Метод прогнозирования сопротивления разрушению материала при циклическом нагружении в условиях вязкоупругопластического деформирования и нейтронного облучения
Проанализированы наиболее известные методы прогнозирования сопротивления усталостному
 разрушению, учитывающие ползучесть материала в цикле деформирования и нейтронное
 облучение. Выявлены достоинства и недостатки существующих методов. Предложен
 новый метод прогнозирования с...
Saved in:
| Published in: | Проблемы прочности |
|---|---|
| Date: | 2008 |
| Main Authors: | , , , , |
| Format: | Article |
| Language: | Russian |
| Published: |
Інститут проблем міцності ім. Г.С. Писаренко НАН України
2008
|
| Subjects: | |
| Online Access: | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/48371 |
| Tags: |
Add Tag
No Tags, Be the first to tag this record!
|
| Journal Title: | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| Cite this: | Метод прогнозирования сопротивления разрушению материала
 при циклическом нагружении в условиях вязкоупругопластического
 деформирования и нейтронного облучения / Б.З. Марголин, А.А. Бучатский, А.Г. Гуленко, В.А. Федорова, В.М. Филатов // Проблемы прочности. — 2008. — № 6. — С. 5-24. — Бібліогр.: 28 назв. — рос. |
Institution
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine| _version_ | 1860235721412968448 |
|---|---|
| author | Марголин, Б.З. Бучатский, А.А. Гуленко, А.Г. Федорова, В.А. Филатов, В.М. |
| author_facet | Марголин, Б.З. Бучатский, А.А. Гуленко, А.Г. Федорова, В.А. Филатов, В.М. |
| citation_txt | Метод прогнозирования сопротивления разрушению материала
 при циклическом нагружении в условиях вязкоупругопластического
 деформирования и нейтронного облучения / Б.З. Марголин, А.А. Бучатский, А.Г. Гуленко, В.А. Федорова, В.М. Филатов // Проблемы прочности. — 2008. — № 6. — С. 5-24. — Бібліогр.: 28 назв. — рос. |
| collection | DSpace DC |
| container_title | Проблемы прочности |
| description | Проанализированы наиболее известные методы прогнозирования сопротивления усталостному
разрушению, учитывающие ползучесть материала в цикле деформирования и нейтронное
облучение. Выявлены достоинства и недостатки существующих методов. Предложен
новый метод прогнозирования сопротивления усталостному разрушению, лишенный
недостатков известных методов. Проведена верификация разработанного метода применительно
к аустенитным сталям, испытанным при повышенных температурах.
Проаналізовано найбільш відомі методи прогнозування опору втомному
руйнуванню, які враховують повзучість матеріалу в циклі деформування і
нейтронного опромінення. Виявлено переваги і недоліки існуючих методів.
Запропоновано новий метод прогнозування опору втомному руйнуванню,
який немає недоліків відомих методів. Проведено верифікацію розробленого
методу стосовно аустенітних сталей, які випробовуються за підвищених
температур.
We have analyzed the most known methods of
prediction of material resistance to fatigue failure,
which consider the material creep in the
deformation cycle and neutron irradiation conditions.
The advantages and drawbacks of the existing
methods are discussed. We propose a
new technique of prediction of the material resistance
to fatigue failure deprived of deficiencies
of the known methods. We performed
verification of the developed technique in connection
with austenitic steels tested at elevated
temperatures.
|
| first_indexed | 2025-12-07T18:24:05Z |
| format | Article |
| fulltext |
Н А У Ч Н О - Т Е Х Н И Ч Е С К И Й
Р А З Д Е Л
УДК 539.3
Метод прогнозирования сопротивления разрушению материала
при циклическом нагружении в условиях вязкоупругопластического
деформирования и нейтронного облучения
Б. З. М арголи н а, А. А. Б у ч атск и й а, А. Г. Г улен коа, В. А. Ф едороваа,
В. М. Ф и л ато в 6
а ФГУП ЦНИИ КМ “Прометей”, Санкт-Петербург, Россия
6 ИЦП МАЭ, Москва, Россия
Проанализированы наиболее известные методы прогнозирования сопротивления усталост
ному разрушению, учитывающие ползучесть материала в цикле деформирования и ней
тронное облучение. Выявлены достоинства и недостатки существующих методов. Пред
ложен новый метод прогнозирования сопротивления усталостному разрушению, лишенный
недостатков известных методов. Проведена верификация разработанного метода приме
нительно к аустенитным сталям, испытанным при повышенных температурах.
К л ю ч е в ы е с л о в а : сопротивление усталостному разрушению, ползучесть,
интенсивность потока нейтронов.
Введение. В реакторной установке (РУ) на быстрых нейтронах (БН)
различные элементы работают в широком диапазоне температур (220...580оС).
При этом ряд элементов подвергается интенсивному нейтронному облуче
нию. Во время таких переходных процессов, как выход на режим, расхола
живание реактора, режим быстрой аварийной защиты, распределение темпе
ратуры в элементах конструкций характеризуется значительной неравно
мерностью, что приводит к возникновению температурных напряжений и
деформаций. Многократное повторение переходных процессов может при
вести к усталостному повреждению. Учитывая, что элементы конструкций
работают в области температур, превышающих температурный порог ползу
чести, необходимо рассматривать повреждение при взаимодействии уста
лости и ползучести. Проблема усложняется тем, что этот процесс сопро
вождается интенсивным нейтронным облучением элементов конструкций,
что способствует значительному снижению пластичности и длительной
прочности материала. Характеристики прочности и пластичности материала
при статическом нагружении коррелируют с сопротивлением материала
усталостному разрушению, поэтому нейтронное облучение значительно
влияет на циклическую прочность материала.
© Б. 3. МАРГОЛИН, А. А. БУЧАТСКИЙ, А. Г. ГУЛЕНКО, В. А. ФЕДОРОВА, В. М. ФИЛАТОВ,
2008
ТХОТ 0556-171Х. Проблемы прочности, 2008, № 6 5
Б. 3. Марголин, А. А. Бучатский, А. Г. Гуленко и др.
Цель настоящей работы заключается в анализе имеющихся методов и
их развитии для прогнозирования сопротивления разрушению материала
при циклическом нагружении в условиях вязкоупругопластического дефор
мирования и нейтронного облучения.
1. Состояние вопроса. Рассмотрим существующие методы прогнози
рования усталостного повреждения материала при наличии ползучести и
нейтронного облучения.
В работах [1-4] используется так называемый метод разделения размаха
деформации, суть которого - разделение повреждения, порождаемого дефор
мацией, зависящей и не зависящей от времени. В общем случае знако
переменная неупругая деформация разделяется на четыре компоненты:
а) пластическая деформация растяжения с последующей пластической
деформацией сжатия Ае рр;
б) деформация ползучести при растяжении с последующей пластичес
кой деформацией сжатия Ае ср;
в) пластическая деформация растяжения с последующей деформацией
ползучести при сжатии Аерс;
г) деформация ползучести при растяжении с последующей деформа
цией ползучести при сжатии Аесс. В простейшем варианте метода разделе
ния размаха деформации расчет числа циклов до разрушения N ^ произво
дится исходя из гипотезы линейного суммирования повреждений:
где
П -
N
П - П рр + П ср + П рс + П с
1
П рр N ’ рр
N -рр
рр
Ае\ Ае рр
П ср N
N -ср
ср
ср
\1/Рср
Ае\ Ае ср
и т.д.;
и т.д.
(1)
(2)
(3)
1
В уравНеНии (3): с р р , с ср , с р с , с сс , Р р р , Р ср , Р р с , Р сс - коНстаНты
материала; N рр - долговечность при размахе деформации Ае рр и т.д.
В усложненных вариантах рассматриваемого метода вводятся весовые
функции вклада каждой повреждаемости [5] или же принимается, что коэф
фициенты с р р , с ср , ср с , ссс являются функциями повреждаемости [2 ].
Н ^ р ™ ^ с рр - / (П ср , П рс , П сс ).
Практически во всех вариантах метода используется гипотеза линей
ного суммирования повреждений. К очевидным недостаткам метода можно
отнести неучет влияния скорости деформирования £ на долговечность, так
как известно, что при высокотемпературной усталости и ползучести пара
метр £ может оказывать существенное влияние на N ^ [5, 6 ]. Кроме того,
данный метод не удовлетворяет базовому принципу построения физической
теории: более сложная теория должна описывать частные случаи, описы
ваемые более простой теорией.
6 ISSN 0556-171Х. Проблемы прочности, 2008, № 6
Метод прогнозирования сопротивления разрушению
Рассмотрим случай, когда размах деформаций в цикле состоит из двух
компонент Дврр и Двсс, причем вклад в повреждение этих деформаций
одинаков, т.е. с рр = с сс = с и 0 рр = 0 сс = 0. Из уравнения Коффина следует
1 I Д в рр + Дв‘
1/0
(4)
Согласно данному методу из формул (1)-(3) имеем
Д в рр
1/0 (
+
Дв‘
1/0
с )
(5)
Ясно, что уравнение (4) совпадает с (5) только при 0 = 1. Однако
поскольку обычно 0 = 0,5, метод разделения размаха деформации не дает
правильных оценок в предельном случае. Также отметим, что при опреде
лении большого количества эмпирических констант использование метода
вызывает трудности.
Нейтронное облучение в данном методе можно учитывать, вводя зави
симости к°эффициеНГ°в с рр , с ср , с рс , с сс , 0 рр , 0 ср , 0 р с , 0 сс от пара
метров облучения (флакс и флюенс нейтронов, температура облучения). В
этом случае учет облучения является практически нерешаемой задачей.
В работах [6, 7] предложен один из немногих методов, с помощью
которого можно учитывать влияние облучения на сопротивление разруше
нию при циклическом нагружении. Метод базируется на кинетическом
критерии, описывающем накопление повреждений в материале. Аналогично
работам Л. Качанова [8] и Ю. Работнова [9] вводится скалярный параметр
повреждения ю, зависящий от напряжений, температуры, интенсивности
потока нейтронов (флакса нейтронов) и интегрального потока нейтронов
(флюенса нейтронов). При этом принимается, что облучение не влияет на
критическую величину ю с . Для учета циклического характера нагружения
принимается во внимание влияние знакопеременных напряжений на вели
чину ю, т.е., по сути, рассматривается ползучесть и длительная прочность
при переменном нагружении.
Очевидно, что такой метод не позволяет адекватно описать накопление
повреждений при реверсивной деформации ползучести в отсутствие ее
одностороннего накопления. Кроме того, в методе не определен вид зависи
мостей, связывающих параметр ю с параметрами нейтронного облучения
(флакс и флюенс нейтронов). Исключение представляет подход [7], в кото
ром учитывается только один фактор облучения - ускорение ползучести под
облучением. В этом случае функции, связывающие ю с параметрами ней
тронного облучения, определены.
Метод, учитывающий влияние облучения при циклическом неупругом
деформировании материала, предложен только для случая, когда деформа
ция ползучести отсутствует [6]. Учет облучения сводится к введению эффек-
1
ISSN 0556-171Х. Проблемы прочности, 2008, № 6 7
Б. 3. Марголин, А. А. Бучатский, А. Г. Гуленко и др.
тивной величины Де реуу = / ( Де р , Б ), где Де р - размах пластической дефор
мации; Б - флюенс нейтронов [10 , 11].
Наиболее простой метод прогнозирования сопротивления разрушению
при циклическом нагружении представлен в [12, 13]. Его суть заключается в
использовании уравнения Коффина-Мэнсона и определении коэффициен
тов, входящих в это уравнение, на основании данных по длительной проч
ности и пластичности.
Рассмотрим основную идею метода на примере использования уравне
ния Коффина-Мэнсона в виде
Ае СРЫ ° / = 0,5е у , (6)
где Д еср - размах неупругой деформации в цикле (пластической деформа
ции или деформации ползучести, или той и другой деформации); под еу
согласно [12, 13] понимается длительная пластичность, соответствующая
времени нагружения материала г. Под временем г понимается интервал
времени от нуля до момента окончания циклического нагружения.
Данный подход является чрезмерно консервативным, так как повреж
дение от каждого цикла независимо от его продолжительности определяется
только длительной пластичностью, соответствующей времени окончания
цикла г. Проиллюстрируем консервативность нормативного подхода на сле
дующем примере. Предположим, что первый цикл нагружения происходит в
начале эксплуатации конструкции, второй - в конце эксплуатации. Время
эксплуатации конструкции составляет, например, 2 - 105 ч. Размах неупругой
деформации в циклах один и тот же. В соответствии с работами [14-16]
получим е у ( г ^ 0 ) /е у ( г = 2-105 ч) = 10. Следовательно, согласно уравне
нию (6 ) повреждение, измеряемое как 1/ N у ,во втором цикле будет в 100 раз
больше, чем в первом. В то же время ясно, что при отсутствии процессов
старения повреждение в обоих циклах должно быть одинаковым. Снижение
консервативности по отношению к рассмотренному варианту предусмотрено
в [13], где вместо е у ( г) используется зависимость е у ( ) , где = В т г;
В т - повреждение, обусловленное длительным статическим нагружением
при ползучести. При такой корректировке в отсутствие длительного нагру
жения между первым и вторым циклами ^ будет равно нулю для обоих
циклов. Следовательно, повреждение от этих циклов будет одинаковым и
равным повреждению от первого цикла. Таким образом, предусмотренное в
[13] уточнение расчета повреждений приводит к значительному увеличению
адекватности прогнозов долговечности при циклическом нагружении. В то
же время даже такой уточненный расчет не позволяет учитывать влияние
скорости деформирования £ на долговечность. Согласно подходу незави
симо от £ повреждение при циклическом деформировании будет одина
ковым при заданной величине . Этот вывод противоречит имеющимся
экспериментальным данным [2, 6 , 17-20].
Таким образом, представленный в [13] метод в общем позволяет учи
тывать временной фактор, а также влияние облучения на повреждение при
8 ISSN 0556-171Х. Проблемы прочности, 2008, № 6
Метод прогнозирования сопротивления разрушению
циклическом нагружении. Это возможно, так как в уравнение, описывающее
циклическое повреждение, входят параметры (длительная пластичность и
прочность), в общем случае зависящие от времени и облучения (флакс и
флюенс нейтронов). В то же время метод не позволяет учитывать влияние £
на долговечность, отсутствуют также процедуры по учету деградации сопро
тивления материала разрушению при циклическом нагружении при облу
чении.
2. П редлагаемый метод.
2.1. О б щ и е п р и н ц и п ы п о ст р о е н и я к р и в ы х у с т а л о с т и . В настоящем
разделе в рассматриваемом инженерном методе в качестве входных пара
метров используются механические характеристики, получаемые при стан
дартных кратковременных и длительных статических испытаниях или про
гнозируемые на основании тех или иных физико-механических моделей.
Заметим, что в общем случае пластичность материала е у должна быть
определена при скорости деформирования £, равной скорости деформиро
вания материала при циклическом нагружении. Кроме того, предполагается,
что состояние материала при циклическом и статическом нагружениях иден
тично.
В диапазоне умеренных температур, когда эффектами ползучести можно
пренебречь, в инертной среде е у практически не зависит от £. При нагру
жении материала в области ползучести (при повышенных температурах)
величина е у весьма чувствительна к £, по крайней мере при интеркристал-
литном разрушении [17, 21, 22]. Кроме того, как в области умеренных, так и
повышенных температур при определении е у необходимо учитывать дегра
дацию свойств материала вследствие нейтронного облучения.
Опираясь на изложенные предпосылки, используем уравнение (6 ) для
построения усталостной кривой Де ср ( N у ) для материала, подвергаемого
нейтронному облучению с флаксом Ф при температуре облучения Гобл.
При этом изучим ситуацию, когда циклическое нагружение материала начи
нается не с начала эксплуатации конструкции, а спустя некоторое время ^
при флюенсе нейтронов Г (рис. 1).
Рис. 1. Схема нагружения элемента конструкции во время эксплуатации (г - время с начала
эксплуатации конструкции).
Рассмотрим два случая: в первом эффектами термической ползучести
можно пренебречь, во втором - нельзя. Пограничная температура, разде
ляющая эти случаи, для аустенитных сталей может быть принята равной
лЛ еср, Ф
Ф
Ь-с[П1
ISSN 0556-171Х. Проблемы прочности, 2008, № 6 9
Б. 3. Марголин, A. A. Бучатский, А. Г. Гуленко и др.
450оС [13, 23]. Отметим, что радиационная ползучесть может протекать и
при Т < 450ОС [24].
П ервы й сл учай : Тобл < 450ОС. В этом случае £ у не зависит от £ и
зависит только от флюенса нейтронов Б и Тобл [24], размах неупругой
деформации Д£ ср = Д£р . Тогда при произвольной £ зависимость Д£ р ( N у )
может быть построена по уравнению (6), где £ у = / (Б , Тобл). Зависимость
£ у = / (Б , Тобл ) может быть определена на основании обработки экспери
ментальных данных, полученных при испытании облученных стандартных
образцов на растяжение. Результаты такой обработки для стали Х18Н9
представлены в работе [25]. Анализ применения уравнения типа Коффина-
Мэнсона для расчета кривых усталости предварительно облученных аусте-
нитных сталей при Т < 450ОС приведен в работе [26].
В т орой случай: Т > 450ОС. Здесь необходимо учитывать влияние как
нейтронного облучения, так и скорости деформирования £ на величину £ у .
Такую зависимость можно получить, располагая данными по длительной
пластичности материала, облучаемого флаксом нейтронов Ф и предвари
тельно облученного флюенсом нейтронов Б [14-16].
А
ч
*4
Ч
ч
„ tl‘ ч
а
£ f — _ _ ч
\ Ч ч- - е int
- J ? f N
Область ^Область
внутризеренного межзеренного
разрушения разрушения
------------->
г / г.
Рис. 2. Зависимость предела длительной прочности а и длительной пластичности £у от
времени до разрушения г у : £у - деформация (пластичность) при внутризеренном разру
шении; £П - деформация (пластичность) при межзеренном разрушении; ^ - время, соответ
ствующее переходу от внутризеренного к межзеренному разрушению.
Схематично зависимости длительной прочности а и длительной плас
тичности £ у от времени до разрушения г у , а также области внутри
зеренного и межзеренного разрушения представлены на рис. 2. На рис. 3,а
схематично приведена зависимость длительной пластичности £ у от време
ни до разрушения г у для материала при облучении одним флаксом Ф, после
предварительного облучения различными дозами (флюенсами) нейтронов ^1,
Б 2 , Бз. Зависимость £ у ( г ̂ ) - рис. 3,а можно перестроить в виде билиней
ной зависимости - рис. 3,6:
10 ISSN 0556-171X. Проблемы прочности, 2008, № 6
Метод прогнозирования сопротивления разрушению
|е П (£) при
при
£ < £
(7)
где £ = е Л г/ ; - деформации при транскристаллитном и интер-
кристаллитном разрушении соответственно; е / - деформация, зависящая
только от Г и Тобл, т.е. е / = е / ( Г , Тобл); ег/1 (£) - функция, на которую
влияют ^ Гобл и Ф, т .е. е / = е п (£, Г , Гобл, Ф )/
Рис. 3. Схематичное представление зависимости длительной пластичности е/ от времени до
разрушения ; (а) и скорости деформирования £ (б) для материала при облучении одним
флаксом Ф, после облучения различными дозами (флюенсами) нейтронов ^2, ^3.
На рис. 3,б величина £ отвечает переходу от транскристаллитного
разрушения (меньшие времена, большие скорости деформирования) к интер-
кристаллитному (большие времена, малые скорости деформирования). При
£ > £ величина е / практически равна деформации разрушения при стан
дартных испытаниях на растяжение; £ * = е / / г/ .
Таким образом, при Т > 450оС для определения долговечности при
циклическом нагружении кроме определения Д еср необходимо располагать
информацией о параметрах облучения Г , Тобл и Ф, а также рассчитывать
среднюю скорость деформации за цикл нагружения. Для более адекватного
описания долговечности при циклическом нагружении под £ следует пони
мать скорость деформирования в полуцикле растяжения, т.е. в той области
деформирования, где повреждения развиваются наиболее интенсивно. Сле
довательно, долговечность элемента конструкции может быть рассчитана по
уравнению Коффина-Мэнсона, где е / вычисляется по формуле (7). Зависи
мость е / = / (Г , Тобл) может быть определена аналогично первому рас
смотренному случаю, например, на основании зависимостей, представлен
ных в [25]. Зависимость е / = / ( £ , Ф , Тобл, Г ) может быть определена по
зависимостям е / ( г / ) , полученным с помощью физико-механической модели
межзеренного разрушения [14-16].
гг гпг
ISSN 0556-171Х. Проблемы прочности, 2008, № 6 11
Б. 3. Марголин, А. А. Бучатский, А. Г. Гуленко и др.
Рассмотрим прогнозирование кривых усталости по уравнению Коф-
фина-Мэнсона [12, 13]:
где Дв - размах деформации; Я с - характеристика прочности материала
образца; Я - коэффициент асимметрии цикла напряжений; т, т е - конс
танты материала; Е - модуль Юнга.
В общем случае под параметром Я с следует понимать истинное напря
жение в момент разрушения образца. При кратковременном растяжении
образца имеем Я с = Б ^ , где Б ^ - истинное напряжение, полученное по
данным стандартных испытаний на растяжение при разрушении. При отсут
ствии эффектов ползучести используется корреляционная зависимость между
пределом прочности а в и Б ̂ в виде Б ̂ = а в(1+ 1,4ф) [13], где ф - отно
сительное сужение поперечного сечения образца при разрушении. Учитывая
известное соотношение в ̂ = — 1п(1 — ф), при отсутствии эффектов ползу
чести получаем
В условиях ползучести под Я с будем понимать истинное разрушающее
напряжение при длительном статическом нагружении образца а сг (длитель
ная прочность, выраженная в терминах истинных напряжений). Аналогично
нахождению параметра в ̂ величина а сг определяется по кривым длитель
ной прочности, построенным в координатах истинное напряжение-время до
разрушения, и представляется в виде зависимости о сг = а сг(£, Ф , Гобл, Б ).
Следует отметить, что а сг (£) является монотонно возрастающей функцией,
приближающейся с увеличением £ к истинному разрушающему напряже
нию при кратковременных испытаниях. При высоких значениях £ прогноз
а сг (£) на основании физико-механической модели межзеренного разруше
ния может быть недостаточно корректным, так как в этой области разру
шение происходит по внутризеренному механизму. Поэтому с целью обеспе
чения надежной оценки Я с предлагается использовать билинейную аппрок
симацию Я с(£) (при заданных значениях Ф, Гобл, Б ) в виде (рис. 4)
Таким образом, уравнение (8) совместно с (9), (10) и (7) позволяет
прогнозировать сопротивление усталостному разрушению с учетом эффек
тов ползучести и скорости деформирования материала при циклическом
нагружении в условиях облучения.
При расчете Б ̂ по уравнению (9) следует учитывать, что в ̂ зависит
от Б и Гобл, а а в - от Б , Гобл и температуры испытаний Тисп [24].
Поскольку Б ^ используется в качестве предельной величины а сг, при
расчете а в следует принимать Тисп = Гобл.
2Я
(8)
Б / = а в{1 + 1,4[1 — ехр(—в г )]}. (9)
Я с
а сг(£ X если а сг(£) < Б / ;
Б ^ , если а сг (£) > Б ^ . (10)
12 1ББМ 0556-171Х. Проблемы прочности, 2008, № 6
Метод прогнозирования сопротивления разрушению ...
Рис. 4. Схематичное представление зависимости характеристики прочности Яс и истинного
напряжения Б ̂ от времени до разрушения tf (а) и скорости деформирования £ (б) для
материала при облучении одним флаксом Ф, после облучения различными дозами (флюен-
сами) нейтронов ^2, / 3.
2 .2 . А с и м м е т р и я ц и к л а н а гр уж ен и я .
2.2.1. Учет аси м м ет рии цикла нагруж ени я при от сут ст ви и эф ф ек т ов
ползучест и. Согласно уравнению (8) асимметрия цикла нагружения влияет
на долговечность N ^ . Поэтому в общем случае для определения N ^ при
известной величине Де необходимо знать коэффициент асимметрии цикла
напряжений Я = о щ п / о тах, где о тіп , о шх - соответственно минимальное
и максимальное напряжение в цикле.
При изотермическом знакопеременном упругопластическом нагружении,
когда Е Д е > 2о 0 2 (пластическое деформирование происходит в каждом полу-
цикле нагружения), имеем о ̂ = - о шх и, следовательно, Я = — 1. Под пара
метром о 0 2 понимается предел текучести, зависящий от Б , Гобл и Тисп.
Для случая Е Д е < 2 о 0 2 асимметрия нагружения будет зависеть не
только от характера циклической эксплуатационной нагрузки, но и от стати
ческого напряженного состояния конструкции, определяемого такими фак
торами, как остаточные технологические (в основном сварочные) напря
жения и напряжения, вызванные неоднородным “распуханием” материала.
Очевидно, что расчет коэффициента асимметрии с учетом указанных фак
торов весьма затруднителен. Поэтому, проводя консервативную оценку, бу
дем предполагать, что о шх всегда равно пределу текучести о 0 2 . Тогда
ош т = о 0 2 — ЕД е, т.е. имеет место цикл о тіп ^ о 0 2 ^ о . В этом случае
коэффициент асимметрии цикла нагружения будет максимальным в каждом
цикле нагружения и его можно рассчитать по формуле
о 0 2 — ЕДе
Я = _ о— ■ ( 11)о 0,2
Отметим, что в общем случае о шх может несколько превышать о 02
(в случае упругопластического деформирования в нулевом полуцикле), но
незначительно, так как обычно пластическое деформирование в конструк
тивных элементах не превышает 2...3%.
2.2.2. Учет аси м м ет рии цикла напряж ений при ползучест и. Процессы
ползучести при высоких температурах протекают при напряжениях, которые
значительно ниже предела текучести. Поэтому при циклическом нагруже
ISSN 0556-171Х. Проблемы прочности, 2008, № 6 13
Б. 3. Марголин, А. А. Бучатский, А. Г. Гуленко и др.
нии возможны два случая: либо неупругая деформация (пластическая де
формация плюс деформация ползучести) растет монотонно, и в этом случае
усталостное повреждение отсутствует, либо наблюдается гистерезис неупру
гой деформации (упругий цикл практически невозможен, так как непре
рывно происходит неупругое деформирование вследствие ползучести). При
наличии гистерезиса неупругой деформации влияние асимметрии цикла
нагружения (по напряжениям) на долговечность, скорее всего, незначитель
ное. С учетом этого при расчете кривых усталости при наличии эффектов
ползучести в уравнении (8) необходимо принять Я = — 1.
3. Результаты прогнозирования. На основании физико-механической
модели межзеренного разрушения и экспериментальных данных [14-16, 26]
были определены зависимости £ у (Б , Гобл), £ (£, Ф , Б , Гобл), а сг (£, Ф , Б ,
Тобл ) и Б у (Б , Гобл). Примеры расчета представлены на рис. 5 и 6 . Видно,
что флакс нейтронов значительно влияет на Я с и £ у . Предварительное облу
чение флюенсом нейтронов Б в большей степени влияет на £ у , чем на Я с.
К„, МПа
£,ч-1
£,ч-1
б
Рис. 5. Зависимость Яс от скорости деформирования £ при Гобл = 600°С, различных уровнях
флакса Ф и предварительного флюенса нейтронов Б для сталей типаХ18Н9 и Х18Н10Т: а -
Ф = 1,0 • 1013 нейтр/см2 • с (1 - Г = 0; 2 - Г = 1,5 • 1021 нейтр/см2; 3 - Г = 1,0 • 1022 нейтр/см2;
4 - Б = 1,5 • 1022 нейтр/см2); б - Ф = 1,0 • 1014 нейтр/см2 • с (1 - Б = 0; 2 - Б = 1,5 • 1022 нейтр/
см2; 3 - Б = 1,0 -1023 нейтр/см2; 4 - Б = 1,5 -1023 нейтр/см2).
а
Яс, МПа
14 0556-171Х. Проблемы прочности, 2008, № 6
Метод прогнозирования сопротивления разрушению
£/
а
£/
б
Рис. 6. Зависимость е^ от скорости деформирования £ при Го6л = 600°С, различных уровнях
флакса Ф и предварительного флюенса нейтронов Г для сталей типаХ18Н9 и Х18Н10Т: а -
Ф = 1,0 • 1013 нейтр/см2 • с (1 - Г = 0; 2 - Г = 1,5 • 1021 нейтр/см2; 3 - Г = 1,0 • 1022 нейтр/см2;
4 - Г = 1,5 • 1022 нейтр/см2); б - Ф = 1,0 • 1014 нейтр/см2 • с (1 - Г = 0; 2 - Г = 1,5 • 1022 нейтр/
см2; 3 - Г = 1,0 • 1023 нейтр/см2; 4 - .р = 1,5 • 1023 нейтр/см2).
На рис. 7 приведены кривые усталости для различных уровней флакса
нейтронов и скорости деформирования. Кривые рассчитаны при условии,
когда температура испытания Тисп совпадает с температурой облучения
Гобл. Видно, что значимое влияние на сопротивление разрушению при
циклическом нагружении оказывают как флакс нейтронов, так и скорость
деформирования. При £ > 5 ,1 -1 0 - 2 ч-1 и Ф = 1,0• 1013 нейтр/см2 -с и при
£ > 6,5 • 10_ 1 ч-1 и Ф = 1,0 • 1014 нейтр/см 2 • с кривые усталости практически
совпадают друг с другом, т.е. при высоких £ влияние флакса пренебрежимо
мало. Такой результат связан с тем, что при высоких £ разрушение происхо
дит по транскристаллитному механизму и в этом случае Я с и е ̂ не
чувствительны к флаксу нейтронов, а зависят только от повреждающей
дозы, а именно: от флюенса нейтронов (рис. 5 и 6 ).
ISSN 0556-171Х. Проблемы прочности, 2008, № 6 15
Б. 3. Марголин, А. А. Бучатский, А. Г. Гуленко и др.
Де, %
10
1
0,1
0,01
■: ■: ■ " ■ ■: ■ ■ ■ ' ' N f , цикл
а
Де, %
10
1
0,1
0,01
г : г ■ N f ,цикл
б
Рис. 7. Расчетные кривые усталости, построенные при температуре Т = 600°С, флюенсе
нейтронов Б = 1,5-10 нейтр/см , различных значениях Ф и скоростях деформирования
£цикл для сталей типа Х18Н9 и Х18Н10Т: а - Ф = 1,0 -1013 нейтр/см2 - с (1 - £цикл > 5,1-10-2
ч-1; 2 - £цИКЛ = 10- 2 ч-1; 5 - £цИКЛ = 10- 3 ч-1; 4 - £цИКЛ = 10-4 ч-1; 5 - £цИКЛ = 10-5 ч-1); б -
Ф = 1,0-1014 нейтр/см2 - с (1 - £циКл > 6,5 -10-1 ч-1; 2 - £циКл = 10-1 ч-1; 5 - £циКл = 10-2 ч-1;
4 - £ цикл = 10-3 ч-1; 5 - £циКл = 10-4 ч-1; 6 - £ цикл = 10-5 ч-1).
4. Обсуждение результатов. Согласно методу, изложенному в разд. 2,
влияние £ на сопротивление усталостному разрушению начинается при
£ < £ , т.е. при скоростях деформирования, соответствующих интеркристал-
литному механизму разрушения. Из имеющихся экспериментальных данных
следует, что для необлученных аустенитных сталей при Т = 600...650°С
сопротивление усталостному разрушению начинает уменьшаться при
£ < 4-10- 3 с-1 (£ < 1 ,4 4 -1 0 1 ч-1) [21]. Оценим величину £ на основании
предложенного метода и данных, представленных в [14-16]. На рис. 8
приведена расчетная зависимость е у (£) при Т = 600°С для сталей типа
Х18Н9 и Х18Н10Т в исходном состоянии (Ф = 0). Видно, что если оценивать
16 ISSN 0556-171Х. Проблемы прочности, 2008, № 6
Метод прогнозирования сопротивления разрушению
е / на базе гарантированного значения ф = 0,4, то £ ~ 5,2-10 4 ч 1, если
с. *использовать среднюю величину ф = 0 ,7 для данных материалов, то £ ~
_2 _1 с. *
~ 1,6-10 ч . Как видно, оценка £ по предложенному подходу на три
порядка ниже, чем по экспериментальным данным [21]. Таким образом, на
первый взгляд имеется существенное противоречие между расчетными про
гнозами и экспериментальными данными. В действительности такого про
тиворечия не существует. Заметим, что в работе [21] экспериментальные
исследования по оценке влияния £ на сопротивление усталостному разру
шению проводились на воздухе, т.е. в кислородсодержащей среде. Прогноз
влияния £ на е / осуществлялся при условии деформирования материала в
инертной среде (рис. 8). Особенности разрушения материала в инертной
среде (в частности, в вакууме) или на воздухе при испытаниях на длитель
ную прочность будут рассмотрены ниже.
Рис. 8. Зависимость деформации разрушения е / от скорости деформирования £ и изменение
порогового значения £ согласно предложенному методу в зависимости от пластичности
металла: е/ - деформация при внутризеренном разрушении; е™г - деформация при меж-
зеренном разрушении; ф - относительное сужение поперечного сечения образца при его
разрушении при растяжении.
При высоких температурах даже аустенитные стали подвержены корро
зионному воздействию атмосферного кислорода [21]. На рис. 9 представ
лены кривые усталости при испытании образцов в вакууме и на воздухе
[21]. Видно, что при Т = 5930С при испытании в инертной среде (вакууме) в
диапазоне частот / = 0,0045 (Дер = 8 -10_2 )...5,9 (Дер = 3-10 3) цикл/мин
влияние частоты не наблюдается. Пересчитывая эти данные на скорость
деформирования по формуле £ = 2 Д е/, получаем, что в диапазоне
£ ^ 4 -10_ . 2 , 0 ч-1 при испытании материала в инертной среде влияние
скорости деформирования на долговечность отсутствует. Следовательно,
имеющиеся экспериментальные данные [2 1 ] вполне удовлетворительно
* _ 2 -1соответствуют расчетной оценке £ ~ 1,6-10 ч . Кроме того, отметим,
ISSN 0556-171Х. Проблемыг прочности, 2008, № 6 17
Б. 3. Марголин, А. А. Бучатский, А. Г. Гуленко и др.
что предложенная физическая интерпретация £ как скорости, отвечающей
переходу от транскристаллитного разрушения к интеркристаллитному, явля
ется достаточно обоснованной при деформировании материала не только в
инертной среде, но и в коррозионной [22]. На рис. 10 указаны механизмы
усталостного разрушения аустенитной стали 304 при 600оС и различных
скоростях деформирования на воздухе [21]. Видно, что при £ > 1 0 —3 с-1
наблюдается транскристаллитное разрушение, при £ < 10—3 с-1 - переход от
транскристаллитного к интеркристаллитному. Напомним, что согласно экс
периментальным данным [21] при Т = 6000С только при скорости деформи
рования £ < 4 - 10— с-1 проявляется ее влияние на сопротивление усталости.
Таким образом, влияние £ на сопротивление усталости проявляется только
при переходе от транскристаллитного разрушения к интеркристаллитному.
Дв „
Рис. 9. Влияние среды на высокотемпературную малоцикловую усталость аустенитной
хромоникелевой стали при разной частоте / и Т = 593°С: 1 - на воздухе; 2 - в вакууме.
Де
Рис. 10. Тип разрушения стали марки 304 на воздухе в зависимости от скорости деформи
рования.
18 0556-171Х. Проблемы прочности, 2008, № 6
Метод прогнозирования сопротивления разрушению
Выполненные на основании представленного метода оценки влияния
скорости деформирования на сопротивление усталости сопоставим с имею
щимися экспериментальными данными, используя при этом результаты
работы [27]. В этой работе усталостные испытания проводились на образ
цах из стали 09Х18Н9 при двух различных уровнях размаха деформаций Де.
Цикл нагружения осуществлялся за счет изменения температуры в диапа
зоне 50..... 600оС, причем растяжение образца происходило при повышении
температуры до максимальной. При Т = 6000С проводилась выдержка при
растяжении различной продолжительности: 0; 42; 8 или 48 ч. Поскольку
выдержка осуществлялась при температуре, когда реализовывалась интен
сивная ползучесть материала, можно полагать, что деформирование мате
риала происходило не только при активном нагружении образца, но и при
выдержке. Тогда средняя скорость деформирования для неизотермического
нагружения может быть приближенно оценена по соотношению £ ср =
= 2 Д е/гц , где гц - время нагружения образца за цикл, включая время
активного нагружения и время выдержки. Отметим, что эти испытания
осуществлялись на воздухе, а циклическая долговечность определялась по
критерию зарождения трещины на поверхности образца. Прогнозирование
сопротивления усталостному разрушению при испытаниях на воздухе име
ет некоторые особенности по сравнению с таковым при испытаниях в
вакууме. В частности, заметим, что кривые длительной прочности и плас
тичности, построенные по критерию разрушения образца, слабо зависят от
среды, в которой проводятся испытания (воздух или вакуум) [28]. В то же
время, если в качестве критерия рассматривать зарождение трещины, то
указанные кривые становятся чувствительными к среде. В вакууме темп
накопления повреждений по сечению образца примерно одинаков, по край
ней мере до образования шейки, поэтому зарождение трещины и разру
шение образца происходят практически одновременно. При испытании на
воздухе атмосферный кислород способствует ускорению накопления повреж
дений в зоне у поверхности образца, поэтому зарождение трещины про
исходит раньше, чем разрушение образца в целом [2 1 ].
Таким образом, для прогнозирования кривых усталости по критерию
зарождения трещины необходимо использовать значения характеристик
пластичности и прочности, полученные также по критерию зарождения
трещины. Обозначим эти параметры как е у и Я 1С соответственно. Если
прогноз осуществляется при испытании в вакууме, когда е у и Я С практи
чески совпадают с е у и Я 1С, можно использовать параметры е у и Я С, при
испытании в коррозионной среде (например, на воздухе) - параметры е / и
ЯС. Отметим, что в большинстве случаев имеющиеся данные по длительной
прочности и пластичности получены по критерию разрушения образца.
Для корректировки этих данных воспользуемся результатами, представ
ленными на рис. 11 [21]. Видно, что воздушная среда приводит к сдвигу
области межзеренного разрушения в диапазон более высоких скоростей
деформирования (в данном случае частот нагружения). Величина сдвига
примерно соответствует отношению ^ = / возду̂ / у вакуум = 100. Приняв, что
ISSN 0556-171Х. Проблемы прочности, 2008, № 6 19
Б. 3. Марголин, А. А. Бучатский, А. Г. Гуленко и др.
у шздухуу вакуум _ можно получить зависимости £ у (£) и Я 1с(£) по крите
рию зарождения трещины при испытании на воздухе на основании зависи
мостей £ у (£) и Я с(£). Пример такой корректировки иллюстрирует рис. 12.
На рис. 13 приведены результаты сопоставления экспериментальных данных
с прогнозными зависимостями, полученными с помощью функций £ у (£) и
Я гс(£), определенных при испытаниях на воздухе. Расчетные и эксперименталь
ные результаты представлены в виде зависимостей N у (£) для трех уровней
Д£. Видно хорошее совпадение прогнозных результатов с экспериментальными,
максимальное расхождение в значениях долговечности N у не превышает
двукратного.
11*100
Рис. 11. Влияние частоты нагружения на скорость распространения трещины в аустенитной
хромоникелевой стали в вакууме (1) и на воздухе (2) при Т = 593°С: В - внутризеренное
разрушение; М - межзеренное разрушение; МВ - смешанное разрушение; I - длина тре
щины; - скорость роста трещины.
£ /
Рис. 12. Зависимость деформации разрушения от скорости деформирования для сталей типа
Х18Н9 и Х18Н10Т в исходном состоянии при Т = 600°С: 1 - длительная пластичность по
критерию разрушения образца (воздух, вакуум); 2 - длительная пластичность по критерию
зарождения трещины (воздух).
20 ISSN 0556-171Х. Проблемы прочности, 2008, № 6
Метод прогнозирования сопротивления разрушению
10-3 10'3 10'2 ч 1
Рис. 13. Сопоставление экспериментальных данных при различных выдержках (точки) с
расчетными кривыми (линии) при заданном размахе деформаций Ае = 1,23 (1) и 3% (2) [27].
В ы в о д ы
1. Выполнен анализ имеющихся методов прогнозирования сопротивле
ния усталости, учитывающих ползучесть материала в цикле деформирова
ния и нейтронное облучение. Показано, что ползучесть может учитываться в
методе разделения размаха деформаций [1-5] и в методе, предложенном в
[13]. Метод разделения размаха деформаций, суть которого заключается в
разделении неупругой деформации, зависящей и не зависящей от времени,
не является достаточно обоснованным с физической точки зрения, так как
не дает адекватных оценок в предельных случаях. Нейтронное облучение
фактически невозможно учитывать с помощью этого метода, так как необхо
димо экспериментально определять очень большое количество материаль
ных параметров, зависящих от нейтронного облучения.
Нормативный метод [13] принципиально позволяет учитывать ползу
честь и нейтронное облучение, но является очень консервативным и, кроме
того, не учитывает влияние скорости деформирования в цикле нагружения
на сопротивление усталости. Метод, предложенный в [6, 10, 11], позволяет
прогнозировать влияние облучения на сопротивление усталостному разру
шению, но без учета ползучести в цикле нагружения. Метод [6, 7] учитывает
нейтронное облучение и ползучесть только для случая, когда ведущим меха
низмом повреждения является одностороннее накопление деформации ползу
чести.
2. Предложен новый метод прогнозирования сопротивления усталост
ному разрушению, учитывающий нейтронное облучение (флакс нейтронов,
сопутствующий циклическому нагружению, флюенс нейтронов, накоплен
ный до начала циклического нагружения) и скорость деформирования в
цикле нагружения. Метод развивает принципы, заложенные в нормативном
документе [13], и базируется на уравнении Мэнсона-Коффина. Для опреде
ления параметров этого уравнения используются данные, полученные при
стандартных испытаниях на растяжение и на длительную прочность.
0556-171Х. Проблемы прочности, 2008, № 6 21
Б. 3. Марголин, A. A. Бучатский, А. Г. Гуленко и др.
3. Предложенный метод является менее консервативным и более аде
кватным, чем нормативный метод [13]. Метод верифицирован примени
тельно к аустенитным сталям. Выполнено сопоставление расчетных данных
с экспериментальными и показано их хорошее соответствие. При этом
необходимо учитывать влияние среды, в которой проводятся испытания
(воздух или вакуум). Воздух, являющийся кислородсодержащей средой,
приводит к значительному снижению сопротивления усталостному разру
шению аустенитных сталей в области повышенных температур.
Р е з ю м е
Проаналізовано найбільш відомі методи прогнозування опору втомному
руйнуванню, які враховують повзучість матеріалу в циклі деформування і
нейтронного опромінення. Виявлено переваги і недоліки існуючих методів.
Запропоновано новий метод прогнозування опору втомному руйнуванню,
який немає недоліків відомих методів. Проведено верифікацію розробле
ного методу стосовно аустенітних сталей, які випробовуються за підвище
них температур.
1. Г ец о в Л . Б . О критерии разрушения при сложной программе нагру
жения: Тр. Всесоюз. раб. симп. по вопросам малоцикловой усталости. -
Каунас, 1971. - С. 51 - 55.
2. Г ец о в Л . Б . Кинетические уравнения разрушения при сложных про
граммах нагружения // Пробл. прочности. - 1978. - № 7. - С. 31 - 37.
3. M an son S. S. The challenge to unity treatment of high temperature fatigue. A
partisan proposal based on strain range partitioning // Fatigue at Elevated
Temperature, ASTM STP 520. - 1973. - P. 744 - 782.
4. H a lfo rd G. R. a n d M an son S. S. Life prediction of thermal mechanical
fatigue using strain range partitioning // Thermal Fatigue of Material and
Components, ASTM STP 612. - Philadelphia, 1976. - P. 239 - 254.
5. Б ейт А. Д . Прогнозирование долговечности при взаимодействии ползу
чести и усталости // Усталость материалов при высокой температуре /
Под ред. Р. П. Скелтона. - М.: Металлургия, 1988. - С. 273 - 295.
6. К ри вен ю к В. В ., К и селевски й В. Н . Длительная прочность и ползучесть //
Прочность материалов и конструкций. - Киев: Академпериодика, 2005.
- С. 266 - 351.
7. П и сарен ко Г. С ., К и селевски й В. Н . Прочность и пластичность мате
риалов в радиационных потоках. - Киев: Наук. думка, 1979. - 284 с.
8. К ач ан ов Л . М . О времени разрушения в условиях ползучести // Изв. АН
СССР. От-ние техн. наук. - 1958. - № 8. - C. 3 - 10.
9. Р а б о т н о в Ю . Н . Ползучесть элементов конструкций. - М.: Наука, 1966.
- 752 с.
10. Скрипник Ю . Д., К осов Б. Д . Уравнение малоцикловой усталости облучае
мой стали 0Х16Н15М3Б // Пробл. прочности. - 1979. - № 11. - С. 12 - 17.
22 ISSN 0556-171X. Проблемы прочности, 2008, № 6
Метод прогнозирования сопротивления разрушению
11. К и селевски й В. Н ,, Х ари т он ов Д . Ф. Экспериментальная проверка кине
тического критерия разрушения при совместном малоцикловом и квази-
статическом нагружении // Там же. - 1982. - № 4. - С. 33 - 36.
12. Ф илат ов В. М . Предельные состояния по образованию макротрещин
при циклическом нагружении // Вопр. атомной науки и техники. Сер.
Физика и техника ядерных реакторов. - 1978. - Вып. 1 (21), ч. 2. - С. 114
- 123.
13. Н орм ы расчета на прочность оборудования и трубопроводов атомных
энергетических установок (ПНАЭ Г-7-002-86). - М.: Энергоатомиздат,
1989. - 525 с.
14. М арголи н Б. 3 ., Г уленко А. Г ., К ур севи ч И. П ., Б учат ский А. А . Моде
лирование разрушения материалов при длительном статическом нагру
жении в условиях ползучести и нейтронного облучения. Сообщ. 1.
Физико-механическая модель // Пробл. прочности. - 2006. - № 3. - С. 5
- 22.
15. М арголи н Б. 3., Г уленко А. Г ., К ур севи ч И. П., Б учат ский А. А . Моде
лирование разрушения материалов при длительном статическом нагру
жении в условиях ползучести и нейтронного облучения. Сообщ. 2.
Прогнозирование длительной прочности // Там же. - № 5. - С. 5 - 16.
16. М арголи н Б. 3., Г уленко А. Г ., Б учат ский А. А., Б алакин С. М . Моде
лирование разрушения материалов при длительном статическом нагру
жении в условиях ползучести и нейтронного облучения. Сообщ. 3.
Прогнозирование скорости роста трещины в аустенитных материалах //
Там же. - № 6. - С. 5 - 16.
17. У ст алост ь материалов при высокой температуре / Под ред. Р. П. Скел
тона. - М.: Металлургия, 1988. - 343 с.
18. М арголи н Б. 3 ., Г уленко А. Г . Влияние скорости деформирования на
характер разрушения при длительном статическом и циклическом на
гружении. Сообщ. 2. Примеры расчета // Пробл. прочности. - 1991. -
№ 8. - С. 42 - 47.
19. M a rg o lin B. Z. a n d G ulenko A. G. Lifetime prediction for intercrystalline
fracture under cyclic loading with various strain rates // Int. J. Fatigue. -
1999. - 21. - P. 497 - 505.
20. M o rish ita M., T aguchi K ., A sa ya m a , et. a l. Application of the overstress
concept for creep-fatigue evaluation // ASTM STP 942. - 1988. - P. 487 -
499.
21. Тайра С., О т ани P . Теория высокотемпературной прочности матери
алов. - М.: Металлургия, 1986. - 280 с.
22. К а р зо в Г. П ., М арголин Б. 3., Ш вецова В. А . Физико-механическое моде
лирование процессов разрушения. - СПб.: Политехника, 1993. - 391 с.
23. R C C -M R , Design and Construction Rules for Mechanical Components of
FBR Nuclear Islands, Appendix A16, Ed. 2002, AFCEN, France 2, 2002.
24. В асин а H. К., М арголи н Б. 3., Г уленко А. Г ., К урсеви ч И. П . Радиа
ционное распухание аустенитных сталей: влияние различных факторов
// Вопр. материаловедения. - 2006. - 48, № 4. - С. 69 - 89.
ISSN 0556-171X. Проблемыг прочности, 2008, № 6 23
25. К урсеви ч И. П., М арголи н Б. 3., П рокош ев О. Ю., К охон ов В. И . Меха
нические свойства аустенитных сталей при нейтронном облучении:
влияние различных факторов // Там же. - С. 55 - 69.
26. Ф илат ов В. М . Усталость конструкционных материалов при нейтрон
ном облучении // Там же. - 2007. - 51, № 3. - С. 253 - 264.
27. Ф илат ов В. М., А нихим овский Ю . А., С ол овьев Д . В., В асю т и н А. Н.
Испытания на длительную малоцикловую усталость при неизотерми
ческом нагружении // Завод. лаб. - 1975. - 41, № 4. - С. 472 - 475.
28. Г ец о в Л . Б . Материалы и прочность газовых турбин. - М.: Недра, 1996.
- 591 с.
Поступила 25. 10. 2007
Б. 3. Марголин, А. А. Бучатский, А. Г. Гуленко и др.
24 ISSN 0556-171Х. Проблемы прочности, 2008, № 6
|
| id | nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-48371 |
| institution | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| issn | 0556-171X |
| language | Russian |
| last_indexed | 2025-12-07T18:24:05Z |
| publishDate | 2008 |
| publisher | Інститут проблем міцності ім. Г.С. Писаренко НАН України |
| record_format | dspace |
| spelling | Марголин, Б.З. Бучатский, А.А. Гуленко, А.Г. Федорова, В.А. Филатов, В.М. 2013-08-18T16:15:51Z 2013-08-18T16:15:51Z 2008 Метод прогнозирования сопротивления разрушению материала
 при циклическом нагружении в условиях вязкоупругопластического
 деформирования и нейтронного облучения / Б.З. Марголин, А.А. Бучатский, А.Г. Гуленко, В.А. Федорова, В.М. Филатов // Проблемы прочности. — 2008. — № 6. — С. 5-24. — Бібліогр.: 28 назв. — рос. 0556-171X https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/48371 539.3 Проанализированы наиболее известные методы прогнозирования сопротивления усталостному
 разрушению, учитывающие ползучесть материала в цикле деформирования и нейтронное
 облучение. Выявлены достоинства и недостатки существующих методов. Предложен
 новый метод прогнозирования сопротивления усталостному разрушению, лишенный
 недостатков известных методов. Проведена верификация разработанного метода применительно
 к аустенитным сталям, испытанным при повышенных температурах. Проаналізовано найбільш відомі методи прогнозування опору втомному
 руйнуванню, які враховують повзучість матеріалу в циклі деформування і
 нейтронного опромінення. Виявлено переваги і недоліки існуючих методів.
 Запропоновано новий метод прогнозування опору втомному руйнуванню,
 який немає недоліків відомих методів. Проведено верифікацію розробленого
 методу стосовно аустенітних сталей, які випробовуються за підвищених
 температур. We have analyzed the most known methods of
 prediction of material resistance to fatigue failure,
 which consider the material creep in the
 deformation cycle and neutron irradiation conditions.
 The advantages and drawbacks of the existing
 methods are discussed. We propose a
 new technique of prediction of the material resistance
 to fatigue failure deprived of deficiencies
 of the known methods. We performed
 verification of the developed technique in connection
 with austenitic steels tested at elevated
 temperatures. ru Інститут проблем міцності ім. Г.С. Писаренко НАН України Проблемы прочности Научно-технический раздел Метод прогнозирования сопротивления разрушению материала при циклическом нагружении в условиях вязкоупругопластического деформирования и нейтронного облучения Prediction technique of material fatigue strength under conditions of viscoelastic-plastic deformation and neutron irradiation Article published earlier |
| spellingShingle | Метод прогнозирования сопротивления разрушению материала при циклическом нагружении в условиях вязкоупругопластического деформирования и нейтронного облучения Марголин, Б.З. Бучатский, А.А. Гуленко, А.Г. Федорова, В.А. Филатов, В.М. Научно-технический раздел |
| title | Метод прогнозирования сопротивления разрушению материала при циклическом нагружении в условиях вязкоупругопластического деформирования и нейтронного облучения |
| title_alt | Prediction technique of material fatigue strength under conditions of viscoelastic-plastic deformation and neutron irradiation |
| title_full | Метод прогнозирования сопротивления разрушению материала при циклическом нагружении в условиях вязкоупругопластического деформирования и нейтронного облучения |
| title_fullStr | Метод прогнозирования сопротивления разрушению материала при циклическом нагружении в условиях вязкоупругопластического деформирования и нейтронного облучения |
| title_full_unstemmed | Метод прогнозирования сопротивления разрушению материала при циклическом нагружении в условиях вязкоупругопластического деформирования и нейтронного облучения |
| title_short | Метод прогнозирования сопротивления разрушению материала при циклическом нагружении в условиях вязкоупругопластического деформирования и нейтронного облучения |
| title_sort | метод прогнозирования сопротивления разрушению материала при циклическом нагружении в условиях вязкоупругопластического деформирования и нейтронного облучения |
| topic | Научно-технический раздел |
| topic_facet | Научно-технический раздел |
| url | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/48371 |
| work_keys_str_mv | AT margolinbz metodprognozirovaniâsoprotivleniârazrušeniûmaterialapricikličeskomnagruženiivusloviâhvâzkouprugoplastičeskogodeformirovaniâineitronnogooblučeniâ AT bučatskiiaa metodprognozirovaniâsoprotivleniârazrušeniûmaterialapricikličeskomnagruženiivusloviâhvâzkouprugoplastičeskogodeformirovaniâineitronnogooblučeniâ AT gulenkoag metodprognozirovaniâsoprotivleniârazrušeniûmaterialapricikličeskomnagruženiivusloviâhvâzkouprugoplastičeskogodeformirovaniâineitronnogooblučeniâ AT fedorovava metodprognozirovaniâsoprotivleniârazrušeniûmaterialapricikličeskomnagruženiivusloviâhvâzkouprugoplastičeskogodeformirovaniâineitronnogooblučeniâ AT filatovvm metodprognozirovaniâsoprotivleniârazrušeniûmaterialapricikličeskomnagruženiivusloviâhvâzkouprugoplastičeskogodeformirovaniâineitronnogooblučeniâ AT margolinbz predictiontechniqueofmaterialfatiguestrengthunderconditionsofviscoelasticplasticdeformationandneutronirradiation AT bučatskiiaa predictiontechniqueofmaterialfatiguestrengthunderconditionsofviscoelasticplasticdeformationandneutronirradiation AT gulenkoag predictiontechniqueofmaterialfatiguestrengthunderconditionsofviscoelasticplasticdeformationandneutronirradiation AT fedorovava predictiontechniqueofmaterialfatiguestrengthunderconditionsofviscoelasticplasticdeformationandneutronirradiation AT filatovvm predictiontechniqueofmaterialfatiguestrengthunderconditionsofviscoelasticplasticdeformationandneutronirradiation |