Содержание к диссертации
Введение
1. Усталостное разрушение поликристаллических конструкционных материалов 8
1.1. Стадии усталостного разрушения поликристаллических конструкционных материалах 8
1.2. Анализ известных моделей усталостного разрушения поликристаллических материалов 10
1.2.1. Основные направления моделирования 10
1.2.2. Модели, использующие подходы механики рассеянных повреждений 11
1.2.3. Модели, использующие подходы механики усталостного разрушения 15
1.2.4. Модели, учитывающие динамику структурных дефектов 28
1.3. Анализ известных подходов к прогнозированию длительной прочности лопастей гребных винтов 31
1.4. Выводы по материалам проведенного анализа 37
2. Экспериментальное исследование прочностных характеристик сплава БрАЖНЮ-4-4 40
2.1. Экспериментальное оборудование и методы проведения испытаний 40
2.1.1. Испытательные машины, принцип действия и технические характеристики 40
2.1.2. Экспериментальные образцы, технология изготовления и подготовки 46
2.2. Химический состав и микроструктурные характеристики исследуемого сплава 49
2.3. Экспериментальное изучение статической прочности исследуемого сплава 55
2.3.1. Механические свойства сплава в условиях одноосного растяжения 55
2.3.2. Механические свойства сплава в условиях осесимметричного кручения 57
2.4. Экспериментальное изучение циклической прочности исследуемого сплава 59
2.4.1. Механические свойства сплава в условиях одноосного растяжения (сжатия) 59
2.4.2. Механические свойства сплава в условиях осесимметричного кручения 63
2.4.3. Трещиностойкость сплава в условиях одноосного растяжения (сжатия) 66
2.4.4. Долговечность сплава в условиях кругового изгиба 72
2.5. Определение кинетических параметров развития усталостных трещин 74
3. Математическая модель протекания усталостного разрушения в сплаве БрАЖНЮ-4-4 82
3.1. Базовые положения предлагаемой модели 82
3.2. Общий вид предлагаемой модели 83
3.3. Развитие усталостного разрушения в «критической плоскости сдвига» 86
3.4. Развитие усталостного разрушения в «критической плоскости отрыва» 91
3.5. Развитие усталостного разрушения в «плоскости перехода» 94
3.6. Моделирование влияния микроструктуры материала 98
3.7. Определение конечных соотношений предлагаемой модели 104
3.8. Определение положения плоскостей развития усталостного разрушения 107
3.9. Методика применения предлагаемой модели 114
3.10. Прогнозирование кинетики усталостных повреждений в сплаве БрАЖНІ 0-4-4 119
4. Применение разработанной математической модели при прогнозировании длительной прочности лопастей гребных винтов 125
4.1. Построение пространственных геометрических моделей исследуемых судов 125
4.2. Гидродинамический анализ работы лопасти гребного винта в потоке жидкости 128
4.2.1. Построение пространственных расчетных моделей взаимодействия потока жидкости с исследуемыми судами 128
4.2.2. Численный расчет обработка результатов гидродинамического анализа 132
4.3. Анализ напряженно-деформированного состояния лопасти гребного винта в потоке жидкости 139
4.3.1. Построение пространственных расчетных моделей нагружения лопастей гребных винтов 139
4.3.2. Численный расчет и обработка результатов прочностного анализа 140
4.4. Прогнозирование кинетики усталостных повреждений в -лопасти гребного винта в потоке жидкости 149
Заключение 153
- Анализ известных моделей усталостного разрушения поликристаллических материалов
- Анализ известных подходов к прогнозированию длительной прочности лопастей гребных винтов
- Экспериментальное изучение статической прочности исследуемого сплава
- Определение кинетических параметров развития усталостных трещин
Введение к работе
Исследования показывают, что зачастую отдельные элементы инженерно-технических сооружений, подвергающиеся повторно-переменным нагрузкам, могут разрушаться при напряжениях меньших, чем предел прочности материала при статическом нагружении. Это имеет большое значение для современных объектов морского транспорта, конструктивные узлы которых работают в условиях циклических нагрузок в коррозионно-активных средах (морская вода, влажный воздух, груз) при общем числе циклов, достигающем за весь период службы многих миллионов. Данные статистики показывают, что примерно 80% поломок и аварий, происходящих на морском транспорте, вызваны усталостными явлениями.
Опасность усталостного разрушения заключается в том, что на начальном этапе оно протекает достаточно медленно и трудно регистрируемо методами контроля, а в конце происходит крайне стремительно, и может носить характер хрупкого излома. При этом долговечность нагружаемой конструкции складывается из количества циклов до зарождения трещины и количества циклов, идущих на ее распространение.
Изучению вопросов связанных с распространением усталостных трещин посвящено множество исследований, в том числе работы отечественных (Ю.Н. Работнов, Л.М. Качанов, В.Т. Трощенко, Е.М. Морозов, В.З. Партон, B.C. Иванова, Н.А. Махутов, Б.З. Марголин, СВ. Серенсен и др.) и зарубежных (А. Гриффите, Г.Р. Ирвин, Е. Орован, П. Пэрис, Ф. Эрдоган, Дж. Р. Райе, Дж. С. Ньюман, В. Элбер, К. Дж. Миллер, Т. Екобори и др.) ученных. На сегодняшний день существует немало разнообразных методик, позволяющих удовлетворительно прогнозировать их рост. В тоже время, вопросы зарождения и распространения в конструкционных материалах малых поверхностных усталостных трещин (так называемых микрометровых трещин) освещены недостаточно полно, несмотря на то, что именно на этот процесс приходится значительная доля (-40...60%, а для некоторых материалов -80...90%) общей долговечности конструктивных элементов. Кроме того, малые трещины могут возникать на очень ранних стадиях циклического нагружения (-10% общей долговечности) и прогнозирование их развитияявляется чрезвычайно сложным и в то же время важным делом, способствующим повышению эксплуатационной надежности конструктивных элементов объектов морского транспорта.
Среди всех объектов, морского транспорта наиболее многочисленными и ответственными являются морские суда. Произошедшее в последнее десятилетие увеличение мощности энергетических установок, применяемых на транспортных судах, привело к учащению усталостных разрушений лопастей гребных винтов (ГВ). Поломка ГВ в процессе эксплуатации судна сопряжена со значительными материальными затратами, связанными с постановкой судна в док, заменой винта, простоем судна. В условиях шторма выход из строя ГВ чрезвычайно опасен, т.к. в подавляющем большинстве случаев ведет к потере управляемости и хода судна, а нередко и к его гибели.
Представляя собой геликоидальную оболочку переменной толщины- и кривизны лопасть ГВ, жестко закрепленная на ступице, в процессе эксплуатации» находится под действием внешних сил гидродинамической природы, а также сил инерции. В процессе работы ГВ за корпусом силы, действующие на его лопасти, переменны в течение оборота винта, а их мгновенные амплитуды могут существенно превышать средние значения нагрузок. В процессе реверса силы и моменты, действующие на лопасти, также могут превосходить соответствующие величины на установившихся режимах движения. Динамический характер нагрузок приводит к возникновению во время работы ГВ сложного и переменного во времени напряженного состояния, определяемого напряжениями изгиба, растяжения и кручения.
Широкое применение никель-алюминиевых бронз для изготовления ГВ современных судов морского транспорта предопределяет выбор.материала для исследования - бронзового сплава БрАЖНІ 0-4-4 (отечественный аналог сплава «Никалиум»). Благодаря своим микроструктурным особенностям, данный сплав обладает достаточно высокими механическими свойствами, а также хорошей коррозионной стойкостью, что обуславливают его широкое распространение в современной судостроительной промышленности. Однако, с другой стороны, те же микроструктурные особенности оказывают чрезвычайно сильное влияние на развитие усталостного разрушения, усложняя задачу прогнози 7 рования длительной прочности лопастей ГВ, особенно на стадии роста малых трещин.
Прогнозирование длительной прочности лопастей ГВ в условиях сложного, переменного во времени напряженно-деформируемого состояния (НДС) в коррозионно-активной среде, с учетом микроструктурных особенностей материала, крайне важно для обеспечения безопасности мореплавания морских судов, сохранности груза, корабля, жизней и здоровья членов экипажа. Невозможность применения стандартных методик неразрушающего контроля в процессе работы ГВ за корпусом судна подчеркивает практическую значимость поставленной задачи.
Таким образом, перспективным направлением дальнейших исследований феномена усталостного разрушения является исследование процессов, связанных с зарождением и ростом малых усталостных трещин, на которую приходится большая часть общей долговечности конструктивных элементов различных инженерно-технических сооружений и, в частности, лопастей ГВ. В рамках данного направления определенный интерес представляет создание модели роста малых усталостных трещин в исследуемом сплаве с учетом его неоднородности. Изучению этих вопросов и посвящена настоящая работа.
Анализ известных моделей усталостного разрушения поликристаллических материалов
Можно выделить два направления в изучении проблемы усталостного разрушения конструкционных материалов [14]: - классическое направление, впервые представленное в работах В. Альберта и А. Велера и связанное с изучением диаграмм усталостного разрушения гладких экспериментальных образцов при различных видах и способах нагружения [15]. При этом число циклов нагружения приводящих к разрушению образца связывается со степенью его по-врежденности, определяемой посредством эмпирических зависимостей, основанных на использовании различных статистических моделей, локальных деформационных и энергетических критериев [16, 17, 18], без учета особенностей распространения усталостных трещин; - постклассическое направление, впервые представленное в работах А. Гриффитса, Ф. Эрдогана и П. Пэриса и связанное с изучением закономерностей роста усталостных трещин в различных конструктивных элементах под действием эксплуатационных нагрузок [13, 19]. При этом число циклов нагружения приводящих к разрушению элемента связывается с развитием усталостных трещин, посредством различных кинетических уравнений [20, 21, 22], в той или иной степени отражающих различные аспекты распространения усталостных трещин. Исходя из представленных направлений, повреждения, получаемые конструктивными элементами в результате воздействия циклически изменяющихся нагрузок, условно можно разделить на рассеянные дефекты малых размеров, кинетику развития которых описывают модели, основывающиеся на положениях механики рассеянных повреждений, и магистральные трещины, описываемые зависимостями известными из механики усталостного разрушения. Модели, использующие подходы механики рассеянных повреждений, как правило, основываются на предположении об идентичности протекания усталостного разрушения в экспериментальном образце и элементе конструкции при одинаковых параметрах механики рассеянных повреждений. При этом за меру разрушения принимается некоторый параметр поврежденности материала - со, который в процессе разрушения изменяется в определенных пределах.
Достижение данным параметром в некотором индивидуальном объеме деформируемого конструкционного элемента за определенное время критического значения связывается с наступлением макроскопического разрушения [12]. При этом в рамках концепции механики рассеянных повреждений постулируется, что в начальный момент времени материал конструкционного элемента бездефектен, а уровень его поврежденности со = 0. Согласно Ю.Н. Работнову и Л.М. Качанову [23, 24] с течением времени, вследствие воздействия внешнего циклического нагружения, происходит непрерывное образование новых дефектов, что приводит к нарушению сплошности материала конструктивного элемента и росту параметра со. В случае однородного напряженного состояния исследуемого элемента конструкции параметр поврежденности материала в различных точках элемента меняется равномерно и в момент разрушения достигает значения со = 1. В случае неоднородного напряженного состояния исследуемого элемента конструкции параметр поврежденности изменяется неравномерно от одной точки к другой, что при значительном уровне поврежденности выражается в неустойчивом характере рассеяния повреждений и возникновении в слабых местах данного элемента усталостных трещин. Считая, что скорость роста усталостной трещины определяется скоростью увеличения несплошности или поврежденности материала со, развитие усталостного разрушения может быть описано зависимостью вида: где А и В - эмпирические константы материала; Aacjj- размах эффективного напряжения, определяющий изменение поврежденности материала за один цикл нагружения; N— количество циклов приложения нагрузки. Однако, как отмечено в работе В.М. Пестрикова и Е.М. Морозова [13] выражение (1.1), вследствие присутствия некоторых специальных параметров материала, а также параметра поврежденности, физический смысл которого далеко не очевиден, не может считаться фундаментальной физической закономерностью, а лишь представляет собой удобную в некоторых отношениях аппроксимацию, что налагает определенные ограничения на область его применения. С другой стороны уровень поврежденности конструктивного элемента можно определить различными статистическими методами, если известны условия зарождения и развития дефектов [25]. Многочисленные модели, построенные на основе данных методов, крайне разнообразны и при наличии обширных экспериментальных данных позволяют с удовлетворительной степенью точности проводить оценку длительной прочности конструктивных элементов современных инженерно-технических сооружений. Однако, несмотря на свое разнообразие, в основе подавляющего большинства подобных моделей лежат четыре основные статистические концепции [26], описывающие характер распределения дефектов структуры материала, и, как следствие, распределение прочности.
Статистическая концепция распределения дефектов [27, 28] - описывает корреляцию между макроскопическими характеристиками и микроскопическими дефектами. Концепция построена на предположении, что характерный микроскопический параметр структурной модели распределен случайным образом, а результирующее макроскопическое соотношение содержит этот разброс. Вероятность разрушения: где PniiV) - вероятность отсутствия критических дефектов в данном объеме материала; с = {V} 1 - средняя концентрация дефектов; {V} - средний объем, приходящийся на дефект. Если предположить, что для некоторого объема существует минимальное критическое число дефектов п 1, при достижении которого происходит разрушение, то вероятность разрушения: Статистическая концепция распределения прочности [12, 29] основывается на представлении локальной прочности конструктивного элемента в окрестности некоторого дефекта, а также размера дефекта, через некоторые случайные величины. Для связи локальной прочности исследуемого элемента с прочностью всей конструкции используют концепцию наислабейшего звена [30]. Если конструктивный элемент представить в виде совокупности некоторых элементарных объемов взаимосвязанных наподобие звеньев единой цепи, то прочной этой цепи в целом будет определяться прочностью ее наислабейшего звена. При этом распределение прочности всего конструктивного элемента описывается распределением наименьших локальных прочностей в некоторых макрообъемах, содержащих п элементов объема. Другой концепцией, отражающей статистическую модель распределения прочности является концепция классического пучка [12], согласно которой в объеме конструктивного элемента можно выделить некоторый наислабейший объем, содержащий опасный дефект, окруженный объемами, локальная прочность которых достаточна, для того, чтобы принять на себя дополнительную нагрузку от разрушившегося наислабейшего объема. При этом прочность конструкции определяется силой, которая может вызвать цепную реакцию последовательных разрывов объемных элементов пучка в результате поочередной перегрузки соседних (целых) объемов до тех пор, пока не произойдет окончательное разрушение всех п объемов. Тогда вероятность разрушения конструктивного элемента при воздействии напряжения асг может быть определена исходя из выражения: где п\ — множитель, учитывающий все возможные способы расположения элементов; апсг — удельная прочность элементов; р(а) - плотность вероятности значений прочности элементов. Однако, несмотря на широкое многообразие моделей представленных в рамках статистического подхода к оценке длительной прочности, все они описывают элементарные механизмы зарождения дефектов, а также условия их роста весьма приблизительно [12].
Анализ известных подходов к прогнозированию длительной прочности лопастей гребных винтов
Представляя4 собош геликоидальную1 оболочку переменной толщины и кривизны лопасть ГВ, жестко закрепленная на ступице; в процессе эксплуатации находится под действием внешних сил гидродинамической природы, а также сил инерции [69]. В процессе работы ГВ"закорпусом силы, действующие на еголопасти; переменны в течение оборота винта, и их мгновенные амплитуды могут существенно превышать средние значения нагрузок. В\ процессе реверса силы-и моменты, действующие на лопасти, также могут превосходить соответствующие- величины, на установившихся, режимах движения. Динамический характер нагрузок приводит к возникновению во время работы ГВ сложного иг переменного во времени напряженного состояния, определяемого напряжениями изгиба, растяженияи кручения [70, 71]. В общей постановке с учетом реальной геометрии лопасти ГВГ и всей системы стационарных и не стационарных сил, действующих на нее при всех режимах работы пропульсивного комплекса, оценка прочности винта чрезвычайно сложна и не имеет пригодного для инженерной практики аналитического решения [74]. Поэтому до недавнего времени расчет прочности и долговечности ГВ базировался на приближенных, в некоторой степени условных методах. Погрешности этих методов компенсировались большими запасами прочности, уровень которых определялся на основе многолетнего опыта проектирования. Однако данный подход обеспечивал удовлетворительные результаты лишь для винтов традиционных конструкций в более или менее общих эксплуатационных условиях; при отходе же от традиционных решений при проектировании движителей, как правило, возникали ошибки, как в безопасную, так и в опасную сторону. Все это приводило к достаточно частым поломкам ГВ в результате образования усталостных трещин, обломов у корней или концов ло- пастей ГВ, образования загибов и вырывов на входящих и выходящих кромках лопастей [72] (рис. 1.5). До недавнего времени для оценки прочности лопастей гребных ГВ широко применялась «балочная теория» [75, 146], согласно которой лопасть ГВ представлялась в виде консольно закрепленной балки, подверженной изгибу под действием гидродинамических сил и растяжению с изгибом под действием инерционных сил вращательного движения ГВ.
Согласно данной теории изгибающий момент, действующий в поперечном сечении лопасти ГВ, определялся из выражения: где T— упор ГВ; Q — крутящий момент на валу ГВ; р — плотность жидкости; рт - плотность материала лопасти ГВ; Dpr — диаметр ГВ; R — радиус, определяющий положение поперченного сечения лопасти ГВ; г — относительный радиус, определяющий положение поперченного сечения лопасти ГВ; vpr - частота вращения ГВ; zpr — число лопастей ГВ; А(г) - поправочная функция; a(pr)(R) — функция шагового угла поперечного сечения лопасти ГВ; C7(R) - функция коэффициента подъемной силы поперечного сечения лопасти ГВ; CQ(R) - функция коэффициента гидродинамического сопротивления поперечного сечения лопасти ГВ; CdR) - функция коэффициента обратного качества поперечного сечения лопасти ГВ; P(R) - функция шага поперечного сечения лопасти ГВ; C(R) - функция длины хорды поперечного сечения лопасти ГВ; X — откидка профиля поперечного сечения лопасти ГВ; 5 - относительная толщина профиля поперечного сечения лопасти ГВ; b(R) - функция максимальной толщины профиля поперечного сечения лопасти ГВ. Среднее напряжение, действующие в течение одного цикла нагружения в наиболее опасном сечении лопасти, определялось из выражения: где Ai - коэффициент ответственности ГВ; А2 - коэффициент надежности по материалу ГВ, определяющий стабильность его характеристик; В] — коэффициент, учитывающий погрешности метода определения напряжений в лопасти ГВ; Bj — коэффициент, учитывающий технологические факторы при производстве и эксплуатации ГВ; С - коэффициент, учитывающий масштабные эффекты; Sj -коэффициент, учитывающий состояние поверхности лопасти ГВ; »% - коэффициент, учитывающий влияние остаточных напряжений на длительную прочность лопастей ГВ. Однако, как показала практика применения «балочной теории», упрощения принятые в рамках данной теории, а также невозможность учета нормальных напряжений, связанных со стесненным кручением лопасти в ступице, зачастую приводили к серьезным погрешностям в расчетах. Кроме того, чрезмерная ограниченность метода не позволяла определять местную прочность лопастей ГВ, что особенно важно при оценке их долговечности в условиях циклически изменяющегося, усталостного нагружения. Позже, в качестве альтернативы «балочной» теории, была предложена методика, основанная на представлении лопасти ГВ в виде изотропной пластины переменной толщины, жестко закрепленной на ступице [76]. Согласно данной методике контур пластины задавался в виде развертки поверхности лопасти ГВ на плоскость. Нагружение пластины осуществлялось поверхностной нагрузкой, нормальной к ее срединной поверхности. Применение подобной схемы, совместно с математическим аппаратом теории жестких пластин малого прогиба [77], позволило удовлетворительно оценить НДС широколопастных гребных винтов, а также, посредством выражения (1.41), дать оценку их прочности.
Однако широкого распространения данная методика не получила в связи с развитием альтернативных методов, позволяющих более точно описать гео- метрию лопасти ГВ и оценить характер ее НДС, а также рассчитать долговечность лопастей ГВ. На сегодняшний день наиболее перспективным направлением в оценке длительной прочности лопастей ГВ является совместное использование численных методов анализа НДС [78, 79, 80, 81, 82] и подходов ЛМУР (УПМУР) [83, 84, 85, 86, 87]. Основанные на положениях механики деформируемого твердого тела, данные методы позволяют представить геометрию лопасти ГВ в виде совокупности пространственных расчетных элементов простейшей формы, взаимодействующих друг с другом в узловых точках. Применение подобного преобразования эквивалентно замене непрерывной расчетной модели-ГВ, имеющей бесконечное число параметров НДС в каждой из точек, дискретным «сеточным» аналогом с конечным числом параметров в узлах расчетных эле-ментов, что позволяет свести решение задачи теории упругости к решению системы линейных алгебраических уравнений высокого порядка. Применение подходов ЛМУР позволяет рассчитать длительную прочность лопасти ГВ, содержащей остроконечный трещиноподобный дефект размером а0 [88]. В рамках данного направления Т. Коширо и И. Сосаки была предложена методика оценки длительной прочности лопасти ГВ [87]: где С и В - эмпирические константы материала ГВ; ЛК - эффективный размах КИН за один цикл нагружения, определяемый заданным коэффициентом асимметрии цикла R: где Ла - размах напряжения, действующего в ограниченной области на поверхности ГВ, содержащей трещиноподобный дефект; а — длина трещиноподобного дефекта; d - глубина трещиноподобного дефекта; х коэффициент интегрирования по эллиптической поверхности дефекта. При- этом геометрическая форма1 развивающейся трещины может быть представлена выражением вида: где t — толщина лопасти ГВ в месте развития дефекта. Как показала инженерная практика совместное использование численных методов анализа-НДС и подходов ЛМУР позволяет весьма, полно учесть геометрию лопасти ГВ, реальные условия ее работы, распределение в пространстве и изменение во времени внешних нагрузок, граничных условий, а также различные особенности конструкционных материалов используемых при , производстве FB.
Экспериментальное изучение статической прочности исследуемого сплава
Для исследования способности сплава БрАЖНІ 0-4-4 сопротивляться временному статическому нагружению, реализуемому по схеме статического одноосного растяжения, была использована испытательная машина ЭГМ-25, соответствующая ГОСТ 28840-90 [139]. При этом согласно требований ГОСТ 1497-84 [141] экспериментальный образец, изготовленный по схеме А, устанавливался в захваты испытательной машины и нагружался равными ступенями, с выдержкой в 5-7 с, вплоть до его полного разрушения. Регистрация усилий передаваемых от силовозбудителя к экспериментальному образцу осуществлялась посредством дискового динамометра, установленного на подвижной траверсе испытательной машины. Регистрация перемещений торцевого сечения экспериментального образца осуществлялась посредством индуктивного датчика перемещений, установленного на станине рамы испытательной машины. По результатам экспериментальных исследований, в соответствии с рекомендациями вышеприведенного стандарта, были построены диаграммы статического одноосного растяжения в условиях инертной (подгруппы с индексом (И)) среды, а также определены основные характеристики статической прочности исследуемого материала в условиях одноосного растяжения (табл. П.3.1). В рамках статистической обработки экспериментальных данных [102, 103] были вычислены (табл. 2.5) основные статистические характеристики, определяющие разброс искомых величин в пределах исследуемой выборки данных. Исследование способности сплава БрАЖНІ0-4-4 сопротивляться временному статическому нагружению, реализуемому по схеме статического одноосного растяжения, показало, что микроструктура исследуемого материала существенно влияет на его механические свойства. В результате проведенных исследований установлено, что для заготовок прошедших закаливание оу = 557,69±14,83 МПа, esf= 28,58=Ы,56 %, Е = 103160,46±9788,90 МПа, для заготовок прошедших рекристаллизацию TS/= 496,24±12,29 МПа, є5/= 51,41±1,74 %, Е = 108378,96±4622,27 МПа. Для исследования способности сплава БрАЖНІ 0-4-4 сопротивляться временному статическому нагружению, реализуемому по схеме статического осесимметричного кручения, была использована испытательная машина КМ-50, соответствующая ГОСТ 3565-80 [142].
При этом согласно требований ГОСТ 3565-80 [142] экспериментальный образец, изготовленный по схеме В, устанавливался в захваты испытательной машины и нагружался равными ступенями, с выдержкой в 5-10 с, вплоть до его разрушения. Регистрация усилий передаваемых от нагружающего механизма испытательной машины к исследуемому образцу осуществлялась посредством сгаюизмерительного устройства маятникового типа, установленного на активном захвате испытательной машины. Регистрация угла закручивания экспериментального образца осуществлялась по- средством электрического счетчика числа оборотов и угломеров, установленных на активном и пассивном захватах испытательной машины. По результатам экспериментальных исследований, в соответствии с рекомендациями вышеприведенного стандарта, были построены диаграммы статического осесимметрич-ного кручения в условиях инертной (подгруппы с индексом (И)) среды, а также определены основные характеристики статической прочности исследуемого материала в условиях осесимметричного кручения (табл. П.3.2). В рамках статистической обработки экспериментальных данных [102, 103] были вычислены (табл. 2.6) основные статистические характеристики, определяющие разброс искомых величин в пределах исследуемой выборки данных. Исследование способности сплава БрАЖШ 0-4-4 сопротивляться временному статическому нагружению, реализуемому по схеме статического осесим-метричного кручения, подтверждает ранее отмеченную тенденцию, проявляющуюся в виде влияния характера микроструктуры исследуемого материала на его механические свойства. В результате проведенных исследований установлено, что для заготовок прошедших закаливание xsf— 424,02± 15,79 МПа, ysf = 58,07±2,65 %, G = 38725,09±4043,77 МПа, для заготовок прошедших рекристаллизацию zsf= 372,88±11,71 МПа, у# = 104,85±3,56 %, G = 41211,40±3932,17 МПа. Для исследования способности сплава БрАЖШ 0-4-4 сопротивляться длительному циклическому нагружению, реализуемому по схеме циклического одноосного растяжения (сжатия) была использована испытательная машина ЭГМ-25, соответствующая ГОСТ 1497-84 [141].
При этом в соответствие с требованиями ГОСТ 25.502-79 [143] экспериментальный образец, изготовленный по схеме С, устанавливался в захваты испытательной машины и нагружался при постоянном уровне деформаций (жесткое нагружение), с коэффициентом асимметрии R = -\ (синусоидальный знакопеременный цикл), вплоть до его полного разрушения или до появления макротрещин занимающих до 80% площади поперечного сечения образца. Регистрация перемещений торцевого сечения экспериментального образца осуществлялась посредством индуктивного датчика перемещений, установленного на станине рамы испытательной машины, и отмечающего значение величины полной деформации образца в конце каждого цикла нагружения. Регистрация числа циклов нагружения экспериментального образца осуществлялась посредством электрического счетчика импульсов, поступающих от индуктивного датчика перемещений. По результатам экспериментальных исследований, в соответствии с рекомендациями вышеприведенного стандарта, были построены диаграммы циклического одноосного растяжения (сжатия) в условиях инертной (подгруппы с индексом (И)) среды (табл. П.4.1, рис. 2.10, рис. 2.11). В рамках статистической обработки [103, 106] экспериментальных данных был проведен линейный регрессионный анализ зависимости между долговечностью экспериментальных образцов и амплитудой действующих обратимых (упругих) и необратимых (пластических) деформаций (прил. П.4, табл. 2.7). В качестве эмпирических линий регрессии были использованы степенные зависимости вида: где А, В - параметры эмпирической линии регрессии; Nf— число циклов, при котором было зафиксировано разрушение образца; єе — амплитуда обратимой (упругой) деформации за цикл нагружения; ер - амплитуда необратимой (пластической) деформации за цикл нагружения, равная ширине петли упругопла-стического гистерезиса. В качестве функции для аппроксимации опытных данных было использовано выражение вида: где asf— напряжение равное статическому пределу прочности при растяжении (сжатии); %- наибольшая относительная деформация соответствующая стати- ческому пределу прочности при растяжении (сжатии); ЬЕ - показатель степени для случая обратимых (упругих) деформаций при растяжении (сжатии); сс — показатель степени для случая необратимых (пластических) деформаций при растяжении (сжатии); Е - коэффициент пропорциональности, модуль упругости (модуль Юнга) при растяжении (сжатии).
Определение кинетических параметров развития усталостных трещин
Для исследования кинетики развития усталостных трещин, возникающих в сплаве БрАЖНІ 0-4-4 в результате воздействия длительного циклического на-гружения, была использована испытательная машина МУИ-6000. При этом экспериментальный образец, изготовленный по схеме F, устанавливался в захваты испытательной машины и нагружался в условиях циклического кругового (симметричного) изгиба, при коэффициенте асимметрии R = -1 (синусоидальный знакопеременный цикл). Регистрация состояния поверхности экспериментального образца осуществлялась посредством малого металлографического микроскопа ММУ-ЗУ4.2 оснащенного цифровой фотокамерой Canon PowerShot А50. Обработка цифровых изображений была выполнена на современной электрон- но-вычислительной машине (ЭВМ) посредством системы автоматизированного проектирования AutoCAD 2006 (рис. 2.18). По результатам экспериментальных исследований были построены кинетические диаграммы роста усталостных трещин в условиях циклического (симметричного) изгиба в инертной (подгруппы с индексом (И)) среде (табл. П.4.8, рис. 2.19, рис. 2.20). Наблюдение за процессом зарождения и развития усталостного разрушения на микроскопическом уровне позволило сделать вывод о том, что уже после непродолжительного по числу циклов нагружения, составляющего от 2 до 5% от общей долговечности образца, на его поверхности образуется достаточное количество микротрещин размером 10-30 мкм способных инициировать развитие усталостного разрушения (рис. 2.21). Ориентация появившихся микротрещин достаточно хаотична и в подавляющем большинстве случаев определяется локальной ориентацией кристаллических объемов содержащих микротрещины. Однако, несмотря на произвольную ориентацию микротрещин, пре- имущественное развитие получают именно те трещины, плоскость действия которых составляет с осью симметрии образца угол от 35 до 60. В случае дальнейшего воздействия циклически изменяющейся нагрузки развитие усталостных трещин носит скачкообразный характер (рис. 2.22, рис. 2.23), что во многом может быть объяснено как прямым, так и косвенным влиянием микроструктуры материала.
Прямое влияние микроструктуры, как правило, наблюдается в эффективном блокировании растущих микро- и малых трещин границами кристаллических областей (границами кристаллитов), обладающих, вследствие наличия примесей, сильно искаженной атомно-кристаллической решеткой, отличной по типу от решетки окружающих кристаллитов. Для преодоления этого барьера, развивающимся трещинам требуется определенное время для накопления критической плотности дефектов на границе раздела, чтобы осуществить прорыв в смежный кристаллический объем. Продолжительность таких остановок в существенной мере определяется прочностью барьера, а также степенью разориен-тированности кристаллических плоскостей смежных кристаллитов. Также, было установлено, что легче всего преодолевались барьеры между кристаллами с одинаково направленными кристаллическими плоскостями, однако такие случаи отмечались сравнительно редко. Косвенное влияние микроструктуры, как правило, наблюдается в виде слияния близко расположенных трещин, в результате удачного прорыва какой-либо трещины через барьер. В целом, для экспериментальных образцов, выполненных из заготовок прошедших закаливание, можно отметить сравнительно быстрый рост усталостных трещин (10 6-10o мм/цикл - в пределах первых 10 кристаллитов), сопро- вождающийся длительными остановками на границах кристаллических областей (рис. 2.22), что во многом вызвано присутствием твердой /?-фазы, препятствующей распространению усталостной трещины на начальных этапах разрушения. Кроме того, значительное влияние на кинетику усталостных трещин, оказывал эффект слияния близлежащих трещин, проявлявшийся как на начальных, так и на заключительных этапах циклического нагружения, особенно при высоких уровнях ( тотах 300 МПа) действующих напряжений. Для экспериментальных образцов, выполненных из заготовок прошедших рекристаллизацию, подобный характер распространения трещин не наблюдался, хотя осциллирующие колебания в динамике роста регистрировались как на ранних, так и на поздних этапах разрушения (рис. 2.23). Здесь преимущественное развитие, получала одна или несколько трещин, рост которых происходил вплоть до разрушения образца. Влияние эффекта слияния на кинетику усталостных трещин проявлялось слабо и в основном на заключительных этапах циклического нагружения. Анализ кинетики роста усталостных трещин в сплаве БрАЖНІ 0-4-4, в условиях циклического кругового (симметричного) изгиба, позволил сделать вывод о том, что на начальной стадии развития усталостного разрушения рост трещин представляет собой серию периодических всплесков, соответствующих прорыву усталостных трещин в смежные кристаллические области (кристаллиты) и спадов, вызванных их эффективной блокировкой различными дефектами, локализованными на границах кристаллических областей (кристаллитов). На заключительной стадии развития усталостного разрушения рост трещин стабилен и вполне удовлетворительно описывается уравнением Пэриса (1.9).
При высоких амплитудах действующих напряжений имеет место массовое появление остроконечных трещиноподобных дефектов уже на начальных этапах нагружения и их интенсивное развитие, сопровождающееся спонтанным слиянием близлежащих трещин с образованием изрезанной, сильно деградировавшей, структуры. В случае низких амплитуд действующих напряжений, появление остроконечных трещиноподобных дефектов носит единичный характер, причем преимущественное развитие получает одна или несколько трещин, развивающихся вплоть до окончательного разрушения образца (рис. 2.24). На основе ранее изученных закономерностей зарождения и развития усталостного разрушения были сформированы базовые положения модели: — на поверхности конструктивных элементов всегда присутствуют микроскопические остроконечные трещиноподобные дефекты с характерным размером ао\ — структуру материала можно представить как совокупность кристаллических элементов с характерным размером d, сопоставимым со среднестатистическим размером кристаллитов материала, равномерно, сплошным образом заполняющих область пространства, ограниченную внешними границами конструктивного элемента; — в процессе развития усталостного разрушения различных конструктивных элементов можно выделить следующие характерные стадии: - стадия роста микротрещин. Развитие микротрещин от микроскопических трещиноподобных дефектов происходит на фоне общего структурного деформирования материала элемента и определяется локальными параметрами НДС внутри соответствующих кристаллических элементов. Основным силовым фактором, определяющим развитие микротрещин, является касательное напряжение. Важную роль в кинетике роста микротрещин играют структурные барьеры, локализованные на границах соответствующих кристаллических элементов. Среднестатистический размер микротрещин aj заключен в интервале значений [cio, d\. Продолжительность стадии роста микротрещин определяется числом циклов - N/, - стадия роста малых трещин. Это переходная стадия от микротрещин к макротрещине, характеризуемая сменой силовых факто- ров определяющих развитие процесса разрушения. Среднестатистический размер малых трещин ап заключен в интервале значений [d, k-d\. Продолжительность стадии роста малых трещин определяется числом циклов - Nil , - стадия роста макротрещин.
