарождения вязкой трещины. Изгибающий момент при зарож- дении вязкой трещины, когда угол изгиба образца θ принимает значение θс, может быть определен следующим образом: Mmax(θс) = t(B – l)2 4 1,26σт ⎛ ⎜ ⎝ θс 3ε ⎞ ⎟ ⎠ n . (21) Соответственно максимальный изгибающий момент, совершающий работу при распростра- нении вязкой трещины, равен Mp max(h) = 1,26σт ⎛ ⎜ ⎝ ⎜ ⎜ θс 3εт ⎞ ⎟ ⎠ ⎟ ⎟ n th2 4 . (22) С учетом выражений (19) и (22) можно опре- делить удельную работу распространения вязкой трещины в образце Шарпи: aν p = 1 t(B – l) ∫M 0 θ c (θ)dθ = 2 σв σт n (1 – n)2 t(B – l) ∫ 0 B – l Mp max(h) h dh = = σв σт n (1 – n)21,26σт ⎛ ⎜ ⎝ ⎜ ⎜ θc 3εт ⎞ ⎟ ⎠ ⎟ ⎟ n B – l 4 . (23) Объединив (11) и (23), можно записать δ1c max = 9,4εтβ (1 – n)2 n ⎛ ⎜ ⎝ ⎜ ⎜ θc 3εт ⎞ ⎟ ⎠ ⎟ ⎟ aν p σв . (24) Принимая во внимание, что угол изгиба θc дос- тигается при нагрузках, близких к максимальным, когда средние напряжения течения приближаются к временному сопротивлению материала, а истин- ные деформации ε ≈ n 1 – n, можно считать, что θc 3εт ≅ γ 1,5εт ≅ εe εт ≅ n (1 – n)εт . (25) Тогда связь между характеристикой трещинос- тойкости σ1c max и удельной работой развития вяз- кой трещины в образце Шарпи можно выразить в следующей форме: δ1c max = 9,4β(1 – n) aν p σв . (26) Без учета деформационного упрочнения зави- симость (26) имеет следующий вид: δ1c max = 9,4β aν p σв . (27) Полученные результаты позволяют перейти к заключительному этапу анализа. Применительно 6/2006 23 к материалам со слабым деформационным упроч- нением связь между удельной работой разруше- ния на «верхнем шельфе» aν max и характеристикой трещиностойкости δ1с max с учетом выражений (15) и (27) имеет вид δ1с max = 2,3β aν (s) σт . (28) Пренебрегая влиянием параметра n на конеч- ные результаты (поскольку эта характеристика не нормируется в инженерной практике, а влияние ее незначительно), результат можно записать в следующем виде: δ1c max ≅ 3 β (1 + 0,33 σв σт ) aν max(s) σт . (29) Приведенный выше анализ проводили приме- нительно к статическому нагружению, что в за- висимостях (28) и (29) подчеркнуто с помощью придания значению aν max символа s. Предполага- лось, что все основные физико-механические ха- рактеристики, входящие в зависимость (29) (δ1с max, σт, σв, aν max(s)), получены в одинаковых ус- ловиях. Следовательно, они должны характери- зовать свойства металла при одинаковых скорос- тях нагружения и, естественно, при температурах, обеспечивающих полностью вязкое разрушение как образца с трещиной, так и образца Шарпи. Поскольку критерий δ1с max является характеристи- кой статической трещиностойкости материала, значения aν max(s), σт и σв также должны относиться к статическому нагружению, что отражает индекс s. Это требование может быть оправдано как с теоретической, так и с инженерной точек зрения по отношению ко всем перечисленным механи- ческим характеристикам, за исключением aν max. При определении последней ударное нагружение необходимо, прежде всего, для обеспечения сос- тояния плоской деформации на всех стадиях де- формирования образца Шарпи. Это не играет ре- шающей роли при вязком разрушении, но имеет принципиальное значение для правильного вос- произведения условий вязкохрупкого перехода при плоском деформированном состоянии. Кроме того, именно испытания на ударную вязкость яв- ляются основной сдаточной характеристикой ма- териалов. Таким образом, в формуле (29) необходимо сохранить статические значения всех механичес- ких характеристик за исключением значения aν max(s), которое должно быть скорректировано с учетом динамических эффектов таким образом, чтобы вместо него можно было без существенных погрешностей использовать значение ударной вяз- кости. Влияние скорости нагружения на удельную ра- боту разрушения образца Шарпи можно охарак- теризовать коэффициентом D: D = b aν max(s) aν max(d) , (30) где aν max(s) — удельная работа вязкого разрушения образца Шарпи в условиях статического нагру- жения; aν max(d) — ударная вязкость, полученная при испытаниях образца Шарпи в температурном диапазоне, соответствующем «верхнему шельфу», b — безразмерный коэффициент пропорциональ- ности. Анализ экспериментальных данных, относя- щихся к сталям с различным деформационным упрочнением, показывает, что коэффициент D практически прямо пропорционален отношению σт ⁄ σв. Значение b изменяется от 0,75 до 1. С уче- том этого зависимость (29) можно окончательно записать в следующем виде (при b = 1 и δ1с = K1с 2 (1 – ν2) 2Eσт ): δ1c = 3 β σт σв (1 + 0,33 σв σт ) aν σт , (31) K1с = √⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯6β E 1 – ν2 1 (1 + 0,33 σв σт ) σт σв aν, (32) где β = r∗ 1 + 4 ρ0 r∗ . Использование формул, полученных с приме- нением деформационных критериев, возможно не только в температурном диапазоне верхнего шель- фа, но и переходных температур, где также на- блюдается микровязкая составляющая [11,12]. Кроме того, такая возможность вытекает из ре- зультатов работ [1–3, 5, 6], поскольку для боль- шинства конструкционных материалов, не име- ющих структурных аномалий, наблюдается устой- чивая корреляция между характеристиками K1с, 24 6/2006 δ1с и ударной вязкостью образцов Шарпи. Сле- довательно, можно утверждать, что стеснение пластических деформаций в обоих случаях прак- тически одинаково и соответственно при испы- таниях на ударную вязкость воспроизводятся ус- ловия вязкохрупкого перехода, характерные для плоского деформированного состояния в зоне тре- щин при статическом нагружении. Полученные формулы (31), (32) нуждаются в некоторой дополнительной корректировке. Зави- симость (10) приводит к следующему результату: с уменьшением размеров структурных элементов r при прочих равных условиях деформационная характеристика трещиностойкости δ1с стремится к нулю, что противоречит физическому смыслу. Учитывая результаты работы [13], целесообразно использовать понятие эффективной остроты тре- щины. Смысл заключается в том, что для фор- мирования наиболее неблагоприятных полей де- формаций и напряжений вблизи вершины трещи- ны необходимо ее некоторое притупление. Соот- ветственно очаг разрушения находится на неко- тором расстоянии x от вершины дефекта, а вяз- кость разрушения на нижнем шельфе ее темпе- ратурной зависимости ограничена определенным уровнем, который необходимо учитывать при пос- троении расчетных моделей. В связи с этим рас- четному структурному параметру β целесообразно придать следующую форму: β = x + r∗ 1 + 4 ρ0 r∗ . (33) Для высокопрочных сталей радиус зоны x ≅ ≅ 0,01 мм. Для низкопрочных материалов это зна- чение может быть несколько большим (до 0,05 мм). Для проверки полученных результатов целесо- образно использовать экспериментальные данные работы [6]. Их сопоставление со значениями K1с, рассчитанными по формулам (32), (33) при x = = 0,01 мм, приведено на рис. 2. Можно убедиться, что согласование результатов вполне удовлетво- рительное. Рассмотрим возможную роль структурных осо- бенностей материалов в разбросе эксперименталь- ных данных, приведенных на рис. 1. Учитывая отсутствие полной информации о физико-меха- нических свойствах сталей в работе [5], могут быть определены только формальные крайние гра- ницы расчетных значений K1с. Для этого зави- симость (32) целесообразно представить в следу- ющей форме: K1с = √⎯⎯⎯⎯⎯⎯A E 1 – ν2aν , где A = 6 ⎛ ⎜ ⎝ x + r∗ 1 + 16r∗ ⎞ ⎟ ⎠ ⎛ ⎜ ⎝ ⎜ ⎜ ⎜ ⎜ σт ⁄ σв 1 + 0,33 σв σт ⎞ ⎟ ⎠ ⎟ ⎟ ⎟ ⎟ ; x = 0,01 мм. Принимая минимальный размер структурного элемента r* = 0,01 мм, при максимальном дефор- мационном упрочнении (σт ⁄ σв = 0,6) получаем A ≈ 0,04. Оценивая наименее консервативную зависи- мость K1с от aν, принимаем r* = 0,1 мм при от- ношении σт ⁄ σв = 1. При этом A ≈ 0,2. Эмпири- ческое значение коэффициента A в работе [1] рав- но 0,1...0,157. Представленное на рис. 1 приближенное ре- шение при минимальном значении A обеспечивает консервативную оценку для всей области разброса экспериментальных данных. В то же время кривая 2 удовлетворительно описывает верхнюю границу этого разброса. Данные, лежащие выше этой кри- вой, объясняются нарушением состояния плоской деформации при оценке критерия K1с. В заключение можно отметить, что несмотря на ряд приближенных допущений, оценка влияния размеров структурных параметров на взаимосвязь между характеристиками трещиностойкости K1с и ударной вязкостью хрупких высокопрочных ста- Рис. 2. Сопоставление экспериментальных и расчетных зна- чений K1с, σт, aν при различных размерах структурных эле- ментов: кривая 1 — расчетные значения K1с; 2, 3 — соответственно экспериментальные значения σт и aν; кружки — экспериментальные значения K1с 6/2006 25 лей оказалась вполне приемлемой. Удовлетвори- тельные результаты дает также анализ возможных границ разброса экспериментальных результатов. Вместе с тем необходимо подчеркнуть, что когда речь идет о низкопрочных сталях с высокой вяз- костью разрушения, картина зарождения как вяз- ких, так и квазихрупких трещин должна меняться. В подобных случаях инициирование разрушения в поле максимальных деформаций и напряжений связано с растрескиванием нескольких структур- ных элементов. В рамках приведенного анализа это изменяет представление не только о размерах комплексного структурного элемента, но и пара- метра x. Соответственно следует ожидать, что более вязкие конструкционные материалы значи- тельно меньше зависят от размеров структурных элементов, чем следует из рис. 2. Такое предпо- ложение соответствует наличию устойчивых связей между K1с и aν для многих относительно вязких конструкционных материалов. Рассмотренный под- ход может быть использован, в частности, при тех- ническом диагностировании сварных конструкций. 1. Гиренко В. С., Дядин В. П. Зависимости между ударной вязкостью и критериями механики разрушения δ1C и K1C конструкционных сталей и их сварных соединений // Ав- томат. сварка. — 1985. — № 9. — С. 13–20. 2. Гиренко В. С., Дядин В. П. Зависимости между ударной вязкостью и критериями механики разрушения конс- трукционных сталей и их сварных соединений // Там же. — 1986. — № 10. — С. 61–62. 3. Гиренко В. С. Некоторые подходы к оценке статической трещиностойкости металлических материалов и сварных соединений // Там же. — 1995. — № 9. — С. 74–77. 4. ASTM Standard Test Method E 1921-97. 5. Phaal R., Macdonald K. A., Brown P. A. Correlation be- tween fracture toughness and Charpy impact energy // TWI. — 1993. — 5605(71). 6. Panasyuk V. V., Romaniv O. M. Charpy and fracture tough- ness data: limitations and advantages in evaluation of the embrittlement of metals // ESSIS, Charpy Centenary Conf., Poitiers, Paris, 2–5 Oct., 2001. — Vol. 2. — P. 603–610. 7. Романив О. Н., Крыськив А. С., Ткач А. Н. О некоторых случаях различной структурной чувствительности удар- ной вязкости и вязкости разрушения // Физ.-хим. мех. материалов. — 1978. — № 6. — С. 64–71. 8. Применение перегрева при закалке для повышения тре- щиностойкости высокопрочных сталей / О. Н. Романив, А. Н. Ткач, Я. Н. Гладкий, Ю. В. Зима // Там же. — 1976. — № 5. — С. 41–48. 9. Tettelman A. S., McEvily A. J. Fracture of structural materi- als. — New York, 1967. — 68 р. 10. Гиренко В. С., Дядин В. П. Корреляция характеристик трещиностойкости материалов и сварных соединений с результатами стандартных механических испытаний // Автомат. сварка. — 1990. — № 6. — С. 1–4. 11. Сиратори М., Миеси Т., Манусита Х. Вычислительная механика разрушения. — М.: Мир, 1986. — 334 с. 12. Романив О. Н. Структурная механика разрушения — но- вое перспективное направление в проблеме разрушения металлов // Физ.-хим. мех. материалов. — 1981. — № 100. — С. 28–44. 13. Malkin J., Tetelman A. S. Relation between K1с and micros- copic strength for low alloy steels // Eng. Frac. Mech. — 1971. — Vol. 3. — P. 151–167. An evaluation of static crack resistance (K1c, δ1с) of structural steels and their welded joints is proposed, based on standard mechanical testing and impact toughness of Charpy samples, allowing for the dimensions of structural elements. The developed approach allows for the difference in the deformation gradients in the tip of a crack-like defect and notch of a Charpy sample, which results in that the structural parameters, responsible for fracture initiation, are under different loading conditions, depending on their dimensions. Поступила в редакцию 22.02.2006 5-Я МЕЖДУНАРОДНАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ «ЛУЧЕВЫЕ ТЕХНОЛОГИИ И ПРИМЕНЕНИЕ ЛАЗЕРОВ» 23—28 сентября 2006 г.Санкт-Петербург, Россия Тематика: • физические основы лучевых технологий; • математическое моделирование лучевых технологий; • технологии резки, прошивки отверстий и маркировки; • технологии сварки, наплавки, термоупрочнения и прототипирования; • оборудование для лучевых технологий; • контроль качества и безопасность. Контакты: Россия, 195251, Санкт-Петербург, Политехническая ул., д. 29 Институт лазерных и сварочных технологий СПбГПУ Тел.: +7(812) 552-98-43; факс: +7(812) 535-46-98 E-mail: ilist@ltc.ru Web-site: www.ltc.ru РОССИЙСКАЯ АКАДЕМИЯ НАУК МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ РФ ФЕДЕРАЛЬНОЕ АГЕНТСТВО ПО НАУКЕ И ИННОВАЦИЯМ КОМИТЕТ ПО НАУКЕ И ВЫСШЕЙ ШКОЛЕ г. САНКТ-ПЕТЕРБУРГА ЦНИИ РОБОТОТЕХНИКИ И ТЕХНИЧЕСКОЙ КИБЕРНЕТИКИ ИНСТИТУТ ЛАЗЕРНЫХ И СВАРОЧНЫХ ТЕХНОЛОГИЙ СПбГПУ РОССИЙСКАЯ ЛАЗЕРНАЯ АССОЦИАЦИЯ ЕВРОПЕЙСКОЕ ОПТИЧЕСКОЕ ОБЩЕСТВО СОЮЗ НЕМЕЦКИХ ИНЖЕНЕРОВ 26 6/2006

Оценка трещиностойкости металла сварных соединений по результатам стандартных механических испытаний с учетом размеров структурных элементов

Репозитарії

Схожі ресурси