Визначення характеристик циклічної тріщиностійкості сталей за поперечного зсуву (Огляд)
Розглянуто праці з дослідження втомного руйнування сталей в умовах поперечного зсуву. Проаналізовано низку методик визначення характеристик циклічної тріщиностійкості конструкційних сталей різних класів міцності. З аналізу результатів досліджень зроблено висновок про необхідність вдосконалення існую...
Gespeichert in:
| Datum: | 2014 |
|---|---|
| 1. Verfasser: | |
| Format: | Artikel |
| Sprache: | Ukrainian |
| Veröffentlicht: |
Фізико-механічний інститут ім. Г.В. Карпенка НАН України
2014
|
| Schriftenreihe: | Фізико-хімічна механіка матеріалів |
| Online Zugang: | http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/136106 |
| Tags: |
Tag hinzufügen
Keine Tags, Fügen Sie den ersten Tag hinzu!
|
| Назва журналу: | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| Zitieren: | Визначення характеристик циклічної тріщиностійкості сталей за поперечного зсуву (Огляд) / Т.М. Ленковський // Фізико-хімічна механіка матеріалів. - 2014. - Т. 50, № 3. - С. 29-37. — Бібліогр.: 16 назв. — укp. |
Institution
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine| id |
irk-123456789-136106 |
|---|---|
| record_format |
dspace |
| spelling |
irk-123456789-1361062018-06-16T03:06:03Z Визначення характеристик циклічної тріщиностійкості сталей за поперечного зсуву (Огляд) Ленковський, Т.М. Розглянуто праці з дослідження втомного руйнування сталей в умовах поперечного зсуву. Проаналізовано низку методик визначення характеристик циклічної тріщиностійкості конструкційних сталей різних класів міцності. З аналізу результатів досліджень зроблено висновок про необхідність вдосконалення існуючих чи розроблення нових методів побудови кінетичних діаграм втомного руйнування з врахуванням впливу тертя берегів втомної тріщини на коефіцієнт інтенсивності напружень KII та усунення розтягальних напружень в околі вершини тріщини. Рассмотрены работы по исследованию усталостного разрушения сталей в условиях поперечного сдвига. Проанализирован ряд методик определения характеристик циклической трещиностойкости конструкционных сталей разных классов прочности. Из анализа результатов исследований сделан вывод о необходимости совершенствования существующих или разработки новых методов построения кинетических диаграмм усталостного разрушения с учетом влияния трения берегов усталостной трещины на коэффициент интенсивности напряжений KII и устранения растягивающих напряжений в окрестности вершины трещины. A literature survey on fatigue fracture of steels under transverse shear conditions is done. A number of methods for determining the crack growth resistance characteristics of structural steels with various toughness ranges are analyzed. It was concluded from the analysis of studies that it is necessary to improve existing or develop new methods for crack growth rates curves plotting taking into account the influence of the fatigue crack faces friction on the stress intensity factor KII and also the elimination tensile stresses near the crack tip. 2014 Article Визначення характеристик циклічної тріщиностійкості сталей за поперечного зсуву (Огляд) / Т.М. Ленковський // Фізико-хімічна механіка матеріалів. - 2014. - Т. 50, № 3. - С. 29-37. — Бібліогр.: 16 назв. — укp. 0430-6252 http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/136106 620.178.3:539.421.2 uk Фізико-хімічна механіка матеріалів Фізико-механічний інститут ім. Г.В. Карпенка НАН України |
| institution |
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| collection |
DSpace DC |
| language |
Ukrainian |
| description |
Розглянуто праці з дослідження втомного руйнування сталей в умовах поперечного зсуву. Проаналізовано низку методик визначення характеристик циклічної тріщиностійкості конструкційних сталей різних класів міцності. З аналізу результатів досліджень зроблено висновок про необхідність вдосконалення існуючих чи розроблення нових методів побудови кінетичних діаграм втомного руйнування з врахуванням впливу тертя берегів втомної тріщини на коефіцієнт інтенсивності напружень KII та усунення розтягальних напружень в околі вершини тріщини. |
| format |
Article |
| author |
Ленковський, Т.М. |
| spellingShingle |
Ленковський, Т.М. Визначення характеристик циклічної тріщиностійкості сталей за поперечного зсуву (Огляд) Фізико-хімічна механіка матеріалів |
| author_facet |
Ленковський, Т.М. |
| author_sort |
Ленковський, Т.М. |
| title |
Визначення характеристик циклічної тріщиностійкості сталей за поперечного зсуву (Огляд) |
| title_short |
Визначення характеристик циклічної тріщиностійкості сталей за поперечного зсуву (Огляд) |
| title_full |
Визначення характеристик циклічної тріщиностійкості сталей за поперечного зсуву (Огляд) |
| title_fullStr |
Визначення характеристик циклічної тріщиностійкості сталей за поперечного зсуву (Огляд) |
| title_full_unstemmed |
Визначення характеристик циклічної тріщиностійкості сталей за поперечного зсуву (Огляд) |
| title_sort |
визначення характеристик циклічної тріщиностійкості сталей за поперечного зсуву (огляд) |
| publisher |
Фізико-механічний інститут ім. Г.В. Карпенка НАН України |
| publishDate |
2014 |
| url |
http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/136106 |
| citation_txt |
Визначення характеристик циклічної тріщиностійкості сталей за поперечного зсуву (Огляд) / Т.М. Ленковський // Фізико-хімічна механіка матеріалів. - 2014. - Т. 50, № 3. - С. 29-37. — Бібліогр.: 16 назв. — укp. |
| series |
Фізико-хімічна механіка матеріалів |
| work_keys_str_mv |
AT lenkovsʹkijtm viznačennâharakteristikciklíčnoítríŝinostíjkostístalejzapoperečnogozsuvuoglâd |
| first_indexed |
2025-07-10T00:39:03Z |
| last_indexed |
2025-07-10T00:39:03Z |
| _version_ |
1837218342396493824 |
| fulltext |
29
Ô³çèêî-õ³ì³÷íà ìåõàí³êà ìàòåð³àë³â. – 2014. – ¹ 3. – Physicochemical Mechanics of Materials
УДК 620.178.3:539.421.2
ВИЗНАЧЕННЯ ХАРАКТЕРИСТИК ЦИКЛІЧНОЇ ТРІЩИНОСТІЙ-
КОСТІ СТАЛЕЙ ЗА ПОПЕРЕЧНОГО ЗСУВУ (ОГЛЯД)
Т. М. ЛЕНКОВСЬКИЙ
Фізико-механічний інститут ім. Г. В. Карпенка НАН України, Львів
Розглянуто праці з дослідження втомного руйнування сталей в умовах поперечного
зсуву. Проаналізовано низку методик визначення характеристик циклічної тріщино-
стійкості конструкційних сталей різних класів міцності. З аналізу результатів дослі-
джень зроблено висновок про необхідність вдосконалення існуючих чи розроблення
нових методів побудови кінетичних діаграм втомного руйнування з врахуванням
впливу тертя берегів втомної тріщини на коефіцієнт інтенсивності напружень KII та
усунення розтягальних напружень в околі вершини тріщини.
Ключові слова: поперечний зсув, втомне руйнування, кінетична діаграма втомного
руйнування, характеристики циклічної тріщиностійкості.
В реальних умовах більшість деталей машин та механізмів працюють за
циклічних навантажень. Під час тривалої експлуатації в матеріалі елементів кон-
струкцій зароджуються та поширюються такі дефекти, як тріщини, які призво-
дять до передчасного руйнування елементів та виходу з ладу конструкцій в ціло-
му. Щоб спрогнозувати та забезпечити їх ресурс роботи, необхідно знати про
опірність матеріалів втомному руйнуванню. Тому в науковій та інженерній прак-
тиці використовують методи механіки руйнування, які базуються на визначенні
характеристик циклічної тріщиностійкості (ЦТ) з кінетичних діаграм втомного
руйнування (КДВР) [1–3]. Для тріщин нормального відриву КДВР побудовані та
визначені характеристики ЦТ для багатьох матеріалів [2, 3]. Разом з тим втомне
руйнування підшипників, валків вальцювальних станів, а також залізних коліс та
рейок [4, 5] у зоні їх контакту відбувається і за механізмом поперечного зсуву,
тому для оцінки довговічності таких елементів необхідно знати характеристики
ЦТ, що визначені за поперечного зсуву [6]. У зв’язку з цим виникає питання роз-
роблення і використання методик, за якими можна було б моделювати зароджен-
ня та ріст тріщин поперечного зсуву, будувати КДВР та визначати характеристи-
ки ЦТ. З попередніх досліджень відомо, що побудова КДВР сталей за попереч-
ного зсуву з різних причин утруднена [7–9], а отримані результати – не завжди
коректні [9–14]. Це вимагає детального аналізу методик [7–16], з перспективою
вдосконалення існуючих чи розроблення нових, придатних для визначення ха-
рактеристик ЦТ сталей різних класів міцності за поперечного зсуву.
У праці [10] розглянуті втомні випробування за поперечного зсуву з викорис-
танням балкових зразків з центральним надрізом на чотириточковий зсув (рис. 1а)
та хрестоподібних зразків з нахиленим надрізом, виконаним під кутом 45° до осі
прикладання зусилля, за двовісного навантаження стиском та розтягом (рис. 1b).
Матеріал дослідження – рейкова сталь типу RSB. Для такого матеріалу отримали
стабільний ріст тріщини в напрямку, який збігається з максимальними дотичними
напруженнями на довжину до 1 mm, після чого відбувалося галуження тріщини.
Контактна особа: Т. М. ЛЕНКОВСЬКИЙ, e-mail: lenkovskiy@ipm.lviv.ua
30
Однак прямолінійний ріст тріщини реалізували лише в хрестоподібному зразку
за послідовного навантаження зсувом (за механізмом ІІ при R = –1) та розтягом
(за механізмом І при R = 0), що трактували як один повний цикл. Під час розра-
хунку коефіцієнта інтенсивності напружень (КІН) KІІ тертя берегів тріщини не
враховували. На поданій КДВР (рис. 2) показані точки в діапазоні швидкостей
V = 3⋅10–9…3⋅10–6 m/cycle. Але, оскільки тріщина в межах одного циклу поши-
рюється за двома механізмами навантаження (І, ІІ), це не можна вважати швид-
кістю поширення тріщини поперечного зсуву, що робить КДВР некоректною для
визначення характеристик ЦТ поперечного зсуву.
Рис. 1. Fig. 1. Рис. 2. Fig. 2.
Рис. 1. Геометрія та силові схеми навантаження балкового (a)
та хрестоподібного (b) зразків.
Fig. 1. Geometry and loading schemes of specimens for testing: beam specimen (a)
and cruciform (b) specimens.
Рис. 2. КДВР рейкових сталей типу RSB під час випробувань хрестоподібних зразків:
RSB8 при ∆τ = 208 MPa та ∆σ = 104 MPa (▲), RSB10 при ∆τ = 208 MPa та ∆σ = 156 MPa
(○), RSB12 при ∆τ = 156 MPa та ∆σ = 104 MPa (+), RSB18 при ∆τ = 156 MPa та ∆σ = 156 MPa (■).
Fig. 2. Crack growth rates curve (CGRC) of RSB steels obtained by cruciform specimen testing:
RSB8 at ∆τ = 208 MPa and ∆σ = 104 MPa (▲), RSB10 at ∆τ = 208 MPa and ∆σ = 156 MPa (○),
RSB12 at ∆τ = 156 MPa and ∆σ = 104 MPa (+), RSB18 at ∆τ = 156 MPa and ∆σ = 156 MPa (■).
Cпробували побудувати КДВР за по-
перечного зсуву на плоскому хрестоподіб-
ному зразку [7] з косою тріщиною (поперед-
ньо наведеною нормальним відривом), що
орієнтована під кутом 45° до осі прикла-
дання навантаження (рис. 3). Досліджували
за умов синхронного стиску та розтягу по
взаємоперпендикулярних осях за асиметрії
навантаження R = –1 і частоти навантажен-
ня 1...2 Hz зразки із гарячекатаних вуглеце-
вих сталей після нормалізації (16MnR, 45#)
та нержавіючої сталі аустенітного класу
(18–8). Наведено [7] формулу для обчис-
лення КІН KІІ без врахування тертя берегів
Рис. 3. Хрестоподібний зразок та
силова схема його навантаження.
Fig. 3. Cruciform specimen
and its loading scheme.
31
тріщини, що отримана методом скінченних елементів (МСЕ). З результатів екс-
периментів видно, що для усіх сталей втомні тріщини поширювалися за мішаним
механізмом І+ІІ під кутом ∼45° до початкової тріщини. Стабільного підростання
втомної тріщини за механізмом ІІ для згаданих матеріалів реалізувати не вдалося.
Рис. 4. Консольний зразок (а)
та силова схема його
навантаження (b).
Fig. 4. Consol specimen (a)
and its loading scheme (b).
Рис. 5. КДВР за різних рівнів навантаження зразків з рейкової сталі за ∆Р = 700 kg (■),
∆Р = 500 kg (▲), ∆Р = 500 kg з мастилом (▼), ∆Р = 400 kg (●), сталі SS41
за ∆Р = 600 kg (○), ∆Р = 480 kg (∆), ∆Р = 1000 kg (□) (a), підшипникової сталі SAE52100
при ∆Р = 1500 kg (▼) і валкових сталей SKD при ∆Р = 1500 rg (▲), SKH
при ∆Р = 2000 kg (○), ∆Р = 1200 kg (●), GH при ∆Р = 1700 kg (□), ∆Р = 1400 kg (■) (b).
Fig. 5. CGRC for various ranges of specimens loading for rail steel at ∆Р = 700 kg (■),
∆Р = 500 kg (▲), ∆Р = 500 kg with lubricant (▼), ∆Р = 400 kg (●) and SS41 steel
at ∆Р = 600 kg (○), ∆Р = 480 kg (∆), ∆Р = 1000 kg (□) (a), and bearing steel
at ∆Р = 1500 kg (▼) and roll steels SKD at ∆Р = 1500 kg (▲), SKH at ∆Р = 2000 kg (○),
∆Р = 1200 kg (●), GH at ∆Р = 1700 kg (□), ∆Р = 1400 kg (■) (b).
Подано методику втомних випробувань за умов поперечного зсуву [11] на
консольному зразку зі спадним КІН (рис. 4а), навантажуваного згином за асимет-
рії R = –1 (рис. 4b) з частотою 3...6 Hz. Досягнули зародження та росту втомних
тріщин у широкому діапазоні швидкостей для рейкової, підшипникової (SAE52100)
та валкових (SS41, SKH, GH, SKD) сталей за механізмом ІІ на максимальну від-
даль 2 mm, після чого тріщини поширювалися за мішаним механізмом І+ІІ. Слід
зазначити, що зсувна тріщина росла у шевроні, що виконаний з кутом 60°. При-
ріст тріщини визначали методом електродних потенціалів. КІН KІІ встановлюва-
ли МСЕ з використанням відповідного програмного забезпечення, тому матема-
тичну формулу для його визначення не подали. Під час побудови КДВР (рис. 5)
врахували єдиний коефіцієнт тертя берегів тріщини fС = 1,0 для усіх досліджува-
них структурно неоднакових сталей, що не зовсім коректно. Визначили пороги
32
∆KІІth, але з поданих КДВР видно, що кожен конкретний матеріал за різних зна-
чень розмаху ∆Р чинить різний опір руйнуванню, набуваючи відмінних значень
∆KІІ, що суперечить залежності KІІ = f(Р), яка завжди є прямопропорційна.
Відомі [12] результати досліджень ЦТ мартенситно-старіючої сталі М250 на
трубчастих зразках (рис. 6а), навантажуваних реверсивним крученням за асимет-
рії R = –1, та компaктних зразках Річарда (рис. 6b) за асиметрії R = 0. Зразки з на-
веденою тріщиною нормального відриву навантажували циклічно поперечним
зсувом з частотою 12 Нz, прикладаючи зусилля паралельно площині тріщини. В
результаті випробувань утворено втомні тріщини в обох типах зразків, причому
довжина максимальної з них становить 2,4 mm. Наведено КДВР для розмаху КІН
KІІ в номінальних (рис. 7а) та ефективних (рис. 7b) значеннях для швидкостей по-
ширення в діапазоні V = 10–7...10–5 m/cycle. За різних асиметрій для різних зразків
прямолінійні ділянки КДВР майже збігаються. Під час побудови КДВР врахова-
но і напруження на берегах тріщини, що виникають внаслідок тертя, однак фор-
мули для обчислення КІН KІІ не подані.
Рис. 6. Базові розміри та силова схема навантаження трубчастого (a)
та компaктного (b) зразків.
Fig. 6. Basic dimensions and loading scheme of tubular (a) and compact (b) specimens.
Рис. 7. КДВР сталі М250 за R = 0 (∆), R = –1 при σN = 0 (○), R = –1
при σN = –150 MPa (■) для номінальних (а) та ефективних (b) значень ∆KІІ.
Fig. 7. CGRC of M250 steel at R = 0 (∆), R = –1 at σN = 0 (○), R = –1
at σN = –150 MPa (■) for nominal (a) and effective (b) ∆KІІ values.
Розроблено [13] нову методику побудови КДВР високоміцних сталей за умов
поперечного зсуву з визначенням порогових значень КІН KІІ на балковому зразку
(рис. 8а), до якого прикладали стискальні зусилля по обидві сторони паралельно
до концентратора (рис. 8b), з якого поширювалася зсувна тріщина. Зразок з при-
стосуваннями для стиску навантажували за асиметрією R = 0 та R = –1 з частотою
2 Hz. Як досліджуваний матеріал використовували сталь SUJ2 та високовуглеце-
ву сталь CS. Слід зазначити, що береги тріщини заливали мастилом CRC-556 для
полегшення їх взаємного ковзання. За допомогою МСЕ отримали формулу для об-
33
числення КІН зсуву та на основі експериментальних результатів побудували КДВР
сталі SUJ2 в діапазоні швидкостей поширення тріщини V = 10–11...10–7 m/cycle
(рис. 9). Зазначили, що руйнування зсувом проходило за виникнення КІН KІ,
причому він становив KІ = 5...7 MPa m , коли ∆KІІ = 2...10 MPa m . За таких
значень інтенсивності нормальних напружень у вершині тріщини визначати по-
роги ∆KІІth некоректно. Подали [13] фрактограми зламів зразків за різного збіль-
шення, однак на них не виявлені відомі ознаки руйнування, характерні для попе-
речного зсуву (“злизані” площадки, димпли витягнутої форми). Розрізняли між-
зеренне розтріскування та череззеренні сколи, характерні для руйнування відрив-
ним механізмом.
Рис. 8. Балковий зразок (а) та силова схема його циклічного навантаження (b)
з прикладеним статичним стиском в напрямку паралельному до концентратора.
Fig. 8. Beam specimen (a) and its cyclic loading scheme (b)
with static compressive stresses applied parallel to the notch.
Рис. 9. КДВР зразків зі сталі SUJ-2
за асиметрій навантаження
R = 0 (○, □, ×, ∆) та R = –1 (●, ■, ▲).
Fig. 9. CGRC of SUJ-2 steel
specimens at loading ratio
R = 0 (○, □, ×, ∆) and R = –1 (●, ■, ▲).
Здійснювали випробування з викорис-
танням модернізованих компактних зразків
Річарда [9] (рис. 10а) на машині Instron 1331
за циклічного навантаження з частотою
10 Hz і асиметрією R = 0,5. Матеріали для
досліджень – сталь SAPH440 (рис. 10b). Цик-
лічно навантажували поперечним зсувом
зразки з попередньо наведеною тріщиною за
механізмом нормального відриву на продов-
женні концентратора та без неї. Для обох ва-
ріантів тріщина росла за мішаним механіз-
мом І+ІІ, а кут відхилення від осі прикладе-
ного навантаження становив 65…72°. З побудованих КДВР (рис. 11) випливає,
що матеріал чинить більший опір руйнуванню під час навантаження за силовою
схемою поперечного зсуву. Розраховували КІН аналітичними підходами для кла-
сичного зразка Річарда, що відрізняється від модернізованого зразка, випробува-
ного під час натурних експериментів. На КДВР показані точки в діапазоні швид-
костей V = 10–9...10–8 m/cycle, однак не зовсім коректно визначати характеристи-
ки ЦТ за механізмом ІІ, бо росту тріщини в площині навантаження досягнути не
вдалося.
34
Рис. 10. Модернізований
компaктний зразок Річарда (а)
та силова схема його
навантаження (b).
Fig. 10. Modernized compact
Richard’s specimen (a)
and its loading scheme (b).
Рис. 11. КДВР сталі SAPH440 в ефективних
координатах за навантаження зразків з попе-
редньо наведеними тріщинами (■, ▲, ●)
та без них (□, ○) за механізмом І при φ = 0
(□, ■), за мішаним механізмом І+ІІ
при φ = 30° (▲) та при φ = 60° (●),
за механізмом ІІ при φ = 90° (○).
Fig. 11. CGRC of SAPH440 steel in effective coordinates for precracked (■, ▲, ●)
and notched (□, ○) specimens under mode I loading for φ = 0 (□, ■),
under mixed mode І+ІІ for φ = 30° (▲) and φ = 60° (●), under mode ІІ, for φ = 90° (○).
Досліджували ріст тріщин поперечного зсуву також на циліндричних суціль-
них зразках (рис. 12) [15], які виготовляли зі сталі X5NiCrTi26-15 та випробовува-
ли за асиметрії циклу навантаження R = –1. Під час випробування трьох зразків
два з них зруйнувалися за 200 циклів, один – за 100 циклів навантажень. Фракто-
графії отриманих зламів підтверджують втомне руйнування зразків за макроме-
ханізмом поперечного зсуву. Проте, конфігурація зразка і силова схема його на-
вантаження не дає змоги контролювати підростання втомної тріщини. Фронт трі-
щини має неправильну форму, що свідчить про нерівномірність розподілу напру-
жень у робочій зоні за такої схеми навантаження зразка.
Рис. 12. Силова схема навантаження
циліндричного зразка з кільцевим
концентратором.
Fig. 12. Loading scheme of a cylindrical
specimen with a circumferential notch.
Відома [16] методика визначення характеристик ЦТ на консольному зразку
(рис. 13а), який навантажували реверсивним згином за асиметрії R = –1 (рис. 13b)
з частотою 6 Hz. Запропонований зразок є симетричний відносно центрального
навантажувального отвору, з обох сторін якого у потоншених робочих частинах
виконані шевронні надрізи під кутом 60°, в яких поширюється тріщина попереч-
ного зсуву. Треба підкреслити, що в шевронній частині зразок стискається болто-
вим з’єднанням, що призводить до виникнення нормальних стискальних напру-
жень в околі вершини концентратора. Подано модель, на підставі якої, викорис-
товуючи МСЕ, визначають КІН KІІ. Під час встановлення порогових значень KІІ
враховують тільки ефективну складову КІН, яку визначають різницею між нап-
руженнями, які йдуть на подолання сил тертя берегів тріщини, і номінальними
напруженнями, розрахованими МСЕ. Як результат дослідження наведено фрак-
35
тограми зламу зразка, виготовленого зі сталі SS400, на якому видно ділянки, ха-
рактерні для руйнування поперечним зсувом. Однак, незважаючи на обґрунтова-
ну логіку постановки експерименту з втомного руйнування поперечним зсувом
та подальшого визначення характеристики ∆KІІth, жодних числових значень, з
яких можна було б судити про циклічну тріщиностійкість досліджуваної сталі, у
праці [16] не подано, що свідчить про складність такого експерименту. Мінімаль-
на різниця в швидкості підростання протилежних тріщин в зразку призведе до
зміни напружених станів біля вершин обох тріщин, що, в свою чергу, зумовить
зміну амплітуди навантаження і порушення симетрії силової схеми.
Рис. 13. Двоконсольний зразок (а) та силова схема його навантаження (b).
Fig. 13. Double-consol specimen (a) and its loading scheme (b).
Відомі [14] дослідження втомного руйнування поперечним зсувом з викорис-
танням балкового зразка типу Шарпі за схемою навантаження на чотириточковий
зсув (рис. 14). Випробувавши дев’ять зразків з маловуглецевої конструкційної
сталі на машині Instron 1603 за асиметрій циклу навантаження в діапазоні R =
= 0,15...0,29, для семи із них отримали зародження та ріст тріщин у вершині кон-
центратора за мішаним механізмом І+ІІ. Тріщина поширювалася під кутом ∼70°
відносно лінії концентратора. Встановили [14] порогові значення розмаху КІН
∆KІІth для двох зразків, де досягнуто втомне руйнування поперечним зсувом. Оці-
нюючи результати досліджень, бачимо, що за поданою методикою під час побу-
дови КДВР отримати точки на її прямолінійній ділянці складно.
Рис. 14. Зразок типу Шарпі
та силова схема його навантаження.
Fig. 14. Charpy type specimen
and its loading scheme.
Випробувавши за циклічного навантаження поперечним зсувом серію зраз-
ків Річарда (рис. 15а) зі сталі 17Г1С, встановили [8], що у вершині концентратора
не зароджується тріщина поперечного зсуву, а одна або декілька тріщин мішано-
го механізму І+ІІ з можливим подальшим галуженням. Щоб уникнути цього, мо-
дернізували експериментальний зразок та удосконалили схему його навантажен-
ня (рис. 15b). Навантажували за частоти 12 Нz і асиметрії R = 0,2 на випробуваль-
ній машині гідравлічного типу EUS-20, але не змогли отримати зародження та
ріст зсувної тріщини. Як показали дослідження розподілу деформацій в околі
вершини концентратора напружень методом цифрової кореляції зображень, мак-
симальні деформації зосереджені у смугах, що виходять з вершини концентрато-
36
ра під кутом ∼27° до лінії його продовження. Щоб локалізувати напруження на
продовженні концентратора, що закінчувався несиметричним шевроном, з однієї
сторони зразка виконали вузьку канавку U-подібного профілю шириною 1 mm.
Під час циклічних випробувань зі сторони плоскої поверхні виявили зародження
та підростання тріщини мішаного типу до довжини 3 mm, а зі сторони з U-подіб-
ною канавкою тріщин не спостерігали. Після подальшого циклічного наванта-
ження упродовж 45 тис. циклів тріщина виросла до 4 mm, після чого її ріст при-
пинився. Після поступового збільшення в 1,5 рази максимального Pmax та міні-
мального Pmin навантаження циклу тріщина не підросла. Проте зі збільшенням
навантаження у 2 рази відбулося спонтанне руйнування зразка за механізмом
поперечного зсуву. На зламі (рис. 16) видно ділянку підростання тріщини міша-
ного типу, яка поширювалася у шевроні, а також поверхню, утворену руйнуван-
ням за механізмом поперечного зсуву.
Рис. 15. Геометрія та силова схема навантаження зразка Річарда (а)
і модернізованого зразка (b).
Fig. 15. Geometry and loading scheme of the Richard’s specimen (a)
and a modernized specimen (b).
Рис. 16. Злам зразка, випробуваного
за циклічних випробувань поперечним
зсувом: 1, 2 – сторони плоскої поверхні
та з канавкою, відповідно; 3, 4 – поверхні
тріщин поперечного зсуву
та змішаного типу, відповідно.
Fig. 16. Fracture of the specimen under
cyclic mode II loading: 1, 2 – sides of plane
surface and with a groove, respectively;
3, 4 – mode II crack and mixed mode
crack surfaces, respectively.
ВИСНОВКИ
Розглянуті методики не дають змоги коректно будувати КДВР за поперечно-
го зсуву та визначати з них характеристики ЦТ. Тому необхідно удосконалити
відомі чи створити нові методи, придатні для вирішення поставлених задач. Для
цього потрібно вибрати правильну форму експериментального зразка та схему
його циклічного навантаження для усунення розтягальних напружень в околі
вершини тріщини, що забезпечить втомне руйнування, спричинене тільки зсув-
ними напруженнями; емпірично визначити коефіцієнт тертя берегів втомної трі-
щини поперечного зсуву та розв’язати контактну задачу, що дасть можливість
врахувати вплив тертя берегів тріщини на КІН KII для сталей різного класу міцності.
37
РЕЗЮМЕ. Рассмотрены работы по исследованию усталостного разрушения сталей в
условиях поперечного сдвига. Проанализирован ряд методик определения характеристик
циклической трещиностойкости конструкционных сталей разных классов прочности. Из
анализа результатов исследований сделан вывод о необходимости совершенствования
существующих или разработки новых методов построения кинетических диаграмм уста-
лостного разрушения с учетом влияния трения берегов усталостной трещины на коэффи-
циент интенсивности напряжений KII и устранения растягивающих напряжений в окрест-
ности вершины трещины.
SUMMARY. A literature survey on fatigue fracture of steels under transverse shear condi-
tions is done. A number of methods for determining the crack growth resistance characteristics
of structural steels with various toughness ranges are analyzed. It was concluded from the ana-
lysis of studies that it is necessary to improve existing or develop new methods for crack growth
rates curves plotting taking into account the influence of the fatigue crack faces friction on the
stress intensity factor KII and also the elimination tensile stresses near the crack tip.
1. РД 50-345–82. Методические указания. Расчеты и испытания на прочность в машино-
строении. Методы механических испытаний металлов. Определение характеристик
трещиностойкости (вязкости разрушения) при циклическом нагружении. – М.: Изд-во
стандартов, 1983. – 96 с.
2. Трощенко В. Т., Покровский В. В., Прокопенко А. В. Трещиностойкость металлов при
циклическом нагружении. – К.: Наук. думка, 1987. – 256 с.
3. Механика разрушения и прочность материалов: Справ. пос. в 4-х т. / Под общ. ред.
В. В. Панасюка. – Т. 4: Усталость и циклическая трещиностойкость конструкционных
материалов / О. Н. Романив, С. Я. Ярема, Г. Н. Никифорчин и др. – К.: Наук. думка,
1990. – 680 с.
4. Дефекти залізничних коліс / І. О. Вакуленко, В. Г. Анофрієв, М. А. Грищенко, О. П. Пер-
ков. – Дніпропетровськ: Вид-во Маковецький, 2009. – 112 с.
5. Шейнман Е. Л. Дефекты рельсов. Обзор зарубежных изданий // Путь и путевое хозяй-
ство. – 2007. – №3. – С. 29–32.
6. Експлуатаційна довговічність залізничних коліс із високоміцної сталі / В. В. Панасюк,
О. П. Осташ, О. П. Дацишин та ін. // Проблеми ресурсу і безпеки експлуатації конст-
рукцій, споруд та машин. – К.: Інститут електрозварювання ім. Є. О. Патона НАН Ук-
раїни, 2009. – С. 659–663.
7. Fatigue crack growth under mode II loading / M. O. Wang, R. H. Hu, C. F. Qian, and J. C.
M. Li // Fatig. Fract. Engng. Mater. Struct. – 1995. – 18, № 12. – P. 1443–1454.
8. Визначення характеристик тріщиностійкості сталі 17Г1С за поперечного зсуву / Я. Л. Іва-
ницький, С. Т. Штаюра, Т. М. Ленковський, Ю. В. Мольков // Фіз.-хім. механіка
матеріалів – 2013. – 49, № 5. – C. 73–78.
9. Song S. H. and Lee J. M. Mode II fatigue crack behavior in compact tension shear specimen
// Key Engng. Mater. – 2005. – 297–300. – P. 1592–1597.
10. Bold P. E., Brown M. W., and Allen R. J. Shear mode crack growth and rolling contact
fatigue // Wear. – 1991. – 144, № 1–2. – P. 307–317.
11. Murakami Y., Sakae C., and Hamada S. Mechanism of rolling contact fatigue and measure-
ment of ∆KIIth for steels / Eds.: J. H. Beynon, M. W. Brown, Lindley et al. // Engng. Against
Fatig. – Rotterdam: A. A. Balkema Publ., 1999. – P. 473–485.
12. Pinna C. and Doquet V. The preferred fatigue crack propagation mode in M250 maraging
steel loaded in shear // Fatig. Fract. Engng. Mater. Struct. – 1999. – № 22. – P. 173–183.
13. Otsuka A., Fujii Y., and Maeda K. A new testing method to obtain mode II fatigue crack
growth characteristics of hard materials // Fatig. & Fract. Engng. Mater. & Struct. – 2004.
– 27, № 3. – P. 203–212.
14. Hellier A. K. and Zarrabi K. On the mode II fatigue threshold for mild steel // Int. J. Fract.
– 2011. – 167, № 2. – P. 267–272.
15. Straightforward comparison of fatigue crack growth under modes II and III / J. Pokluda,
B. Trattnig, C. Martinschitz, and R. Pippan // Int. J. Fatig. – 2008. – № 30. – P. 1498–1506.
16. Liu M. and Hamada S. Measurement of effective stress intensity factor range of mode II
fatigue crack propagation // Procedia Engng. – 2011. – № 10. – P. 1949–1954.
Одержано 30.01.2014
|