Прогнозирование трещиностойкости корпусной реакторной стали на основе концепции “Master curve” и вероятностной модели
На основе вероятностной модели и "Master curve’’-подхода выполнено прогнозирование температурной зависимости трещиностойкости при хрупком разрушении корпусной реакторной стали 15Х2НМФА в исходном и сильно охрупченном состоянии по результатам испытаний образцов типа Шарпи с трещиной на трещиност...
Gespeichert in:
| Veröffentlicht in: | Проблемы прочности |
|---|---|
| Datum: | 2002 |
| Hauptverfasser: | , , , , , |
| Format: | Artikel |
| Sprache: | Russisch |
| Veröffentlicht: |
Інститут проблем міцності ім. Г.С. Писаренко НАН України
2002
|
| Schlagworte: | |
| Online Zugang: | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/46726 |
| Tags: |
Tag hinzufügen
Keine Tags, Fügen Sie den ersten Tag hinzu!
|
| Назва журналу: | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| Zitieren: | Прогнозирование трещиностойкости корпусной реакторной стали на основе концепции “Master curve” и вероятностной модели / Б.З. Марголин, В.А. Швецова, А.Г. Гуленко, А.В. Ильин, В.А. Николаев, В. И. Смирнов // Проблемы прочности. — 2002. — № 1. — С. 5-21. — Бібліогр.: 19 назв. — рос. |
Institution
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine| _version_ | 1859952883159531520 |
|---|---|
| author | Марголин, Б.З. Швецова, В.А. Гуленко, А.Г. Ильин, А.В. Николаев, В.А. Смирнов, В.И. |
| author_facet | Марголин, Б.З. Швецова, В.А. Гуленко, А.Г. Ильин, А.В. Николаев, В.А. Смирнов, В.И. |
| citation_txt | Прогнозирование трещиностойкости корпусной реакторной стали на основе концепции “Master curve” и вероятностной модели / Б.З. Марголин, В.А. Швецова, А.Г. Гуленко, А.В. Ильин, В.А. Николаев, В. И. Смирнов // Проблемы прочности. — 2002. — № 1. — С. 5-21. — Бібліогр.: 19 назв. — рос. |
| collection | DSpace DC |
| container_title | Проблемы прочности |
| description | На основе вероятностной модели и "Master curve’’-подхода выполнено прогнозирование температурной зависимости трещиностойкости при хрупком разрушении корпусной реакторной стали 15Х2НМФА в исходном и сильно охрупченном состоянии по результатам испытаний образцов типа Шарпи с трещиной на трещиностойкость при некоторой одной температуре. Сопоставление кривых KIc(T) для стали в исходном состоянии, рассчитанных на основе вероятностной модели и "Master curve’’-подхода, показало их хорошее соответствие. При испытании компактных образцов 2Т-СТ из стали в охрупченном состоянии в широком диапазоне температур получены экспериментальные значения трещиностойкости, которые сопоставляли с расчетными кривыми KIc(T). Показано, что для охрупченной стали кривая KIc(T),рассчитанная согласно "Master curve’’-подходу, не описывает экспериментальные результаты адекватно, в то время как соответствие между экспериментальными данными по трещиностойкости и кривыми KIc(T), рассчитанными по вероятностной модели, хорошее.
На основі імовірнісної моделі і “Master curve’’-підходу виконано прогнозування температурної залежності тріщиностійкості при крихкому руйнуванні корпусної реакторної сталі 15Х2НМФА в початковому і сильно окрих- чуваному стані за результатами випробувань зразків типу Шарпі з тріщиною на тріщиностійкість за деякої однієї температури. Зіставлення кривих KІс(T), отриманих за цими підходами, показало їхню хорошу відповідність. При випробуванні компактних зразків 2Т-СТ зі сталі в окрихчуваному стані отримано експериментальні значення тріщиностійкості в широкому діапазоні температур, які зіставляли з розрахунковими кривими KIc(T). Показано, що для окрихчуваної сталі крива Klc(T ), розрахована на основі “Master curve’’-підходу, не описує експериментальні результати адекватно, в той час як відповідність експериментальних даних по тріщиностійкості і кривих KIc(T), розрахованих за імовірнісною моделлю, добра.
On the basis of a probabilistic model and “Master Curve” approach we perform prediction of the brittle fracture-toughness temperature dependence of 15Kh2NMFA reactor pressure-vessel steel in the initial and high-embrittled states. Calculations of the KIc(T) curve have been carried out using these approaches on the basis of the results of fracture toughness testing of precracked Charpy specimens at some (single) temperature. The KIc(T) curves for the initial state calculated with the Master Curve approach and the probabilistic model are compared and their good agreement is shown. Experimental values of the fracture toughness have been obtained for the embrittled 15Kh2NMFA steel through testing compact-tension 2T-CT specimens over a wide temperature range. We compared the calculated KIc(T) curves for the embrittled steel with the corresponding test results. It is shown that the KIc(T) curve for the embrittled steel calculated in accordance with the Master curve approach does not describe the experimental data adequately At the same time, the agreement of the experimental data on fracture toughness and the KIc(T) curves calculated by the probabilistic model is good.
|
| first_indexed | 2025-12-07T16:18:06Z |
| format | Article |
| fulltext |
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
РАЗДЕЛ
УДК 539.4
Прогнозирование трещиностойкости корпусной реакторной стали
на основе концепции “Master curve” и вероятностной модели
Б. З. М арголин, В. А. Ш вецова, А. Г. Гуленко, А. В. Ильин, В. А. Николаев,
В. И. Смирнов
ЦНИИ КМ “Прометей”, Санкт-Петербург, Россия
На основе вероятностной модели и "Master curve’’-подхода выполнено прогнозирование
температурной зависимости трещиностойкости при хрупком разрушении корпусной реак
торной стали 15Х2НМФА в исходном и сильно охрупченном состоянии по результатам
испытаний образцов типа Шарпи с трещиной на трещиностойкость при некоторой одной
температуре. Сопоставление кривых K Ic (T ) для стали в исходном состоянии, рассчи
танных на основе вероятностной модели и "Master curve’’-подхода, показало их хорошее
соответствие. При испытании компактных образцов 2Т-СТ из стали в охрупченном состо
янии в широком диапазоне температур получены экспериментальные значения трещино
стойкости, которые сопоставляли с расчетными кривыми K Ic (T). Показано, что для
охрупченной стали кривая K ic(T),рассчитанная согласно "Master curve’’-подходу, не описы
вает экспериментальные результаты адекватно, в то время как соответствие между
экспериментальными данными по трещиностойкости и кривыми K (T),рассчитанными по
вероятностной модели, хорошее.
К л ю ч е в ы е с л о в а : вероятностная модель, “Master curve’’-подход, трещино
стойкость, хрупкое разрушение, охрупченное состояние.
Введение. Температурная зависимость трещиностойкости K lc( T ) при
хрупком разрушении корпусных реакторных сталей в исходном состоянии
может прогнозироваться, по крайней мере, двумя способами: на основе
концепции “Master curve” [1-4] и с помощью моделей, базирующихся на
локальных критериях хрупкого разрушения [5-10]. Кроме того, трещино
стойкость стали в исходном состоянии может быть определена экспери
ментально в широком диапазоне температур при испытании полномасштаб
ных образцов.
Для облученных реакторных сталей наблюдается иная картина: могут
быть испытаны только малоразмерные образцы, причем испытания на тре
щиностойкость возможны в ограниченном диапазоне температур, при кото
рых уровень трещиностойкости невелик.
В настоящее время для прогнозирования кривых K ic (T) по данным
испытаний малоразмерных образцов широко используется концепция “Master
curve”. Применимость этой концепции для корпусных сталей в различных
© Б. 3. МАРГОЛИН, В. А. ШВЕЦОВА, А. Г. ГУЛЕНКО, А. В. ИЛЬИН, В. А. НИКОЛАЕВ,
В. И. СМИРНОВ, 2002
ISSN 0556-171X. Проблемы прочности, 2002, № 1 5
Б. 3. Марголин, В. А. Швецова, А. Г. Гуленко и др.
состояниях подтверждена экспериментально в [4]. Концепция “Master curve”
основывается на условии горизонтального сдвига кривых K 1с(Г), поэтому
при анализе ее применимости для сильно охрупченных сталей возникает
вопрос, является ли форма кривой K Ic(Г) для охрупченной стали такой же,
как для стали в исходном состоянии.
Имеется не так много данных по трещиностойкости облученных сталей
со значительным охрупчиванием, которые позволили бы ответить на этот
вопрос однозначно. В [11-13] было показано, что наклон кривых K i c (Г) для
корпусных реакторных сталей в облученном состоянии уменьшается по
сравнению с наклоном для сталей в исходном состоянии. На возможное
изменение формы кривых K ic (Г ) для охрупченных сталей указывают также
некоторые косвенные факты, например изменение формы температурных
кривых ударной вязкости для облученных сталей по сравнению с таковой
для необлученных [12, 13]. Моделирование радиационного охрупчивания
корпусных реакторных сталей [14] показало, что для сталей в сильно охруп-
ченном состоянии изменятся форма кривых K ic(Г ).
Прогнозирование трещиностойкости на основе локальных критериев
разрушения может быть выполнено при использовании моделей [5-10].
Наиболее известными являются RKR-модель [6 , 7] и модель Беремина [8 ].
Вместе с тем в работах [4, 14] было показано, что прогнозирование трещи
ностойкости для облученных корпусных реакторных сталей на основе моде
лей [6- 8] является некорректным. Согласно этим моделям [6- 8 ], зависи
мость K ic(Г) определяется температурной зависимостью предела текучести
о у (Г). Для корпусных сталей в температурном диапазоне 20 < Г < 300оС
предел текучести изменяется очень слабо. Поэтому для стали с высоким
значением переходной температуры, например для облученной стали, увели
чение K i c с температурой будет очень небольшим, что противоречит экспе
риментальным данным [4, 13].
Разработана также модель прогнозирования трещиностойкости, осно
ванная на новом локальном критерии хрупкого разрушения [9, 15] в детер
министической [9, 16] и вероятностной постановках [10]. Вероятностная
модель верифицирована применительно к корпусным сталям в исходном
состоянии [10, 14]. Эта модель, не содержащая каких-либо предположений
относительно формы кривой K ic(Г ) и не использующая условие горизон
тального сдвига этих кривых, обеспечивает их прогнозирование при сдвиге
и изменении формы.
Основные задачи настоящего исследования - сравнение кривых K ic (Г),
рассчитанных по вероятностной модели [10] и “Master curve’’-подходу, для
стали 15Х2НМФА в исходном состоянии и верификация указанных под
ходов для этой стали в сильно охрупченном состоянии. Расчет кривых
K ic(Г) по обоим подходам был выполнен на основе результатов испытаний
на трещиностойкость при одной температуре образцов типа Шарпи с тре
щиной. Верификация подходов проведена путем сопоставления расчетных
кривых K ic(Г ) с экспериментальными значениями трещиностойкости для
компактных образцов 2Т-СТ в широком диапазоне температур.
6 ISSN 0556-171X. Проблемы прочности, 2002, № 1
Прогнозирование трещиностойкости корпусной реакторной стали
1. Прогнозирование кривой K Ic (T) на основе вероятностной
модели.
1.1. Л окальн ы й крит ерий х руп кого р азруш ен и я . Формулировка локаль
ного критерия хрупкого разрушения в вероятностной постановке включает
такие положения.
1). Поликристаллический материал представляется как совокупность
элементарных ячеек со следующими свойствами. Механические свойства
ячейки принимаются идентичными осредненным механическим свойствам
материала, полученным на стандартных образцах. Размер элементарной
ячейки р uc равен среднему размеру зерна поликристаллического матери
ала. Напряженно-деформированное состояние (НДС) в элементарной ячейке
считается однородным.
2). Для ячейки принят локальный критерий хрупкого разрушения в виде
[9, 15]
о 1 + mTE°eff d ; (1a)
о 1 > 5 c (К). (1б)
Здесь S c (К) - критическое напряжение хрупкого разрушения,
5 с (к ) = [С 1* + С 2 e x p ( - J d К )Г 1/2, (2 )
где о 1 - максимальное главное напряжение; эффективное напряжение
о ef f = о eq - о у ; о eq - интенсивность напряжений; к = f de Pq - параметр
Одквиста; de Pq - приращение эквивалентной пластической деформации; С *,
*
С 2 , A d - константы материала; о d - эффективная прочность карбидов или
границ соединений карбид-матрица либо других частиц, на которых за
рождаются микротрещины скола; тп - параметр, который зависит от
температуры T и пластической деформации и может быть записан как [10,
15]
mTe = тт(T )m e (К); (3)
m (K) = S 0 / S c (К); (4)
mT (T) = m0 о у, (T) (5)
(S о = S c (К = 0); m0 - константа, определяемая экспериментально; о Ys -
температурно-зависимая компонента предела текучести).
3). Для формулировки критерия (1) в вероятностной постановке при
нимается, что параметр о d является стохастическим, остальные параметры
- детерминистическими.
4). Для описания функции распределения карбидов по прочности, т.е.
функции распределения параметра о d , используется распределение Вей-
булла [17]:
ISSN 0556-171X. Проблемы прочности, 2002, № 1 7
Б. 3. Марголин, В. А. Швецова, А. Г. Гуленко и др.
Р ( о й ) = 1 — ехР
о й ° й 0
о й /
(6 )
где р (о й ) - вероятность того, что минимальная прочность карбида в эле
ментарной ячейке меньше, чем о й ; ~ й , о йо и ^ - параметры Вейбулла.
5). Для описания хрупкого разрушения поликристаллического мате
риала используется модель наислабейшего звена.
6 ). Принимается, что хрупкое разрушение может происходить только в
тех ячейках, для которых выполняется условие о щ > о у .
7). Вероятность неразрушения элементарной ячейки равна единице,
если для нее выполняется условие о 1 < 5 с (к ).
1.2. В ероят ност ная м одель п рогн ози рован и я кривой К 1с(Т). Вероят
ностная модель прогнозирования трещиностойкости основана на следую
щих положениях.
1). Используется локальный критерий хрупкого разрушения в вероят
ностной постановке, рассмотренный выше.
2). Принимается, что хрупкое разрушение образца контролируется ячей
ками, расположенными в зоне у вершины трещины (рис. 1). Эта зона
представляет собой полукруг с радиусом, равным Гр + д /2 , где Гр - мини
мальный размер пластической зоны; д - раскрытие вершины трещины.
Условие о ед > о у выполняется автоматически для такой зоны.
3). Принимается, что все ячейки, расположенные в одном и том же
полукольце, имеют одинаковую вероятность хрупкого разрушения.
Рис. 1. Зона у вершины трещины, выбранная для расчета вероятности хрупкого разрушения
образца с трещиной: р'п/ = ехР
д 1
—т я\-------- г —
2Рыс 2
ой о
й
8 0556-171Х. Проблемы прочности, 2002, № 1
Прогнозирование трещиностойкости корпусной реакторной стали
4). Напряженно-деформированное состояние у вершины трещины на
линии продолжения трещины рассчитывается согласно приближенному ана
литическому решению [10].
На основе этих положений вероятность хрупкого разрушения образца с
трещиной вычисляется как
Р / (К : ) = 1 - ехр
О
2 1 —
й \ 2 р . + 1 2 (оп о й 0 (7)
где Р / ( К : ) - вероятность хрупкого разрушения как функция коэффи
циента интенсивности напряжений К : при данной температуре; к - число
элементарных ячеек на линии продолжения трещины в зоне, показан
ной на рис. 1, к = гр I р ис; о - число элементарных ячеек, располо
женных вдоль фронта трещины, о = В /Р ис; В - толщина образца;
о Пис = о1 + тТ т£ (к I ) о / ; I - номер ячейки на линии продолжения тре
щины. В уравнении (7) элементарные ячейки, для которых выполняется
условие о \ < 5 с (к I ) или о 1пис < о й о, исключаются из анализа, и в (7) для
них принимается о 1пис — о Л 0 = 0.
1.3. М ет оды эксп ери м ен т альн ого оп ределен ия п арам ет ров, необходи
м ы х для п рогн ози рования т рещ иност ойкост и. Для аналитического описа
ния кривой К 1с(Т) в диапазоне температур хрупкого разрушения на основе
предложенной модели следует знать параметры, входящие в локальный
критерий хрупкого разрушения (Б с (к), тТ ( Т ), ~ Л , о й0 и щ), а также кривую
деформирования материала, которая необходима для расчета НДС. Эта
кривая аппроксимируется уравнением
о еЧ = о т + А о ( к ) п , (8)
где Ао и п - константы материала. Температурная зависимость предела
текучести о у ( Т ) задается уравнением
о у ( Т ) = а — с Т + Ь ехр(— НТ), (9)
где а , Ь , с, Н - константы материала, не зависящие от температуры; Т -
температура в градусах Кельвина.
Для корпусных реакторных сталей аппроксимация зависимости о у ( Т )
уравнением (9) при с = 0 описывает экспериментальные данные достаточно
хорошо в области низких и умеренных (до 50°С) температур [10, 14], при
с 5* 0 - в диапазоне как низких, так и повышенных (до 450°С).
Зависимость Б с (к ) и коэффициенты в (8) и (9) определяются на основе
результатов испытаний стандартных образцов на одноосное растяжение при
различных температурах [15].
1ББМ 0556-171Х. Проблемы прочности, 2002, № 1 9
Б. 3. Марголин, В. А. Швецова, А. Г. Гуленко и др.
Параметр тт(Т) рассчитывается по корреляционной зависимости (5).
Процедура определения параметра т 0 рассмотрена в [10]. Температурно
зависимая компонента предела текучести о уэ(Г) задается как
о уэ (т ) = о у (т ) — о УО , (10)
где о уо - температурно-независимая компонента предела текучести. С
достаточной степенью точности в качестве величины о уС может быть
принято значение о у (Г) при некоторой тем пературе ТуС, когда
о уэ(Гуо) < 0,01оу (Гуо). Тогда температурно-зависимая компонента предела
текучести вычисляется как о уэ ( Т ) = о у ( Т ) — о у (Гуо). Для корпусных реак
торных сталей температура ТуС может быть взята как ТуС = 350оС [10, 14].
Параметры а ̂ и п определяются по результатам испытаний на тре-
щиностойкость малоразмерных образцов с трещиной при некоторой одной
температуре.
Уравнение (7) удобно представить в виде [8 ]
Р г = 1 — ехр
I \ п"
— ( о ^
1
(11)
. — 1
;=[12 р ис ' 2,
(о пис о ё 0 ) '
1/п
(12)
В уравнении (12), так же как в (7), ячейки, для которых выполняется
условие о | < Б с (к .) или о 1пис < о ё 0 , исключаются из анализа, и в (12) для
них принимается о гпис — о ̂ 0 = 0.
Рассмотрим процедуру определения параметров а ̂ и п в предполо
жении, что параметр т 0 известен. Если необходимо определить параметр
т 0 , образцы испытываются при двух различных температурах и исполь
зуется итерационный процесс [10].
1. Испытываются малоразмерные образцы, например образцы Шарпи с
трещиной, на трещиностойкость при температуре Т и определяются значе
ния К л .
2. Рассчитываются поля напряжений и деформаций для каждого мало
размерного образца с трещиной в соответствии с аналитическим решением
[10].
3. Задается некоторое начальное значение параметра п = П 0 .
4. Значения параметра о № рассчитываются для каждого испытанного
образца с трещиной с использованием деформаций и напряжений, полу
ченных согласно п. 2 .
5. Параметры а ̂ и п в (12) определяются с помощью метода наи
большего правдоподобия [18].
10 1ББМ 0556-171Х. Проблемы прочности, 2002, № 1
Прогнозирование трещиностойкости корпусной реакторной стали
6 . Сравниваются значения ] и ] 0:
если ] = ] о, то итерационный процесс прерывается;
если ] о, то значение параметра ] о корректируется, и процесс
повторяется в соответствии с пп. 4-6.
Зависимость P f (о w), заданная уравнением (11) с полученными значе
ниями параметров a d и ] , может быть сопоставлена с эмпирической
зависимостью P f (о w), которая получена следующим образом: вероятность
хрупкого разрушения P j для соответствующего значения о wj вычисляется
как P jj = ( j — 0,5)/N, где j есть ранг испытаний, т.е. j = 1 для наименьшего
и j = N для наибольшего значений о wj ; N - количество испытанных
образцов. Тогда для сравнения эмпирической и рассчитанной функций
P f (о w) последние обычно представляют в координатах ln ln (1— P f )—1 vs
ln о w.
Параметр о d о может быть оценен следующим образом. По физичес
кому смыслу его можно интерпретировать как минимально возможное зна
чение прочности карбидов. Это значение можно определить из условия
зарождения микротрещин (1), если учесть, что микротрещины могут зарож
даться при о eq = о у при температуре, близкой к абсолютному нулю. Тогда,
учитывая, что в этом случае о ej j = 0 и о 1 = о у , и з ( 1) имеем о dо ~ о у и из
(9) - о у = a + b, так что о dо = a + b.
Таким образом, для определения всех параметров вероятностной моде
ли необходимо испытать стандартные гладкие цилиндрические образцы и
малоразмерные образцы на трещиностойкость при какой-то одной темпера
туре.
2. Прогнозирование трещиностойкости на основе концепции “M aster
curve” . Концепция “Master curve” базируется на следующих положениях
[1-3].
1. Вероятность хрупкого разрушения P f образца (выбранного произ
вольно из партии образцов) описывается трехпараметрическим уравнением
Вейбулла [1]:
\4 '
P f = 1 - exp (13)
где P f - вероятность разрушения при K j < K Ic; K 0 - параметр масштаба,
зависящий от температуры испытаний и толщины образца; K min - мини
мально возможная трещиностойкость. По данным [1-3], K min = 20 МПал/)м.
2. Влияние толщины образца на трещиностойкость описывается урав
нением [2 ]
K x _K
K Ic K min
K Y _ K
K Ic K min
X Yгде K jc , K Ic - трещиностойкость образцов толщиной B x и B y при
одинаковой вероятности хрупкого разрушения P f .
ISSN 0556-171X. Проблемы прочности, 2002, N2 1 11
уВ
1/4
(14)
Б. 3. Марголин, В. А. Швецова, А. Г. Гуленко и др.
3. Медианное значение трещиностойкости (при Р^ = 0,5) как функция
температуры для образцов 1Т-СТ (В = 25 мм) задается уравнением [3]
К ^ „ « о Т ) = 30+ 70ехр[0,019(Т- З Д МП^л/М, (15)
где Т0 - температура, при которой К ° с(тел) = 100МПал/м.
Под величиной К 1с в (13)-(15) следует понимать значение трещино
стойкости, определенное как методами линейной (К 1с), так и нелинейной
(К с ) механики разрушения.
4. Принимается, что для охрупченных материалов, в частности для
облученных, в уравнении (15) изменяется только один параметр - Т0, осталь
ные численные параметры не изменяются.
Последнее положение есть, по сути, концепция горизонтального сдвига.
Температурные зависимости трещиностойкости для образцов любой
толщины при любой вероятности хрупкого разрушения могут быть рассчи
таны с помощью уравнений (13)-(15).
3. М етоды и результаты испытаний.
3.1. М ат ери ал и образц ы . Объектом исследования служила корпусная
реакторная сталь 15Х2НМФА для ВВЭР-1000 из обечайки толщиной 200 мм.
Экспериментально исследовали сталь в исходном состоянии и охрупченном.
Последнее было получено специальной термообработкой, имитирующей
радиационное охрупчивание стали.
Степень охрупчивания оценивали по сдвигу критической температуры
хрупкого разрушения, в качестве которой принимали температуру, соответ
ствующую значению ударной вязкости 41 I (Дж). Для стали в исходном
состоянии величина Т4и , определенная по температурным кривым ударной
вязкости, составляла — 64°С, для стали в охрупченном состоянии Т4у =
= 116°С, так что ДТ4и = 180°С.
Микроструктуру стали 15Х2НМФА в исходном и охрупченном состо
янии изучали на оптическом микроскопе. Установлено, что микроструктура
стали в обоих состояниях может быть охарактеризована как отпущенная
бейнитно-мартенситная структура.
Стандартные компактные образцы толщиной В = 50 мм и шириной
Ш = 100 мм (образцы 2Т-СТ) изготовляли с ориентацией Ь-Б (это обозна
чение использовано согласно [19]). На образцах наносили боковые канавки
глубиной 5 мм, т.е. их исходную толщину уменьшали на 20%.
На образцах Шарпи с трещиной толщиной 10 мм, которые также имели
ориентацию Ь-Б, наносили боковые канавки глубиной 1 мм.
Гладкие цилиндрические образцы диаметром 5 мм и с длиной рабочей
части 25 мм были ориентированы так, что их поперечное сечение было
параллельно поверхности разрушения компактных образцов.
3.2. И спы т ан ия на р а ст я ж ен и е гладки х цилиндрических о б р а зц о в и
оп ределен и е п арам ет ров а г (Т), Б с (к), А0 (Т) и п (Т ). Гладкие цилиндри
ческие образцы из стали в исходном состоянии испытывали в интервале
температур —196... 350°С, из охрупченной стали - от —196 до 450°С при
скорости деформирования около 5 -10—4 с -1 .
12 ISSN 0556-171Х. Проблемы прочности, 2002, № 1
Прогнозирование трещиностойкости корпусной реакторной стали
По результатам испытаний определяли коэффициенты в (2), (8) и (9).
При построении зависимости критического напряжения хрупкого раз
рушения Б с от пластической деформации (уравнение (2 )) было получено:
* 7 _2 *
для стали в исходном состоянии - С х = 2,01-10 МПа , С 2 =
= 3 ,90-10_7 М П а_2 , Л й = 1,71;
* __п __о % __п
в охрупченном состоянии - С 1 = 1,92-10 МПа , С 2 = 3,04-10
МПа _2 , Л а = 2,92.
Константы Л0 и п (8) для кривой деформирования представлены в
табл. 1 .
Т а б л и ц а 1
Параметры кривых деформирования для стали 15Х2НМФА в исходном (над чертой)
и охрупченном (под чертой) состоянии при аппроксимации а еч =Оу + Л0(к )п
Параметр Т , ° С
—196 _100 _ 60 _ 20 20 100 200 350 450
ау, МПа 1039 731 650 612 580 552 _ 510 _
1302 1020 966 938 900 898 865 889 846
Л0, МПа 679 685 622 629 590 557 _ 537 _
765 752 718 727 700 740 764 742 586
0,499 0,470 0,460 0,490 0,490 0,490 _ 0,500 _
п 0,410 0,360 0,360 0,390 0,430 0,440 0,470 0,490 0,450
При построении зависимости а у ( Т ) (9) константы материала состав
ляют:
для стали в исходном состоянии - а = 510 МПа, с = 0, Ь = 1083 МПа,
Н = 9,309-10_3 К _ 1;
в охрупченном состоянии - а = 867 МПа, с = 0,0305 МПа -К _ 1, Ь =
= 975 МПа, Н = 1,04 -10_ 2 К _ 1.
Учитывая, что согласно разделу 1.3 а d0 = а + Ь, для стали в исходном
состоянии получаем а ^ 0 = 1593 МПа, в охрупченном - а ̂ 0 = 1842 МПа.
Фрактографические исследования поверхностей разрушения цилиндри
ческих образцов, испытанных на растяжение при Т = _ 196°С, показали, что
хрупкое разрушение охрупченной стали происходило в основном по меха
низму внутризеренного скола и микроскола, так же как и хрупкое разру
шение стали в исходном состоянии.
3.3. И спы т ания на т рещ и ност ойкост ь. Предварительное циклическое
нагружение и испытание на трещиностойкость образцов Шарпи с трещиной
и образцов 2Т-СТ проводили в соответствии с требованиями ЛБТМ Е 1921
[3].
Образцы Шарпи с трещиной испытывали на трещиностойкость на
испытательной машине УМЭ-100 кН, оборудованной термокриокамерой:
для стали в исходном состоянии при Т = _110°С, для охрупченной стали -
при Т = _196°С и 30°С. Полученные значения трещиностойкости даны в
табл. 2 и 3. При Т = _196°С было испытано три образца, для которых
получены следующие значения К 1с: 20,4; 21,7 и 22,4 МПал/)м.
1ББМ 0556-171Х. Проблемы прочности, 2002, № 1 13
Б. 3. Марголин, В. А. Швецова, А. Г. Гуленко и др.
Т а б л и ц а 2
Результаты испытаний на трещиностойкость при Т = —110°С образцов Шарпи
с трещиной из стали 15Х2НМФА в исходном состоянии
№ образца 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
KJc, МПал/м 69 79 105 112 115 117 123 128 147 173
Т а б л и ц а 3
Результаты испытаний на трещиностойкость при Т = 30°С образцов Шарпи
с трещиной из стали 15Х2НМФА в охрупченном состоянии
№ образца 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
KJc, МПал/м 59 64 73 74 76 77 88 88 89 105 115 126 148 180
Испытания на трещиностойкость образцов 2Т-СТ проводили в темпера
турном диапазоне —50...150оС на испытательной машине «Schenk-1000 kN».
Полученные значения трещиностойкости для этих образцов приведены ниже.
Фрактографические исследования поверхностей разрушения образцов
Шарпи с трещиной показали, что хрупкое разрушение охрупченной стали
происходило в основном по механизму внутризеренного скола и микро-
скола.
4. Прогнозирование трещ иностойкости исследуемой стали в исход
ном состоянии. В настоящем разделе представлены результаты прогнози
рования кривых K Ic(Т) для стали в исходном состоянии, полученные на
основе концепции “Master curve” и вероятностной модели, и сопоставление
этих кривых друг с другом. Параметр Т0 в “Master curve” и параметры ~ d и
^ в вероятностной модели определяли по результатам испытаний образцов
Шарпи с трещиной при Т = — 1100C (табл. 2).
4.1. П рогн ози рован и е т рещ иност ойкост и на осн о ве концепции “M a s te r
c u r v e ”. Параметр T0 определяли однотемпературным методом [3] по дан
ным табл. 2, при этом было получено Т0 = — 109,ГС.
Кривые K i c ( Т ), рассчитанные при Т0 = — 109,ГС по уравнениям (13) и
(15) для образца с трещиной толщиной B = 25 мм при Р^ = 0,05; 0,5 и 0,95,
иллюстрирует рис. 2 .
4.2. П р огн ози рован и е т рещ иност ойкост и на осн о ве вероят н ост н ой
м одели . Параметры для расчета кривых K lc( Т ) на основе вероятностной
модели определяли по результатам испытаний гладких цилиндрических
образцов и образцов Шарпи с трещиной. Размер элементарной ячейки р uc
полагали равным 0,05 мм [10]. Согласно [10], принимали т 0 = 0,1 М П а— 1 и
согласно разделу 3.2 - о d0 = 1593 МПа. Зависимость тт(Т) вычисляли по
уравнению тТ (Т) = т 0[о Y (Т) — о Y (Т = 3500C)].
Параметры ~ d и ^ определяли в соответствии с процедурой, пред
ставленной в разделе 1.3, по данным табл. 2, при этом было получено
~ d = 23243 МПа, ^ = 5,8. Функция P f (о w ), задаваемая уравнением (11), и
эмпирическая функция приведены на рис. 3.
Зависимости K i c ( Т ), рассчитанные по вероятностной модели при
P f = 0,05; 0,5 и 0,95, представлены на рис. 2 для образцов с трещиной
толщиной B = 25 мм. Видно, что кривые K i c (Т), рассчитанные на основе
вероятностной модели и концепции “Master curve”, весьма близки.
14 ISSN 0556-171X. Проблемы прочности, 2002, № 1
Прогнозирование трещиностойкости корпусной реакторной стали
K ic , K jc , МП^т/м
T , °C
Рис. 2. Кривые K Ic (T), рассчитанные согласно концепции “Master curve” (кривые с точками)
и вероятностной модели (сплошные линии) для образцов с трещиной толщиной B = 25 мм из
стали 15Х2НМФА в исходном состоянии при разной вероятности хрупкого разрушения.
lnln[y(1- Pf )]
Рис. 3. Сопоставление расчетной (прямая) и эмпирической (точки) функций р (ак ) для
образцов Шарпи с трещиной из стали 15Х2НМФА в исходном состоянии.
5. Прогнозирование трещиностойкости исследуемой стали в охруп-
ченном состоянии и сравнение с результатами экспериментов. В насто
ящем разделе представлены результаты прогнозирования кривых K lc( T ) для
стали в охрупченном состоянии, полученные на основе концепции “Master
curve” и вероятностной модели. Параметр Т0 в “Master curve” и параметры
a d и ^ в вероятностной модели определяли по данным испытаний образ
цов Шарпи с трещиной при Т = 30oC (табл. 3). Расчетные кривые сопостав
ляли с экспериментальными значениями K lc, полученными при испытании
образцов 2Т-СТ. Выполнена также аппроксимация экспериментальных зна
чений экспоненциальным уравнением.
ISSN 0556-171X. Проблемы прочности, 2002, № 1 15
Б. 3. Марголин, В. А. Швецова, А. Г. Гуленко и др.
5.1. П рогн ози рован и е т рещ иност ойкост и на осн о ве концепции “M a s te r
c u r v e ”. Параметр Г0 определяли однотемпературным методом [3] по дан
ным табл. 3, при этом получено То = 36,8°С.
С использованием полученного значения То зависимости K Ic(Т) рас
считывали согласно уравнениям (13)-(15) для образцов толщиной B = 50 мм
при разной вероятности. Эти кривые представлены на рис. 4. Там же
приведены результаты испытаний образцов 2Т-СТ в диапазоне температур
— 50...150°C. Видно, что экспериментальные значения K lc при Т > 100°С
расположены значительно ниже расчетной кривой K i c (Т) при P f = 0,05.
K Ic, K Jc, МПа^м
Рис. 4. Кривые Kic (Т), рассчитанные согласно концепции “Master curve” для образцов с
трещиной толщиной B = 50 мм из стали 15Х2НМФА в охрупченном состоянии при разной
вероятности хрупкого разрушения: точки - экспериментальные значения трещиностойкости
для образцов 2T-CT с 20%-ными боковыми надрезами.
Расхождение экспериментальных значений трещиностойкости и расчет
ных кривых, полученных на основе концепции “Master curve”, по-видимому,
связано с нарушением используемого в ней условия горизонтального сдвига,
т.е. с изменением формы кривой K i c(Т) для охрупченной стали. В этой
связи интересно определить реальную форму кривой K i c (Т) для иссле
дуемой стали путем прямой аппроксимации экспериментальных значений
K i c для образцов 2Т-СТ. Процедура такой обработки и полученные ре
зультаты представлены ниже.
5.2. П рям ая аппроксим ация эксп ери м ент альн ы х значений K lc для
о б р а зц о в 2Т-СТ. Экспериментальные значения K i c для образцов 2Т-СТ
были аппроксимированы экспоненциальным уравнением по следующей про
цедуре.
1. Используя значения K ic при Т = 50, 100 и 150°С, с помощью одно
температурного метода вычислялись медианные значения трещиностойкости
K ic(med) при этих температурах.
2. Температурная зависимость медианных значений трещиностойкости
K i c(med )(Т ) для образцов толщиной B = 50 мм аппроксимировалась урав
нением
16 ISSN 0556-171X. Проблемыг прочности, 2002, № 1
Прогнозирование трещиностойкости корпусной реакторной стали
K Ic(med) = а + Р exP(у Т ), (16)
где а принималось как среднее значение K Ic при Т = —196°C; Р и у
вычислялись методом наименьших квадратов с использованием значения
K Ic(med) при Т = 50, 100 и 150°С.
3. Температурная зависимость трещиностойкости для вероятности хруп
кого разрушения Pj- = 0,05 и 0,95 рассчитывалась по уравнениям (13) и (16).
В этой процедуре использовалось первое положение концепции “Master
сигуе” и предполагалось, что форма кривой K i c ( Т ) может отличаться от
принятой для “Master сигуе”. Форма “Master сигуе”, как известно, задается
параметром у, который принимался равным 0,019 независимо от состояния
материала (см. уравнение (15)).
Получены следующие результаты обработки экспериментальных значе
ний трещиностойкости для образцов 2T-CT по рассмотренной процедуре:
при Т = 50°C - K Ic(med) = 86,7 М П ал Я при Т = 100°C - K ^ med ) = 133,4
МПал/м, при Т = 150°C - K Ic(med) = 190,3 МПал/м, а = 21,5 МПал/м,
Р = 43,4 МПаТм и у = 0,0091 1/°C.
Кривая K Ic(med )(Т) и кривые K Ic(Т) при P j = 0,05 и 0,95, рассчи
танные согласно п. 3, представлены на рис. 5. Там же приведены экспери
ментальные значения K ic для образцов 2T-CT. Видно, что расчетные кри
вые K ic ( Т ) весьма хорошо соответствуют экспериментальным точкам.
K Ic, K jc , МПал/м^
Рис. 5. Кривые K ic(Т), рассчитанные согласно уравнениям (13) и (16) при а = 21,5 МПал/м,
Р = 43,4 МПал/м и у = 0,0091 1/°C для образцов с трещиной толщиной B = 50 мм из стали
15Х2НМФА в охрупченном состоянии при разной вероятности хрупкого разрушения: точки
- экспериментальные значения трещиностойкости для образцов 2T-CT с 20%-ными боко
выми надрезами.
Таким образом, для реальной кривой K ic(Т) имеем у = 0,0091 вместо
значения у = 0,019, принятого для “Master curve”. Параметр у, как известно,
характеризует наклон кривой K ic (Т), поэтому полученный результат ясно
ISSN 0556-171X. Проблемы прочности, 2002, № 1 17
Б. 3. Марголин, В. А. Швецова, А. Г. Гуленко и др.
показывает, что наклон кривой K jc ( T ) для охрупченной стали меньше, чем
принятый для “Master curve”. Именно это обстоятельство приводит к су
щественному расхождению экспериментальных результатов и кривых
K ic (T), рассчитанных согласно концепции “Master curve”, для охрупченной
стали (рис. 4). В то же время следует отметить, что разброс экспери
ментальных значений трещиностойкости для охрупченной стали может
быть достаточно хорошо описан с помощью первого положения концепции
“Master curve”, если медианная кривая K Ic(med)(T ) принимается зависящей
от степени охрупчивания материала, т.е. параметр у принят как функция
степени охрупчивания материала.
5.3. П р огн ози рован и е т рещ иност ойкост и на осн о ве вероят н ост н ой
м одели . Параметры, необходимые для расчета кривых K ic ( T ), определяли по
результатам испытаний гладких цилиндрических образцов и образцов Шар-
пи с трещиной. Размер элементарной ячейки р ис полагали равным 0,05 мм,
как ранее для исходного состояния стали. Согласно [10], принимали
то = 0,1 М П а— 1 и согласно разделу 3.2 - a dо = 1842 МПа. Зависимость
mT (T) вычисляли по уравнению mT ( T ) = m0 [a у ( T ) — a у ( T = 450° C)]. Здесь
в качестве температуры TyG (см. раздел 1.3) принимали T = 450°С с тем,
чтобы исключить увеличение предела текучести, которое наблюдалось в
диапазоне температур 100...350°С, за счет деформационного старения охруп
ченной стали.
Параметры ~ d и ^ определяли согласно процедуре, представленной в
разделе 1.3, по данным табл. 3. Было получено ~ d = 4103 МПа и ^ = 12.
Функция Pj- (a w ), рассчитанная по уравнению (11), и эмпирическая функ
ция показаны на рис. 6 .
ln ln[1 (1— P f )]
Рис. 6. Сопоставление расчетной (прямая) и эмпирической (точки) функций Р ̂(ак ) для
образцов Шарпи с трещиной из стали 15Х2НМФА в охрупченном состоянии.
Зависимости К 1с(Т), рассчитанные по вероятностной модели при
Р^ = 0,05; 0,5 и 0,95, иллюстрирует рис. 7 для образцов с трещиной тол
щиной В = 50 мм. Там же приведены экспериментальные значения трещино-
18 ISSN 0556-171X. Проблемы прочности, 2002, № 1
Прогнозирование трещиностойкости корпусной реакторной стали
стойкости для образцов 2Т-СТ. Соответствие экспериментальных и расчет
ных результатов весьма хорошее.
Полученные результаты показывают, что вероятностная модель позво
ляет описать как сдвиг, так и изменение формы кривых К 1с ( Т ) для охруп-
ченной стали.
K ic , K Jc, МПал/м"
Рис. 7. Кривые K Ic (T), рассчитанные согласно вероятностной модели для образцов с тре
щиной толщиной B = 50 мм из стали 15Х2НМФА в охрупченном состоянии при разной
вероятности хрупкого разрушения: точки - экспериментальные значения трещиностойкости
для образцов 2T-CT с 20%-ными боковыми надрезами.
Заключение. Кривые K i c(T) для стали 15Х2НМФА в исходном состо
янии, рассчитанные на основе “Master curve’’-подхода и вероятностной
модели, хорошо согласуются друг с другом. Для калибровки параметров
“Master curve” и вероятностной модели использованы одни и те же резуль
таты испытаний на трещиностойкость малоразмерных образцов.
Для стали 15Х2НМФА с высокой степенью охрупчивания расчет на
основе “Master curve’’-подхода дает неадекватные и неконсервативные про
гнозы температурной зависимости трещиностойкости: экспериментальные
точки лежат значительно ниже кривой K i c ( T ), соответствующей вероят
ности хрупкого разрушения P f = 0,05.
Экспоненциальная аппроксимация экспериментальных значений K lc
для образцов 2Т-СТ из стали в охрупченном состоянии показала, что наклон
кривой K i c (T) для этой стали значительно меньше принятого для “Master
curve”. Причина неадекватного описания температурной зависимости тре
щиностойкости для охрупченной стали на основе “Master сurve”-подхода
состоит в том, что он не учитывает уменьшение наклона кривой K (T).
Кривые K i c ( T ) для стали 15Х2НМФА в охрупченном состоянии, рас
считанные согласно вероятностной модели по результатам испытаний глад
ких цилиндрических образцов и образцов Шарпи с трещиной при T = 30°C,
хорошо согласуются с результатами испытаний образцов 2T-CT.
ISSN 0556-171X. Проблемы прочности, 2002, № 1 19
Б. 3. Марголин, В. А. Швецова, А. Г. Гуленко и др.
Р е з ю м е
На основі імовірнісної моделі і “Master curve’’-підходу виконано прогнозу
вання температурної залежності тріщиностійкості при крихкому руйнуванні
корпусної реакторної сталі 15Х2НМФА в початковому і сильно окрих-
чуваному стані за результатами випробувань зразків типу Шарпі з тріщиною
на тріщиностійкість за деякої однієї температури. Зіставлення кривих
K Іс (T), отриманих за цими підходами, показало їхню хорошу відповідність.
При випробуванні компактних зразків 2Т-СТ зі сталі в окрихчуваному стані
отримано експериментальні значення тріщиностійкості в широкому діапа
зоні температур, які зіставляли з розрахунковими кривими K ic (T). Пока
зано, що для окрихчуваної сталі крива K lc ( T ), розрахована на основі
“Master curve’’-підходу, не описує експериментальні результати адекватно, в
той час як відповідність експериментальних даних по тріщиностійкості і
кривих K ic (T), розрахованих за імовірнісною моделлю, добра.
1. W allin K . The scatter in K ic results // Eng. Fract. Mech. - 1984. - 19. -
P. 1085 - 1093.
2. W allin K . The size effect in K Ic results // Ibid. - 1985. - 22. - P. 149 - 163.
3. A S T M E 1 9 21-97 . Standard Test Method for Determination of Reference
Temperature, To, for Ferritic Steels in the Transition Range // Annual Book
of ASTM Standards. - 1998. - Vol. 03.01. - P. 1068 - 1084.
4. M e rk le J. G., W allin K ., a n d M c C a b e D . E. Technical basis for an ASTM
standard on determining the reference temperature, T0 , for ferritic steels in
the transition range. - NUREG/CR-5504, ORNL/TM-13631, 1999.
5. W ilshaw T. R., R au C. A., a n d T etelm an A. S. A general model to predict the
elastic distribution and fracture strength of notched bars in plane strain
bending // Eng. Fract. Mech. - 1968. - 1. - P. 191 - 211.
6 . K n o tt J. F . Fundamentals of Fracture Mechanics. - London: Butterworths,
1973.
7. R itch ie R. O., K n o tt J. F., a n d R ice J. R. On the relation between critical
tensile stress and fracture toughness in mild steel // J. Mech. Phys. Solids. -
1973. - 21. - P. 395 - 410.
8 . B erem in F. M . A local criterion for cleavage fracture of a nuclear pressure
vessel steel // Met. Trans. - 1983. - 14A. - P. 2277 - 2287.
9. М арголи н Б. 3., Ш вец ова В. А . Критерий хрупкого разрушения: струк
турно-механический подход // Пробл. прочности. - 1992. - № 2. - C. 3 -
16.
10. M a rg o lin B. Z., G ulenko A. G., a n d S h vetsova V. A . Improved probabilistic
model for fracture toughness prediction based for nuclear pressure vessel
steels // Int. J. Pres. Ves. Piping. - 1998. - 75. - P. 843 - 855.
11. К а р зо в Г. П ., Т им оф еев Б. Т., Л ео н о в В. П . Сварные сосуды давления:
прочность и долговечность. - Л.: Машиностроение, 1982.
20 ISSN 0556-171X. Проблемы прочности, 2002, № 1
Прогнозирование трещиностойкости корпусной реакторной стали
12. A lekseen ko N. N , A m a ev A. D ., G oryn in I. V., a n d N ik o la ev V. A . Radiation
Damage of Nuclear Power Plant Pressure Vessel Steels. - Grange Park:
American Nuclear Society, 1987.
13. Bush S. H . Structural materials for nuclear power plants // J. Test. Eval. -
1974. - 2. - P. 435 - 462.
14. M a rg o lin B. Z., S h vetsova V. A., a n d G ulenko A. G. Radiation embrittlement
modeling for reactor pressure vessel steels: I. Brittle fracture toughness
prediction // Int. J. Pres. Ves. Piping. - 1999. - 76. - P. 715 - 729.
15. M a rg o lin B. Z., S h vetsova V. A ., a n d K a r zo v G. P . Brittle fracture of nuclear
pressure vessel steels. Pt. I. Local criterion for cleavage fracture // Ibid. -
1997. - 72. - P. 73 - 87.
16. M a rg o lin B. Z., K a r zo v G. P ., a n d S h vetso va V. A . Brittle fracture of nuclear
pressure vessel steels. Pt. II. Prediction of fracture toughness // Ibid. - P. 89 -
96.
17. W eibu ll W. A . A statistical theory of the strength of materials // Roy Swed
Inst. Eng. Res. - 1939. - 151. - P. 5 - 45.
18. К о р н Г ., К о р н Т. Справочник по математике для научных работников и
инженеров. - М.: Наука, 1978.
19. A S T M E 399-74 . Standard Test Method for Plane Strain Fracture Toughness
of Metallic Materials // Annual Book of ASTM Standards. - 1974. -
Vol. 03.01. - P. 509 - 539.
Поступила 08. 06. 2001
ISSN 0556-171X. Проблемы прочности, 2002, № 1 21
|
| id | nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-46726 |
| institution | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| issn | 0556-171X |
| language | Russian |
| last_indexed | 2025-12-07T16:18:06Z |
| publishDate | 2002 |
| publisher | Інститут проблем міцності ім. Г.С. Писаренко НАН України |
| record_format | dspace |
| spelling | Марголин, Б.З. Швецова, В.А. Гуленко, А.Г. Ильин, А.В. Николаев, В.А. Смирнов, В.И. 2013-07-06T13:46:18Z 2013-07-06T13:46:18Z 2002 Прогнозирование трещиностойкости корпусной реакторной стали на основе концепции “Master curve” и вероятностной модели / Б.З. Марголин, В.А. Швецова, А.Г. Гуленко, А.В. Ильин, В.А. Николаев, В. И. Смирнов // Проблемы прочности. — 2002. — № 1. — С. 5-21. — Бібліогр.: 19 назв. — рос. 0556-171X https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/46726 539.4 На основе вероятностной модели и "Master curve’’-подхода выполнено прогнозирование температурной зависимости трещиностойкости при хрупком разрушении корпусной реакторной стали 15Х2НМФА в исходном и сильно охрупченном состоянии по результатам испытаний образцов типа Шарпи с трещиной на трещиностойкость при некоторой одной температуре. Сопоставление кривых KIc(T) для стали в исходном состоянии, рассчитанных на основе вероятностной модели и "Master curve’’-подхода, показало их хорошее соответствие. При испытании компактных образцов 2Т-СТ из стали в охрупченном состоянии в широком диапазоне температур получены экспериментальные значения трещиностойкости, которые сопоставляли с расчетными кривыми KIc(T). Показано, что для охрупченной стали кривая KIc(T),рассчитанная согласно "Master curve’’-подходу, не описывает экспериментальные результаты адекватно, в то время как соответствие между экспериментальными данными по трещиностойкости и кривыми KIc(T), рассчитанными по вероятностной модели, хорошее. На основі імовірнісної моделі і “Master curve’’-підходу виконано прогнозування температурної залежності тріщиностійкості при крихкому руйнуванні корпусної реакторної сталі 15Х2НМФА в початковому і сильно окрих- чуваному стані за результатами випробувань зразків типу Шарпі з тріщиною на тріщиностійкість за деякої однієї температури. Зіставлення кривих KІс(T), отриманих за цими підходами, показало їхню хорошу відповідність. При випробуванні компактних зразків 2Т-СТ зі сталі в окрихчуваному стані отримано експериментальні значення тріщиностійкості в широкому діапазоні температур, які зіставляли з розрахунковими кривими KIc(T). Показано, що для окрихчуваної сталі крива Klc(T ), розрахована на основі “Master curve’’-підходу, не описує експериментальні результати адекватно, в той час як відповідність експериментальних даних по тріщиностійкості і кривих KIc(T), розрахованих за імовірнісною моделлю, добра. On the basis of a probabilistic model and “Master Curve” approach we perform prediction of the brittle fracture-toughness temperature dependence of 15Kh2NMFA reactor pressure-vessel steel in the initial and high-embrittled states. Calculations of the KIc(T) curve have been carried out using these approaches on the basis of the results of fracture toughness testing of precracked Charpy specimens at some (single) temperature. The KIc(T) curves for the initial state calculated with the Master Curve approach and the probabilistic model are compared and their good agreement is shown. Experimental values of the fracture toughness have been obtained for the embrittled 15Kh2NMFA steel through testing compact-tension 2T-CT specimens over a wide temperature range. We compared the calculated KIc(T) curves for the embrittled steel with the corresponding test results. It is shown that the KIc(T) curve for the embrittled steel calculated in accordance with the Master curve approach does not describe the experimental data adequately At the same time, the agreement of the experimental data on fracture toughness and the KIc(T) curves calculated by the probabilistic model is good. ru Інститут проблем міцності ім. Г.С. Писаренко НАН України Проблемы прочности Научно-технический раздел Прогнозирование трещиностойкости корпусной реакторной стали на основе концепции “Master curve” и вероятностной модели Prediction of Fracture Toughness of Reactor Pressure-Vessel Steels on the Basis of the “Master Curve” Approach and the Probabilistic Model Article published earlier |
| spellingShingle | Прогнозирование трещиностойкости корпусной реакторной стали на основе концепции “Master curve” и вероятностной модели Марголин, Б.З. Швецова, В.А. Гуленко, А.Г. Ильин, А.В. Николаев, В.А. Смирнов, В.И. Научно-технический раздел |
| title | Прогнозирование трещиностойкости корпусной реакторной стали на основе концепции “Master curve” и вероятностной модели |
| title_alt | Prediction of Fracture Toughness of Reactor Pressure-Vessel Steels on the Basis of the “Master Curve” Approach and the Probabilistic Model |
| title_full | Прогнозирование трещиностойкости корпусной реакторной стали на основе концепции “Master curve” и вероятностной модели |
| title_fullStr | Прогнозирование трещиностойкости корпусной реакторной стали на основе концепции “Master curve” и вероятностной модели |
| title_full_unstemmed | Прогнозирование трещиностойкости корпусной реакторной стали на основе концепции “Master curve” и вероятностной модели |
| title_short | Прогнозирование трещиностойкости корпусной реакторной стали на основе концепции “Master curve” и вероятностной модели |
| title_sort | прогнозирование трещиностойкости корпусной реакторной стали на основе концепции “master curve” и вероятностной модели |
| topic | Научно-технический раздел |
| topic_facet | Научно-технический раздел |
| url | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/46726 |
| work_keys_str_mv | AT margolinbz prognozirovanietreŝinostoikostikorpusnoireaktornoistalinaosnovekoncepciimastercurveiveroâtnostnoimodeli AT švecovava prognozirovanietreŝinostoikostikorpusnoireaktornoistalinaosnovekoncepciimastercurveiveroâtnostnoimodeli AT gulenkoag prognozirovanietreŝinostoikostikorpusnoireaktornoistalinaosnovekoncepciimastercurveiveroâtnostnoimodeli AT ilʹinav prognozirovanietreŝinostoikostikorpusnoireaktornoistalinaosnovekoncepciimastercurveiveroâtnostnoimodeli AT nikolaevva prognozirovanietreŝinostoikostikorpusnoireaktornoistalinaosnovekoncepciimastercurveiveroâtnostnoimodeli AT smirnovvi prognozirovanietreŝinostoikostikorpusnoireaktornoistalinaosnovekoncepciimastercurveiveroâtnostnoimodeli AT margolinbz predictionoffracturetoughnessofreactorpressurevesselsteelsonthebasisofthemastercurveapproachandtheprobabilisticmodel AT švecovava predictionoffracturetoughnessofreactorpressurevesselsteelsonthebasisofthemastercurveapproachandtheprobabilisticmodel AT gulenkoag predictionoffracturetoughnessofreactorpressurevesselsteelsonthebasisofthemastercurveapproachandtheprobabilisticmodel AT ilʹinav predictionoffracturetoughnessofreactorpressurevesselsteelsonthebasisofthemastercurveapproachandtheprobabilisticmodel AT nikolaevva predictionoffracturetoughnessofreactorpressurevesselsteelsonthebasisofthemastercurveapproachandtheprobabilisticmodel AT smirnovvi predictionoffracturetoughnessofreactorpressurevesselsteelsonthebasisofthemastercurveapproachandtheprobabilisticmodel |