Содержание к диссертации
Введение
1. Современное состояние проблемы исследования механических свойств металлических материалов методами измерения твердости (литературный обзор) 11
1.1. Развитие методов определения твердости 12
1.1.1. Методы вдавливания .13
1.1.2. Царапание 19
1.2. Определение диаграммы деформационного упрочнения по результатам исследования твердости 24
1.3. Особенности исследования материалов на зондовых наномеханических испытательных системах и инструментированных микротвердомерах 33
1.4. Постановка цели и задач исследования 45
2. Аппаратура и методики исследования 48
2.1. Приборы и методы микро- и нано механических исследований 48
2.2. Подготовка поверхности образцов перед наномеханическими испытаниями 54
2.3. Методика моделирования с использованием универсальной программной системы конечно-элементного анализа ANSYS
2.3.1. Основные уравнения и модели материалов 55
2.3.2. Конечные элементы 60
2.3.3. Опции вычислительной постановки 62
3. Разработка методики определения диаграмм деформационного упрочнения поверхностных слоев металлических материалов 64
3.1. Моделирование испытаний 65
3.1.1. Вдавливание индентора
3.1.2. Царапание 83
3.2. Методика определения диаграмм деформационного упрочнения 99
3.3. Программная реализация методики 105
Выводы 107
4. Определение диаграмм деформационного упрочнения поверхностных слоев металлических материалов с использованием разработанной методики
4.1. Методика проведения измерений ПО
4.2. Медь МОб и армко-железо 113
4.3. Сварное соединение листов из сплава 0142ОТ 117
4.4. Влияние содержания алюминия на прочностные свойства сплава Fe-Cr-Al 123
4.5. Сопоставление полученных результатов с расчетами по формуле Д.Тейбора 128
Выводы 132
Заключение 133
Список литературы
- Определение диаграммы деформационного упрочнения по результатам исследования твердости
- Методика моделирования с использованием универсальной программной системы конечно-элементного анализа ANSYS
- Методика определения диаграмм деформационного упрочнения
- Сварное соединение листов из сплава 0142ОТ
Введение к работе
Актуальность темы
Механические свойства традиционно являются важнейшими показателями качества конструкционных металлических материалов. Одним из фундаментальных свойств металлических материалов является их способность упрочняться под действием пластической деформации. В связи с миниатюризацией объектов техники, созданием новых микрокомпозиционных, градиентных материалов и покрытий в последние десятилетия отмечается значительный интерес к исследованию механических свойств поверхностных слоев материалов на субмикро- и наномасштабных уровнях. Поверхностный слой в деформируемом материале играет важную функциональную роль в механическом поведении твердых тел. По определению В.Е. Панина поверхностный слой является самостоятельной подсистемой в деформируемом твердом теле, который подвергается наиболее интенсивным внешним воздействиям, поэтому его структура и свойства оказывают определяющее влияние на работоспособность изделия в целом. Особое значение свойства поверхностного слоя приобретают в процессах контактного взаимодействия твердых тел, а также при воздействии на них окружающей среды. В связи с этим актуальной является задача определения механических свойств поверхностных слоев металлических материалов, в частности их сопротивления упругопластической деформации, которое является важнейшей характеристикой используемой при решении контактных задач механики деформируемого твердого тела и при проектировании технологических процессов поверхностного пластического упрочнения. Необходимость в этих данных связана также и с наблюдаемой тенденцией применения компьютерного проектирования материалов с использованием концептуальных принципов микро(мезо-)механики, в соответствии с которыми можно осуществлять прогнозный расчет свойств материала, если эти свойства известны на более низких масштабных уровнях.
Сопротивление пластической деформации обычно характеризуют диаграммами деформационного упрочнения, которые в соответствии с определением, должны быть получены в условиях одноосного растяжения или сжатия образцов. Образцы необходимых размеров для проведения таких испытаний невозможно изготовить из тончайшего поверхностного слоя. Поэтому перспективными являются методы, основанные на регистрации сопротивления материала локальному воздействию инденторов используемых, при исследовании твердости. В настоящее время созданы наномеханические испытательные системы, основанные на использовании принципа зондовой сканирующей микроскопии, которые позволяют осуществлять программируемое силовое воздействие на поверхность исследуемого материала с нанометровым разрешением. В качестве зонда обычно используются пирамидальные инденторы Берковича. При этом отслеживаются нагрузка и перемещение индентора как в направлении перпендикулярном, так и в касательном к исследуемой поверхности. Реализация в приборах функций атомно-силовой микроскопии позволяет осуществлять измерение профиля поверхности и его изменения в результате действия инден- тора. Следует отметить, что развитие приборной базы опережает научно- методические разработки, что не позволяет в должной мере использовать возможности зондовых наномеханических систем для определения механических свойств поверхностных слоев на субмикро- и наномасштабных уровнях. При испытаниях на твердость реализуется схема объемного напряженно- деформированного состояния, в связи с этим непосредственно из их результатов нельзя определить диаграмму деформационного упрочнения. Поэтому разработка методик, позволяющих решить эту задачу с использованием инструментария зондовых наномеханических испытательных систем, является актуальной задачей.
Цель работы - разработка методики определения диаграмм деформационного упрочнения поверхностных слоев металлических материалов по результатам испытаний на вдавливание и царапание трехгранным индентором Берко- вича осуществленных с помощью зондовых наномеханических испытательных систем.
Для достижения указанной цели необходимо было решить следующие задачи:
осуществить численное моделирование процессов индентирования и царапания пирамидальным индентором Берковича поверхности упругопластиче- ского материала и по результатам моделирования оценить влияние радиуса скругления вершины индентора на диаграммы вдавливания и напряженно- деформированое состояние под индентором;
разработать методику определения эмпирических коэффициентов в аппроксимации диаграмм деформационного упрочнения двухпараметрической степенной зависимостью, основанную на сопоставлении результатов моделирования и экспериментов по вдавливанию и царапанию поверхности пластичных материалов индентором Берковича;
адаптировать разработанную методику для проведения исследований с помощью зондовых наномеханических испытательных систем, создать автономный программный модуль для обработки результатов экспериментов, который может быть использован при проведении исследований на серийно выпускаемых приборах;
показать возможность практического использования разработанной методики на примере исследования диаграмм деформационного упрочнения поверхностных слоев для ряда металлических материалов.
Объект исследования: испытания на вдавливание и царапание инденто- ром Берковича пластичных металлических материалов, не разрушающихся при проведении испытаний.
Предмет исследования: методики определения диаграмм деформационного упрочнения поверхностных слоев металлических материалов, реализуемые в испытаниях на зондовых наномеханических испытательных системах.
Методы исследования: метод кинетического индентирования и царапания, зондовая сканирующая микроскопия, механические испытания, оптическая интерференционная микроскопия, методы статистического анализа, численное математическое моделирование методом конечных элементов.
Научная новизна результатов исследований заключается в следующем:
разработана методика определения диаграмм деформационного упрочнения, описываемых двухпараметрической степенной зависимостью, для поверхностных слоев пластичных металлических материалов по результатам испытаний на вдавливание и царапание индентором Берковича, осуществляемых с помощью зондовых наномеханических испытательных систем;
по результатам численного математического моделирования установлены закономерности влияния радиуса скругления вершины индентора на диаграмму вдавливания и напряженно-деформированное состояние при его внедрении в упругопластический материал;
описаны закономерности переходного процесса от стадии вдавливания индентора Берковича к стадии царапания при проведении испытаний.
Практическая ценность и реализация результатов работы
Разработанная методика позволяет определять диаграммы деформационного упрочнения, описываемые двухпараметрической степенной зависимостью, для поверхностных слоев пластичных металлических материалов с использованием инструментария современных зондовых наномеханических испытательных систем. Методика использована в ФГУП «Технологический институт новых сверхтвердых материалов» при разработке программного обеспечения для сканирующего зондового микроскопа Наноскан-BD и в ИМАШ УрО РАН при исследовании сопротивления деформации поверхностных слоев ряда металлических материалов на приборе Hysitron TriboIndenter TI 900.
Достоверность полученных результатов подтверждается использованием при моделировании численных методов расчета, апробированных в механике деформируемого твердого тела, современных приборов и методов измерения, значительным объемом экспериментальных данных, воспроизводимостью результатов экспериментов, сопоставлением результатов моделирования с экспериментами, а также с данными полученными другими авторами.
Исследования, приведенные в диссертационной работе, выполнены в соответствии с планами работ по Программе Президиума РАН №22 "Фундаментальные проблемы механики взаимодействий в технических и природных системах" и Программе ОЭММПУ РАН №13 "Трибологические и прочностные свойства структурированных материалов и поверхностных слоев», планами фундаментальных исследований Института машиноведения УрО РАН, грантами РФФИ №№ 04-01-00882, 06-01-00679, 07-01-96090, 10-08-96050.
На защиту выносятся:
-
-
Конечно-элементная модель процесса вдавливания и последующего царапания индентором Берковича по схемам «ребром вперед» и «гранью вперед», результаты ее экспериментальной проверки и использования для оценки влияния ряда факторов на результаты испытаний.
-
Методика определения диаграмм деформационного упрочнения в виде двухпараметрической степенной зависимости для поверхностных слоев пластичных металлических материалов по результатам испытаний на вдавливание и царапание индентором Берковича, ее экспериментальная проверка.
3. Результаты практического использования разработанной методики при исследовании прочностных свойств поверхностных слоев ряда металлических материалов на наномеханическом испытательном комплексе Hysitron TriboIndenter TI 900.
Апробация результатов работы. Основные положения и результаты диссертационной работы были доложены на следующих конференциях: III Российская научно-техническая конференция «Разрушение, контроль и диагностика материалов и конструкций», Екатеринбург, 2007 г.; Международная школа- семинар «Многоуровневые подходы в физической мезомеханике. Фундаментальные основы и инженерные приложения», Томск, 2008; XVI Зимняя школа по механике сплошных сред «Механика сплошных сред как основа современных технологий», Пермь, 2009 г.; XXXVI и XXXVIII Summer School - Conference «Advanced Problem in Mechanics», С.-Петербург, 2008 и 2010 гг.; II и III Международные конференции «Деформация и разрушение материалов и нано- материалов», Москва, 2007 и 2009 гг.; IV Российская научно-техническая конференция «Ресурс и диагностика материалов и конструкций», Екатеринбург, 2009; V и VI Российские научно-технические конференции «Механика микронеоднородных материалов и разрушение», Екатеринбург, 2008 и 2010 гг.; 5-й Международный форум «Актуальные проблемы современной науки», Самара, 2010 г.; III Всероссийская конференция «Взаимодействие высококонцентрированных потоков энергии с материалами в перспективных технологиях и медицине», Новосибирск, 2009 г.; III Всероссийская научно-техническая конференция «Безопасность критичных инфраструктур и территорий», Екатеринбург, 2009 г.
Публикации: основное содержание работы отражено в 16 публикациях, в том числе в 4 статьях в журналах, рекомендованных ВАК России.
Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, четырех глав, основных выводов, списка цитируемой литературы, включающего 121 наименование, и 2 приложения. Содержание диссертации изложено на 146 страницах, включая 59 рисунков и 30 таблиц.
Определение диаграммы деформационного упрочнения по результатам исследования твердости
Выбор той или иной аппроксимации диаграммы деформационного упрочнения обычно является авторской прерогативой и осуществляется на основании сопоставления с экспериментальными данными для каждого конкретного материала. Из перечисленных выше зависимостей только (1.4) - (1.6) обычно используют для описания деформационного упрочнения на микромасштабном уровне [39-41, 46-50].
Попытка связать твердость со свойствами, получаемыми в экспериментах на одноосное растяжение, была предпринята еще Герцем, однако она не имела практического значения из-за того, что твердость по методу, предложенному Герцем, определять было технически сложно.
В литературе [8, 39, 51-59] известны методы, связывающие твердость материала Н с некими значениями напряжения тг и степенью деформации ЕГ. Напряжение тг принято называть репрезентативным или эффективным напряжением, а ему соответствующая степень деформации - репрезентативной деформацией ег.
В работах [59, 60] был предложен способ получения всей деформационной кривой js-s путем применения нескольких инденторов с разными углами в при вершине. Изменение в приводит к изменению репрезентативной деформации и к изменению коэффициента С в формуле Тейбора (1.3), что позволяет получить количество точек на кривой js-e, равное количеству инденторов с разными углами в. В работе [61] была осуществлена попытка проверить этот способ с помощью 2D конечно-элементного моделирования. Отмечается, что в общем случае коэффициент С является 4-х-мерной функцией: с =—=nh(—,n,v,e), хотя из-за крайне слабого влияния коэффициента Пуассона jy Е v практически эту функцию можно считать трехмерной. По результатам ком пьютерного моделирования в работе двухмерные функции приводят в координатах ви lg( jy/E) для п = 0; 0,1; 0,5 {п — степенной коэффициент в уравнении Холомона). Анализ результатов моделирования показал, что в общем случае эти зависимости имеют сложную форму, изменение коэффициента С является немонотонным (это связано с изменением соотношения радиуса пластической зоны и контактного радиуса), изменение же репрезентативной деформации отмечалось все же как монотонное. Это позволило авторам сделать вывод о том, что простой способ получения всей деформационной кривой путем применения инденторов с разными вершинными углами не может быть корректным во всех случаях. Однако, для а/Е 0,002 и при малых значениях п 0,1 значение С мало зависит от а/Е и сохранялась почти линейная связь между С и 0, что делает такой способ построения деформационной кривой для таких материалов возможным.
Другое определение репрезентативной деформации существует в работах [41, 42], использующих безразмерный Я-анализ, репрезентативная деформация это «уровень деформации, который позволяет построить безразмерное описание индентационного отклика независимо от коэффициента деформационного упрочнения п».
В работе [41] описан алгоритм отыскания параметров кривой упрочнения методом одиночного внедрения острого индентора (Берковича, Виккерса или конического). Кривую упрочнения в области пластического деформирования предложено аппроксимировать степенной функцией (1.5). В процессе испытания записывается кривая вдавливания, которая аппроксимируется квадратичным законом Кика (1.1) на участке нагружения. С помощью трехмерного конечно-элементного моделирования, используя П-теорему размерного анализа, авторами были найдены уравнения, которые связывают параметры кривой упрочнения (1.5) при значении репрезентативной деформации БГ = 0,033 с харак dP W теристиками диаграммы вдавливания - сг и —, где с - коэффициент в за hmm Wt dP коне Кика, — dh тангенс угла наклона ветви разгрузки в верхней части диа \у граммы индентирования при h = hmax, —- - отношение полной работы внедре Wt ния индентора к работе пластической деформации. Однако авторы работы [56] указывают, что для однозначного определения параметров в аппроксимации (1.5) недостаточно использовать только один конический или пирамидальный индентор.
В работе [42] метод, основанный на использовании 77-теоремы, был развит для определения диаграммы деформационного упрочнения по результатам вдавливания нескольких инденторов с разными углами при вершине, что позволило более адекватно определять эмпирические параметры в (1.5), так испытания проводятся уже при разных значениях репрезентативной деформации: єг = 5,37%, 8,32% и 12,6% для инденторов с углами конусности а= 120, 100 и 84,6 соответственно. Выведена формула для расчета репрезентативной деформации при любом остром угле конусности индентора - sr=0.105ctga. Определены размерные функции связи кривой вдавливания (нагружения) с реологией металлов для указанных трех инденторов. Авторы показали важность использования двух и более различных инденторов для увеличения точности определения показателя степени деформационного упрочнения. Неопределенности в измерении кривой нагружения возникают в основном из-за влияния трения и реальной формы инденторов. Предложенный в работе метод позволяет определять значение п с повышенной точностью для индентора Берковича и инденторов с эквивалентным ему углом 140,6 и меньше. Для углов менее 120 следует учитывать влияние сил трения на диаграмму вдавливания.
Обзор литературных данных о величине репрезентативной деформации, проведенный в работе [8], показывает, что они крайне противоречивы. Тейлор принимает репрезентативную деформацию под индентором Виккерса, равной 8%. Согласно исследованиям Р. Джонсона [62] репрезентативная деформация для конического индентора єг = 0,2tga 0,2ctg6, и в модели гидростатического ядра им использовано значение єг = 7%. М.П. Марковец [29] предложил для сферического индентора формулу у/ = (АР-А$)/Ар (Ар - площадь проекции, As — площадь поверхности отпечатка). Если применить эту формулу к коническому индентору, как сделали в работе [59], то єг - 6,2% для индентора, эквивалентного индентору Виккерса по вытесняемому объему. Близкие значения были получены и некоторыми другими авторами при 2D конечно-элементном моделировании внедрения эквивалентного конуса. Так в работе [54] отмечается, что лучшая корреляция была достигнута при єг = 10%. При проверке уравнения Тейбора в работе [63] величину репрезентативной деформации под индентором Виккерса принимали равной 8%. В [61] по результатам 2D конечно-элементного моделирования внедрения конусов был получен полином, практически совпавший с экспериментальными результатами Аткинса и Тейбора [60]: єг = -0,0061 #Ю,5344 (для 45 # 80о). Для конуса, эквивалентному индентору Виккерсу, с #=70,4 он дает єг = 0,083.
Многие авторы отмечают, что деформация при индентировании может некоторым образом зависеть и от свойств исследуемого материала, в первую очередь, от величины показателей п и а і в уравнениях (1.4) и (1.5). Тем не менее, в целом в современной зарубежной научной литературе существует два основных взгляда на величину репрезентативной деформации под индентором Виккерса и Берковича: sr = 8... 10% и ег около 30%. Однако в работе [57] было высказано мнение, что корректно описать процесс индентирования, особенно материалов, не подчиняющихся степенному закону деформационного упрочнения, можно лишь принимая, что одновременно существуют два значения репрезентативной деформации: 2% и 35%.
Методика моделирования с использованием универсальной программной системы конечно-элементного анализа ANSYS
Предварительную подготовку поверхности проводили на установке LaboForce-З - полуавтоматическом устройстве для шлифования и полирования образцов. Скорость вращения 250 или 500 об/мин. Шероховатость шлифовальных и полировальных сукон варьировали от 120 до 1 мкм. В качестве полировального продукта использовали продукты на основе высококачественных монокристаллических или поликристаллических алмазов (алмазные суспензии) и оксидные продукты для химико-механического конечного полирования на основе оксида алюминия и карбида кремния (оксидные суспензии).
Известно, что при механической обработке возникает поверхностный наклеп, что приводит к неоднородности свойств вблизи поверхности образца. Следы деформации и поверхностного нагрева после обработки резцом обнаруживаются на глубине от 250 до 2000 мкм. При обычном шлифовании абразивами глубина слоя с искаженной структурой может достигать 75 мкм. Тонкое шлифование на абразивных материалах приводит к тому, что структура поверхностных слоев шлифа искажается на глубину от 2,5 до 25 мкм [92]. Помимо этого при приготовлении шлифа (полировки) на поверхности возникает загрязнение от компонентов, входящих в полировальные смеси. В связи с этим после полировки поверхность образцов подвергалась электролитической полировке на установке ELecrtroPol-5. Электролитическая полировка проводилась с целью удаления наклепанного в результате предыдущей механической обработки поверхностного слоя [5]. Электролитическое полирование позволяет приготовить поверхность шлифа без рисок, что особенно важно при проведении склерометрических испытаний, при которых перепад высот рельефа поверхности должен составлять не более 50-60 нм. При проведении электролитического полирования для каждого материала выбирался соответствующий режим полирования и электролит [93].
Исходя из круга задач, поставленных перед диссертационным исследованием, рассмотрим основные теоретические положения и вычислительные приемы, которые были использованы при моделировании с помощью универсальной программной системы конечно-элементного анализа ANSYS [94, 95].
Программная система ANSYS состоит из Препроцессора, Процессора и Постпроцессора. В Препроцессоре осуществляется построение геометрической и конечно-элементной моделей, выбор опций для выполнения процесса решения. Процессор используется для задания нагрузок и граничных условий, а затем для определения отклика модели. С помощью Постпроцессора осуществляется обращение к результатам решения для оценки поведения расчетной модели, а также для проведения дополнительных вычислений, представляющих интерес. Система работает на основе геометрического ядра Parasolid.
При решении краевой задачи с использованием метода конечных элементов (МКЭ) анализируемая область разбивается на большое количество малых по размеру элементов, называемых конечными. Считают, что конечные элементы взаимодействуют между собой только в ограниченном количестве точек -эти точки называются узлами конечных элементов. Неизвестная функция (в задачах теории упругости и пластичности это обычно перемещения или скорости материальных точек) аппроксимируется в элементах полиномами, зависящими от значений этой функции в узлах конечных элементов. Таким образом, основная задача решения заключается в поиске приращений перемещений узлов конечных элементов. По найденным приращениям перемещений определяются приращения деформаций, а по ним - напряжения в деформируемом твердом теле. Решение задачи в общем случае сводится к решению системы линейных алгебраических уравнений вида {R}= [K\{U}, где U— неизвестный вектор при ращений (скоростей) перемещений в узлах конечных элементов, К — матрица жесткости, зависящая от свойств материала и координат узлов конечных элементов, R - известный вектор внешних нагрузок в узлах конечных элементов.
Расчеты в ANSYS осуществляются с учетом геометрических нелинейностей, к которым относятся нелинейные эффекты, обусловленные изменением исходной геометрии нагружаемого тела за счет больших смещений и прогибов, а также физических нелинейностей, связанных с нелинейными соотношениями между напряжениями и деформациями. Эти соотношения отражают зависимость от пути нагружения, так что напряжение зависит от истории деформации.
В ANSYS возможны различные варианты задания моделей материалов -изотропных, ортотропных и анизотропных, упругих, упругопластических, вяз-копластических, сжимаемых и несжимаемых — всего около 50 моделей в последних версиях программы. Используемые модели деформирования разных сред основаны на разложении тензора напряжений на шаровый тензор а и девиатор S, отвечающих, соответственно, за изменение объема и формы: Tu=Sv+69 rt (2.1) где су - компоненты тензора напряжений, Sy - компоненты девиатора напряжений, о- = -сг„, - среднее нормальное (гидростатическое) напряжение, 8у— символ Кронекера.
Методика определения диаграмм деформационного упрочнения
Эксперименты на материалах с различным уровнем пластичности (А1, Си, Ge, Si), выполненные на приборе Hysitron Tribolndenter ТІ 900 при нагрузке на индентор 5мН, так же показали, что диаграммы царапания для пластичных и хрупких материалов качественно отличаются (рисунок 3.19, таблица 3.10). Для пластичных материалов (А1, Си) наблюдается все три стадии изменения глубины погружения индентора, приведенные на рисунке 3.16. Образование царапин для хрупких материалов (Ge, Si) происходит в результате скалывания микрообъемов материалов, контактирующих с индентором, при этом происходит образование сколов или трещин по обеим сторонам царапины, которое сопровождается появлением ступенек на диаграмме царапания. Вследствие разрушения и последующего удаления отколовшихся частиц материала не происходит на блюдаемое при царапании пластичных материалов «всплытие» индентора. Таким образом, обсуждаемая конечно-элементная модель не может быть применена для описания испытания малопластичных материалов, когда царапина образуется по механизму разрушения, а не в вследствие пластической деформации.
Для оценки влияния трения на глубину проникновения индентора при царапании осуществляли моделирование, задавая разные коэффициенты трения ju в законе Амонтона-Кулона (2.18). На рисунке 3.20 приведены графики измене ния глубины проникновения индентора на стадии царапания при нагрузке на индентор 5 мН. Видно, что коэффициент трения оказывает влияние только в начальный момент (на стадии «нырка» индентора): чем он больше, тем глубже происходит проникновение индентора. В дальнейшем индентор «всплывает» практически на один и тот же уровень, около 0,8 мкм, для разных значений //. Полученные отличия сопоставимы с приборной точностью измерения и входят в диапазон повторяемости в цикле испытаний на реальном материале, который связан с локальной неоднородностью свойств и другими сопутствующими факторами (см. раздел 1.3). Таким образом, можно считать, что изменение коэффициента трения не оказывает значимого влияния на глубину проникновения индентора Берковича в материал при царапании. Поэтому в дальнейшем расчеты проводили при коэффициенте трения //= 0,1.
Изменение глубины проникновения индентора на стадии царапания при разных значениях коэффициента трения: Д-//=0;О-//=0,1; о -//=0,3. Рассмотрим особенности движения индентора на стадии царапания при испытаниях по схеме «гранью вперед». Конечно-элементная модель была построена аналогично, как для случая «ребром вперед», отличаясь только направлением перемещения индентора. На рисунке 3.21 представлено расчетное изменение глубины проникновения индентора в процессе царапания при нагрузке 1 мН. Видно, что на участке «нырка» наблюдается более сильное погружение индентора для схемы «гранью вперед» в сравнении с «ребром вперед» (для приведенного примера 0,69 мкм и 0,6 мкм, соответственно).
Это можно связать с более значительным возрастанием давления ру от нормальной нагрузки на индентор, так как при этой схеме царапания в контакте с материалом находится только одна грань индентора (см. рисунок 3.17, б), которая имеет к тому же меньшую проекцию, в направлении перпендикулярном Ру. С другой стороны, эта грань больше наклонена по отношению к направлению продольного смещения индентора, что вызывает более интенсивное сопротивление смещению и большую величину его «всплытия». Усилению эффекта «всплытия» индентора способствуют особенности образования навалов при продольном смещении индентора Берковича. При царапании по схеме «ребром вперед» пластичного материала (разрушение отстутствует) механизм образования царапин на поверхности образца состоит в пластическом деформировании материала преимущественно сдвигом в сторону и смещением его в направлении от оси к краям царапины, и навалы образуются по обеим сторонам царапины (рисунок 3.22, а). При царапании по схеме «гранью вперед» механизм образования царапины также состоит в пластическом деформировании, однако с преимущественным сдвигом вперед и вверх. Происходит образование навала перед гранью (рисунок 3.22, б), что увеличивает сопротивление продольному смещению индентора.
Процесс образования наплыва перед индентором при царапании по схеме «гранью вперед» является неустойчивым — рост наплыва приводит к «всплыва-нию» индентора, но при этом уменьшается площадь контакта с индентором и возрастает величина ру, что вновь приводит к погружению индентора. Далее процесс повторяется, что вызывает периодические изменения глубины погружения индентора в испытываемый материал, которые можно видеть на рисунке 3.21. При царапании по схеме «ребром вперед» этот процесс выражен слабее и колебания индентора мало различимы. Следует отметить, что при моделировании испытаний по схеме «гранью вперед» возникали сложности с устойчивостью процесса решения из-за сильного искажения формы конечных элементов в зоне формирования наплывов перед индентором. При определенных сочетаниях параметров испытаний и свойств материалов это приводило к остановке решения. К сожалению, в программе ANSYS отсутствуют конечные элементы, которые могли бы выдерживать столь сильное искажение формы. Это не позволило в данной работе более подробно исследовать влияние факторов на закономерности течения металла при царапании по схеме «гранью вперед». Для решения подобных задач более целесообразно использовать специализированные программы для анализа высоко нелинейных процессов типа LS-Dyna.
Интересной особенностью, которая была установлена в результате моделирования, является то, что продольное (латеральное) усилие перемещения индентора Рх после его вдавливания практически не зависит от склонности к деформационному упрочнению испытывамого материала (рисунок 3.23). Представленные результаты расчетов показывают, что увеличение коэффициента а в законе упрочнения (2.13) в 2 раза не сказалось на величине продольной составляющей усилия Рх. Анализ полученных результатов показал, что величина Рх значимо зависит только от схемы царапания («ребром вперед», «гранью вперед»), величины нормальной нагрузки Ру и очень слабо от коэффициента трения fi. Соотношение значений Ру и Рх на установившейся стадии царапания после «всплытия» индентора определяется из условия равновесия сил на контактной поверхности «индентор - материал» и поэтому, в первую очередь, должно зависеть от угла наклона граней индентора. Слабое влияние коэффициента трения [л связано с небольшой величиной площади контактной поверхности.
Сварное соединение листов из сплава 0142ОТ
Сравнение диаграмм деформационного упрочнения поверхностных слоев ряда материалов, которые приведены в разделе 4, с известными данными из справочной литературы, которые получены по результатам макроскопических испытаний, показывают, что они существенно отличаются в сторону большей прочности. Поэтому закономерным является вопрос - не связано ли это с ошибочностью разработанной методики? К сожалению, изготовить из поверхностных слоев металла образцы размером в доли микрона и испытать на растяжение или сжатие для получения диаграмм деформационного упрочнения технически не представляется возможным. Поэтому были проведены сопоставительные расчеты с использованием формулы Д. Тейбора (1.3), в которую входит величина напряжения течения материала аг при некоторой репрезентативной деформации єг. Таким образом, зная из эксперимента величину твердости Н, можно определить одну точку на диаграмме деформационного упрочнения. Конечно, формула Д. Тейбора является приближенной, полуэмпирической. Кроме того в литературе нет единого мнения о величине репрезентативной деформации ег (как отмечалось в разделе 1.2, по мнению разных авторов она составляет от 0,056 до 0,11). Однако, по-видимому, она может быть использована для качественной оценки достоверности разработанной в диссертации модели. Значения коэффициента С в формуле Д. Тейбора (1.3) зависит от геометрии ин-дентора и свойств исследуемого материала. Примем С = 3, исходя из литературных данных [8, 16].
Значение репрезентативной пластической деформации гп которую создает индентор Берковича при образовании зоны развитой пластической деформации, определили согласно работе [118], в которой значение zr оценивали из соотношения sr lnsineeq, где 9eq- эквивалентный угол или полуугол в вершине конуса с такой же связью между глубиной погружения и площадью контактного пятна, что и индентор Берковича. Для индентора Берковича 6 =70,3, поэтому є, 0,08. Такое же значение было получено авторами работ [27, 62].
В формуле Д. Тейбора Н рассматривается твердость по Виккерсу или Бринеллю, определяемая как отношение силы вдавливания к площади поверхности отпечатка, А. Твердость, определяемая на многофункциональном комплексе для наноиспытаний Hysitron Tribolndenter ТІ 900, рассчитывается как отношение силы вдавливания к площади проекции отпечатка на плоскость, Ас, то есть твердость по Мейеру. Из геометрических соотношений для индентора Берковича А =27,05h , Ac-24.56h . В отсутствии восстановления диагоналей отпечатка при полной нагрузке и, зная что А 1,07АС, твердость по Мейеру может быть переведена в твердость по Виккерсу, применяя соотношение H=1,07HV [20].
В таблице 4.11 приведены значения напряжений при величине репрезентативной пластической деформации єг= 0,08, полученные по разработанной методике erf и полученные из формулы Д. Тейбора сггги их отклонение Из данных, приведенных в таблице 4.10, видно, что в целом результаты, полученные по разработанной методике и по формуле Д. Тейбора, дают вполне сопоставимые результаты. Наибольшее отклонение составило 21% для армко-железа. Такое значительное отклонение можно объяснить наличием на диаграмме вдавливания ступеньки на нагрузочной ветви (рисунок 4.14), которое в литературе [119 — 121] связывают с процессами гомогенного зарождения дислокации в области действия высоких сдвиговых напряжений под индентором. Упругопластиче-ский переход происходит скачкообразно и сопровождается быстрым погружением индентора в материал под действием неизменной нагрузки. Это явление аналогично «зубу текучести», наблюдаемому при растяжении образцов, который у армко-железа ярко выражен. Однако это не может быть описано в рамках единой аппроксимации диаграммы деформационного упрочнения металла, используемой в разработанной методике.
В разделе 1.3 приведен обзор возможных причин увеличение прочности при уменьшении глубины вдавливания индентора. Однако влияние ряда этих факторов было исключено благодаря особенностям методик подготовки образцов и проведения испытаний. Так использование после механической полиров 130 ки электролитического полирования, а тем более отжиг шлифов перед испытаниями, гарантирует отсутствие упрочненного слоя, возникшего из—за пластической деформации при подготовке шлифов. Притупление вершины индентора так же не может являться причиной повышенной прочности поверхности исследуемых образцов, так как глубина вдавливания при испытаниях превышала 150 нм. Поэтому радиус скруглення вершины индентора 50-100 нм (данные из сертификата индентора) не оказывает влияние на результаты экспериментов (см. раздел 3.1.1).
На рисунке 4.15 приведены результаты измерения твердости в процессе вдавливания индентора на образце меди МО с использованием инструментированного микротвердомера FISCHERSCOPEHM2000 XYm при изменении нагрузки от 5 мН до 2000 мН. Видно как интенсивно снижается твердость с увеличением глубины вдавливания. Так при глубине 0,2мкм НМ = 1700 Н/мм2. После вдавливания на глубины более 8 мкм значение твердости стабилизируется и составляет около 1000 Н/мм . Используя формулу Д.Тейбора, получаем аг = 330 МПа, что вполне сопоставимо с данными, получаемыми в макроскопических испытаниях.
Похожие диссертации на Определение диаграмм деформационного упрочнения поверхностных слоев металлических материалов по результатам испытаний на вдавливание и царапание индентором Берковича
-
