CC BY
22NUMERICAL ANALYSIS OF FATIGUE LIFE OF MATERIALS AND STRUCTURES FOR COLLABORATIVE PROCESSES AND
LOW-CYCLE FATIGUE
Yu. G. Korotkikh, I. A. Volkov, M. N. Yereev, I. S. Tarasov
Presented a joint model of evolution equation of fatigue damage accumulation in structural materials in the areas of low cycle and high-cycle fatigue. It is shown that for regular cyclic loading of the material decrease in the amplitude of the strain cycle in the experimental construction of a uniaxial fatigue curve (transition from low-cycle fatigue for high-cycle) occurs gradually and depends on physical interaction mechanisms of low cycle and high-cycle fatigue in the transition zone. A method for determining the parameters of a mathematical model. Verification of the coupled model is made by comparing the calculated fatigue curve for the material 08Cr18Ni10Ti with the experimental fatigue curve. The results of comparison between the calculated and experimental data showed that the developed mathematical model adequately describes the combined effect of mechanisms is small and high-cycle fatigue.
УДК 539.3
Ю. Г. Коротких, д. ф.-м. н., профессор, ФБОУВПО «ВГАВТ» И. А. Волков, д. ф.-м. н., профессор, ФБОУ ВПО «ВГАВТ» М. Н. Ереев, аспирант, ФБОУ ВПО «ВГАВТ» Д. Н. Шишулин, аспирант, ФБОУ ВПО «ВГАВТ» 603950, Нижний Новгород, ул. Нестерова, 5а.
МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ НАКОПЛЕНИЯ УСТАЛОСТНЫХ ПОВРЕЖДЕНИЙ ПРИ НЕРЕГУЛЯРНОМ ЦИКЛИЧЕСКОМ НАГРУЖЕНИИ
Развиты математические модели механики поврежденной среды при малоцикловой усталости. Экспериментально определены материальные параметры механики поврежденной среды для конструкционной стали аустенитного класса 08Х18Н10Т. Проведена оценка адекватности приведенных математических моделей термопластичности и накопления усталостных повреждений при регулярном и нерегулярном циклическом малоцикловом нагружении, путем сопоставления результатов численного моделирования и экспериментальных данных.
В настоящее время особенно остро стоит вопрос по проблеме адекватной оценки прочности и ресурса при долговременной эксплуатации ответственных инженерных объектов, таких как ядерные энергетические установки, химическое оборудование и др. Стремление к повышению технико-экономических показателей машин, увеличению их рабочих параметров (мощности, производительности, уровня эксплуатационных температур и т.д.) при одновременном снижении металлоемкости конструкций приводит к возрастанию напряженности таких конструкций, при этом свойственная большинству изделий современного машиностроения нестационарность термосилового нагружения вызывает в наиболее нагруженных зонах конструктивных элементов высокий уровень локальных упругопластических деформаций и сложный циклический характер процесса деформирования материала, протекающего, как правило, в неизотермических условиях. Такие эксплуатационные условия работы этих объектов приводят к развитию различных механизмов деградации начальных прочностных свойств конструкционных материалов и исчерпанию начального ресурса конструктивных узлов инженерного объекта. Решение этой проблемы предполагает, наряду с использованием средств неразрушающего контроля состояния материала критических
зон оборудования, разработку средств математического моделирования процессов деформирования и исчерпания ресурса материала, определяемых их фактической эксплуатационной нагруженностью.
Классические методы предсказания усталостной долговечности при помощи полуэмпирических формул (правил), основанные на анализе стабилизированного процесса деформирования и связывающие параметры петель упругопластического деформирования с числом циклов до разрушения требует большого количества экспериментальной информации и справедливы только для узкого класса режимов нагру-жения.
Основное положение при расчетах на прочность и долговечность, используя математические модели МПС, заключается в том, что локальное поведение материала в объеме конструкции (элементарного объема), аналогично поведению материала в рабочей части лабораторного образца. Это выдвигает проблему проведения «адекватного» эксперимента. В настоящее время решение этой проблемы невозможно без сочетания натурного эксперимента на лабораторных образцах с численным экспериментом, позволяющим оптимизировать параметры натурного эксперимента, качественно и количественно оценить процессы в лабораторном образце, проанализировать натурный эксперимент, определить те экспериментальные параметры, которые не могут быть непосредственно замерены в процессе натурного эксперимента, оценить адекватность и границы применимости разрабатываемых моделей поведения конструкционных материалов.
В данной работе рассмотрено численное моделирование накопления усталостных повреждений при нерегулярном циклическом нагружении, приведены определяющие соотношения МПС [1, 2] и материальные параметры для стали аустенитного класса 08Х18Н10Т. Рассмотренный подход позволяет проводить адекватную расчетную оценку ресурса конструкций работающих при неизотермическом нестационарном термосиловом нагружении, характеризующегося реализацией доминирующего дегра-дационного механизма - малоцикловой усталости.
Определяющие соотношения. При конкретном формулировании уравнений теории течения, поверхность текучести (рис.1) принимается в виде сферы [1, 2], изменяющей свои размеры и перемещающейся в пространстве девиатора напряжений (гипотеза кинематического и изотропного упрочнения):
Ц - Ру - Ру )= СР, (1)
где о'у - девиатор напряжений, рц - координаты центра поверхности текучести,
Ср - радиус поверхности текучести. В общем случае Ср и рц функционалы процесса.
2<Э;4е
Рис. 1
Основные положения рассматриваемого варианта уравнений термопластичности [1, 2] заключаются в следующем:
принимается, что компоненты девиатора тензора деформаций ¿.. и их приращений Де. являются суммой упругих е. и пластических е.р компонент; принимается
пластическая несжимаемость материала (упругое изменение объема): Дер = 0;
рассматриваются упругоизотропные среды, характеризуемые зависящим от температуры Т модулем упругости Юнга Е(Т), коэффициентом Пуассона у(Т), объемным модулем упругости К (Т) и объемным модулем сдвига G(Т);
не учитывается анизотропия упругих свойств, вызванная процессом накопления повреждений;
На рисунке 1 точка 0 обозначает начальное положение центра поверхности текучести Fp о с радиусом С р о недеформированного материала. С р о является функцией температуры. Радиус поверхности текучести изменяется в зависимости от приращения Д% длины дуги % траектории пластического деформирования и приращения температуры согласно уравнений [1, 2]:
ДСр - _%Д%Н(Fp) + _тДТ + ац(д - Ср)Д%Г(Fp) + ДСот; (2)
Ср - Ср0 + X ДСр ;
_ - дсАУ\ +(1- А)_% ;
- щА + (1-А) ; д - йсАуг + (1-А)д ; 5 У2 А + (1- А) ;
FP - РцРц - Ртах - 0;
Н (Р„) -
[1 при ¥р - 0 и р. Др. ^ 0
0 при ¥р < 0 или р.Др. < 0
(3)
(4)
(5)
(6) (7)
Г (Fp) = 1-H (Fp); Aj AejAej j 2;
Xm = Z AjH (Fp); X = ZA j ; (8) A = 1 - cos2 в ; cosö = n^nS ; n^ =-—; гф =-^ у . (9)
( Aemn Aemn ) ( Smn Smn )
Эволюционное уравнение для изменения координат центра поверхности текучести (тензора pj ) имеет вид:
APij = SlAeij - g2PijAX - gTPij <AT > + g0TPij, (10)
gT = ^--^>0; (11) g1AT g2AT
gT = 0 при AT < 0 ; (12) (Pij APj)H (Fp)
APmax = —-"-1- g2PmaxAX - gTPmax < AT > -g0TPmax . (13)
(PijPij У2
Соотношение (10) описывает известный пространственный эффект Баушингера и анизотропию векторных свойств при изменении направления деформирования (изломе траектории деформирования). Введение второго члена в это соотношение основано на гипотезе А.А. Ильюшина, заключающейся в том, что упрочнение зависит от истории деформирования лишь на некоторой ближайшей части траектории (запаздывание векторных свойств) и моделирует исчезающую память внутренней переменной
Pij.
Уравнения (1 - 13) как частный случай содержат все основные известные формы уравнений теории пластического течения при малых деформациях.
Физической мерой поврежденности материала О принимается относительная объемная доля дефектов в эталонном элементарном объеме материала [1, 2]: V AV
о =-; Ао =-; О=^АО ; 0 < о< О f < 1. (14)
Vf Vf
где V - текущая объемная доля дефектов, Vf - критическая объемная доля, соответствующая образованию в данном объеме материала макроскопической трещины (полной потере несущей способности материала в данном элементарном объеме).
Наиболее адекватной мерой наработки материала для процесса накопления усталостных повреждений в данном объеме материала является плотность энергии (часть полной удельной энергии в рассматриваемом объеме материала), затраченная на образование дефектов в данном объеме. Предельное состояние данного объема материала (образование макроскопической трещины определенной длины) достигается тогда, когда энергия, затраченная на образование дефектов, достигает критической величины. На базе энергетического подхода возможно объединение данных на микроскопическом и макроскопическом уровнях и формирование многоосных моделей усталости материала [1].
Общую структуру эволюционного уравнения двух стадийного накопления усталостных повреждений в элементарном объеме материала на базе энергетического подхода можно представить в виде [1]:
а = / №а{1 -*Тг{2); (15)
г + 1 х '
„ Ж - Жа 12 при 2 > 0
2 =1-^; (2) = \ У . ; (16)
УУ — УУа ПРи ^ и
Ж/ - Жа )' ^ ' |0 при 2 < 0
(ж)
(2) =Л ' •■; Ж = рШ
Х ' (Ж/ - Жа) НЧ 4
(Ж) .
2 = ; Ж = рРё?; (17)
/ (Р) = ехр(^Р). (18)
где Жа - значение Ж в конце первой стадии процесса накопления усталостных повреждений, Ж/ - значение энергии, соответствующее образованию макроскопической трещины с характерным размером ~ 1^2 мм; /(Р) - функция, учитывающая влияние вида напряженного состояния на скорость процесса накопления повреждений; а и г - параметры материала.
Для определения материальных параметров эволюционных уравнений (2 - 13) в работе [3] предлагается следующая система из специальных базовых экспериментов.
1. Эксперимент по квазистатическому растяжению - сжатию цилиндрических лабораторных образцов путем жесткого нагружения с контролем остаточной деформации еЦ на рабочей части образца при скоростях деформации еп ~10-2 сек-1 (рис. 2).
2. Эксперимент на одноосное, циклическое, блочное, жесткое, изотермическое на-гружение с постоянной амплитудой деформации (полной или остаточной) в каждом блоке нагружения и возрастанием (убыванием) амплитуды деформации при переходе к следующему блоку (рис. 3). Испытания проводятся при скоростях деформации
-2
¿ц-10 сек-1.
Рис. 3
Число блоков нагружения при увеличении и уменьшении амплитуды деформации 3 - 6. Число циклов в каждом блоке определяется условием стабилизации параметров петли гистерезиса. Число повторных опытов при одинаковых наборах блоков нагру-жения не менее трех.
3. Эксперимент на сложное изотермическое нагружение: растяжение до некоторо-
Р
го значения ец и последующее кручение с построением траектории напряжении в пространстве <7ц ~ о^ и зависимости аи ~ %м .
4. Эксперимент на изотермическое циклическое деформирование по круговоИ траектории деформации, имеющую постоянную кривизну во всех своих точках.
Экспериментальное определение материальных параметров эволюционных уравнении накопления повреждении (15 - 18) производится на второИ стадии процесса накопления повреждении, с которои начинается влияние поврежденности на физико-механические характеристики материала. Метод заключается в том, что все отклонения результатов численного моделирования процессов деформирования без учета влияния поврежденности от экспериментальных данных на второи стадии приписываются влиянию поврежденности О .
На базе анализа экспериментальной информации Мэнсоном [4] было получено следующее эмпирическое соотношение для продолжительности первои фазы характеризующейся количеством циклов Ыа и накопленной энергией Wa :
На = -а^«>, (19)
где Ыа - число циклов, соответствующее стадии зарождения, Nу - общее число
циклов до появления макроскопической трещины.
На основе анализа экспериментальных данных для многих различных материалов им получены конкретные соотношения
-14 Щ6 при N у > 730 циклов
а I 0 при Nf < 730 циклов
т.е. при больших амплитудах деформаций, соответствующих долговечностям менее 730 циклов, длительность стадии зарождения пренебрежимо мала.
Если имеются экспериментальные результаты Nу (ер) при Т = Tj , где ер - заданная амплитуда пластических деформаций, то путем проведения расчетов циклического деформирования для выбранной амплитуды с использованием уравнений термопластичности можно получить значение Wp = Wa и Wp = Wу , соответствующие
экспериментальным значениям Na и Nf при каждой температуре T = Tj . Значения
Na могут быть скорректированы по началу процессов разупрочнения материала, вызванных накопленной поврежденностью, как это было отмечено выше. По этим данным могут быть определены зависимости
Wa = Wa (Pmax, Tj ); Wpf = Wpf (TTj ). (28)
Для определения параметров функции f (Р): a\(Jk) и a2(Tk) необходимы эксперименты при различных Р^ = const. Для упрощения определения этих параметров можно использовать предположение, что при чистом сдвиге при Р = 0, f (Р) = 1, при Р ^ —ж, f (Р) ^ 0 , при Р ^ +ж, f (Р) ^ +ж, а при чистом растяжении-сжатии работа до образования макроскопической трещины примерно в 1,5-2 раза больше, чем аналогичная работа при чистом сдвиге.
Расчетные и экспериментальные данные при регулярном и нерегулярном циклическом нагружении. Используя методику [3] были экспериментально получены материальные параметры (табл. 1 - 4) эволюционных уравнений упругопластического деформирования и накопления усталостных повреждений.
Для оценки адекватности определяющих соотношений МПС [1, 2] проведены испытания на малоцикловую усталость при регулярном и нерегулярном режимах на-гружения для стали аустенитного класса 08Х18Н10Т:
Таблица 1
Физико-механические свойства стали 08Х18Н10Т при температуре 20 ОС
Мо- Предел Предел Предел Отно- Отно- Относит.
дуль про- текуче- проч- сит. сит. сужение
Темпе- упру- порц. сти ности равно- удл. w, %
ратура, гости ®пц , a02, , мер. 5, %
°С E, МПа МПа МПа удли-
ГПа нение
Sb , %
20 200 128 205 615 49,0 62,8 73,6
Таблица 2
Значения модуля монотонного упрочнения в зависимости от длины пути монотонного пластического деформирования Хм для стали 08Х18Н10Т при температуре 20 С
Длина пути монотонного пластического деформирования Хм 0 0,002 0,004 0,006 0,008 0,01 0,015 0,02 0,03
Модуль изотропного упрочнения qХ, МПа -16000 -2276 854,8 854,8 854,8 854,8 854,8 854,8 854,8
Таблица 3
Значения модулей кинематического упрочнения
Температура, ОС g1, МПа g2
20 24910 358,9
Таблица 4
Значения модуля циклического упрочнения для стали 08Х18Н10Т _при температуре 20О С
Ртах , МПа Q, МПа ац
0 140,9 0,41
10 180,1
20 235,2
30 320,1
40 450,7
50 500,3
Продолжение таблицы 4
60 520,2
80 535,0
100 539,8
120 545,0
200 545,0
Таблица 5
Значения работ Жа и Жр/ для стали 08Х18Н10Т при температуре 20О С
Ртах , МПа Жа, МДж/м3 Жр/, МДж/м3
0 310,0
10 301,1
20 292,3
30 282,5
40 269,0
50 242,8 461,5
60 193,4
70 112,4
80 0
- -
- -
Испытания на малоцикловую усталость лабораторных образцов в диапазоне от 102 до 104 циклов при симметричном циклическом "жестком" растяжении-сжатии с постоянной амплитудой полной деформации. Данные эксперименты проведены на
трех уровнях амплитуд полной деформации - е^ = 0.47%, 0.57% и 0.77%. Скорость
-3
деформирования составляла ~ 5 -10 сек-1. Для каждого значения амплитуды деформации было испытано по 3 образца. Циклические испытания проводились до момента образования макротрещины длиной ~ 2^3 мм.
Испытания на малоцикловую усталость лабораторных образцов при блочном симметричном циклическом "жестком" растяжении-сжатии с постоянной амплитудой полной деформации в каждом блоке. Скорость деформирования составляла -3
ец ~ 5 -10 сек-1. Программа испытаний приведена в таблице 6. Для каждого режима деформирования было испытано по 2 образца. Испытания проводились до момента образования макротрещины длиной ~ 2-3 мм.
Все испытания проведены для температуры 20О С на универсальной испытательной машине МИУ-200.1КТ (предприятие - изготовитель НИКЦИМ Точмашприбор г.Армавир).
Лабораторные образцы для испытаний (рис. 4) изготавливались из металла одной партии и плавки. Общая длина образца составляет 180 мм, диаметр рабочей части 12 мм. Форма данного образца обеспечивает в рабочей части однородное распределение полей деформаций, напряжений и температур.
Таблица 6
Программа испытаний при блочных режимах нагружения_
№ режима Блок №1 Блок №2
Амплитуда деформации, % Число циклов Амплитуда деформации, % Число циклов
1 0,770 250 0,565 до разрушения (макротрещина)
2 0,770 250 0,470 до разрушения (макротрещина)
3 0,470 2800 0,770 до разрушения (макротрещина)
На используя полученные материальные параметры, было проведено численное моделировании упругопластического деформирования и накопления повреждений при регулярном и нерегулярном циклическом малоцикловом нагружении в диапазоне 102 - 104 циклов.
На первом этапе проводилось моделирование кинетики НДС и накопления усталостных повреждений при одноосном симметричном регулярном циклическом нагружении с амплитудами полной деформации 0.470 %, 0.565 % и 0.770 % согласно определяющим соотношениям [1, 2].
На рисунке 5 представлена типичная для данной стали зависимость максимальных напряжений в цикле от количества циклов при моделировании циклических процессов. Точками отмечены данные, полученные в ходе проведения испытаний.
Число циклов
Рис. 5 - Зависимость максимальных напряжений в цикле от количества циклов при амплитуде деформации 0,770 %.
На рисунке 6 представлены типичные расчетные и экспериментальные петли гистерезиса на первых циклах нагружения.
-Расчетные кривые ...............Экспериментальные кривые
Рис. 6 - Моделирование первых циклов нагружения при МЦУ. Амплитуда деформации 0,770 %.
Количество циклов до образования макротрещины, полученное при моделировании и в ходе испытаний, представлены в таблице 7. На рисунке 7 представлена экспериментальная кривая малоцикловой усталости стали 08Х18Н10Т, где маркерами отмечены точки, полученные численным моделированием.
Таблица 7
Экспериментальное и расчетное количество циклов до разрушения_
Амплитуда полной деформации, % Среднее количество циклов до образования макротрещины полученное в ходе испытаний Количество циклов до образования макротрещины полученное при моделировании
0,470 4396 4283
0,565 1972 1972
0,770 500 495
3000 Число циклов
> Расчетные данные О Экспер|
Рис. 7 - Кривая малоцикловой усталости стали 08Х18Н10Т при 20о С
На втором этапе проводилось моделирование кинетики НДС и накопления усталостных повреждений при одноосном симметричном нерегулярном (блочном) циклическом нагружении (табл. 6).
На рисунках 8 - 10 приведено сопоставление расчетных и экспериментальных зависимостей максимальных напряжений в цикле от количества циклов при одноосном «жестком» блочном растяжении-сжатии лабораторных образцов из стали 08Х18Н10Т для режимов деформирования.
—- ,____ ---
/ ¿У
/ Режим №1: еап = 0,770% = 0,565%
п/ и
у /
1
Число циклон
-0бразец№1--□ брагецНЗг Расчетные данные
Рис. 8 - Зависимость максимальных напряжений в цикле от количества циклов при блочном нагружении: е^ = 0,770% ^ е^ = 0,565%.
^500
ь"
0 зоо
1
5 зоо
о.
6
X
1
/ / / ■ ■.■■■■■■ 1 V". ----- ----
.1 /'- 1 !
/ / ! / Режим №2: е* = 0,770% е* = 0,470%
У ц
1300
Число циклов
-Обрагец№1 — -ОбрагецМ52 ■
1 Расч етные данные
Рис. 9 - Зависимость максимальных напряжений в цикле от количества циклов при блочном нагружении: = 0,770% ^ = 0,470%.
1ч300
и ¿оо х
Л
5 зоо
а
6
X
- - -
„ „__
у/ г
у : / . 1 / Режим №3: е* = 0,470% е* = 0,770%
/ / /у
О 400 800 1200 1600 2000 2400 2800 3200
Число циклов
|^^~0бразец№1 — ~06рдаецИ£5 .......Расчегные данные |
Рис. 10 - Зависимость максимальных напряжений в цикле от количества циклов при блочном нагружении: = 0,470% ^ е^ = 0,770%.
На рисунках 11 - 13 представлены расчетные кривые накопления повреждений при блочных режимах деформирования (табл. 6) для стали 08Х18Н10Т (температура
Т = 200С).
Режим №1: = 0,770% = 0,565%
200
400 600
Число циклон
800
1000
Рис. 11 - Кривая накопления повреждений при блочном нагружении: еа1 = 0,770% ^ е1а1 = 0,565%.
о С
Режим №2: е* - 0,770% е* - 0,470Уо
800 1200 Число циклов
Рис. 12 - Кривая накопления повреждений при блочном нагружении: еа1 = 0,770% ^ е1а1 = 0,470%.
Режим №3: = 0,470% е* =
0,770%
О 500 1000 1500 2000 2500 3000
Число циклон
Рис. 12 - Кривая накопления повреждений при блочном нагружении: еа1 = 0,470% ^ е1а1 = 0,770%.
В таблице 8 приведено сопоставление расчетных и экспериментальных значений числа циклов до разрушения (образование макротрещины ~ 2^3 мм) при блочных режимах нагружения (табл. 2).
Таблица 8
№ ре-жима Блок №1 Блок №2 Расчетное число циклов до разрушения (общее по 2-м блокам) Правило линейного суммирования повреждений
Амплитуда де-форм., % Число циклов Амплитуда де-форм., % Число циклов до разрушения (общее по 2-м блокам)
1 0,770 250 0,565 930 - 1245 1028 0,925
2 0,770 250 0,470 1640 - 2270 1923 0,898
3 0,470 2800 0,770 2875 - 3010 2978 1,224
Анализируя полученные результаты сравнения численного моделирования и экспериментальных данных можно сделать вывод об адекватности определяющих соотношений механики поврежденной среды при описании НДС и кинетики накопления повреждений при малоцикловой усталости, предложенной методики определения материальных параметров входящих в указанные соотношения. Разность полученных значений численным моделированием и экспериментальным путем не превышает 13%.
Список литературы:
[1] Митенков, A. Ф.,. Методы обоснования ресурса ядерных энергетических установок / А.Ф. Митенков, В.Б. Кайдалов, Ю.Г. Коротких и др - М.: Машиностроение, 2007. - 448 с.
[2] Волков, И.А. Уравнение состояния вязкоупругопластических сред с повреждениями / И.А. Волков, Ю.Г. Коротких. - М.: Физматлит, 2008. 424 с.
[3] Волков, И.А. Принципы и методы определения скалярных материальных параметров теории пластического течения с кинематическим и изотропным упрочнением. / И.А. Волков, Ю.Г. Коротких, Д.Н. Шишулин Вычислительная механика сплошных сред. - 2010. Т. 3, №3. С. 46-57.
[4] Коллинз, Дж. Повреждение материалов в конструкциях. Анализ. Предсказание. Предотвращение / Дж. Коллинз. - М.: Мир, 1984.
[5] Качанов, Л.М. Основы теории пластичности. М.: Наука, 1968.-420с.
[6] Chaboche, J.L., "On Some Modifications of Kinematic Hardening to Improve the Description of Ratcheting Effects", International Journal of Plasticity, Vol. 7, pp. 661-678 (1991).
MODELING OF PROCESSES OF ACCUMULATION OF FATIGUE DAMAGE UNDER IRREGULAR CYCLIC LOADING
I.A. Volkov, M.N. Ereev, Y.G. Korotkih, D.N. Shishulin
Developed mathematical models of the damaged environment in low-cycle fatigue. Experimentally determined material parameters of the mechanics of damaged environment for structural steel austenitic 08Cr18Ni10Ti. An assessment of the adequacy of the above mathematical models thermoplastic and accumulation of fatigue damage in low-cycle regular and irregular cyclic loading by comparing the results of numerical simulations and experimental data.
УДК 539.3
И. А. Волков, д. ф.-м. н., профессор, ФБОУ ВПО «ВГАВТ»
М. Н. Ереев, аспирант, ФБОУ ВПО «ВГАВТ»
С.Н. Пичков, д. т. н., профессор, ОКБМ им. И.И. Африкантова
Д. Н. Шишулин, аспирант, ФБОУ ВПО «ВГАВТ»
603950, Нижний Новгород, ул. Нестерова, 5а.
МЕТОДЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ МАТЕРИАЛЬНЫХ ПАРАМЕТРОВ И СКАЛЯРНЫХ ФУНКЦИЙ ОПРЕДЕЛЯЮЩИХ СООТНОШЕНИЙ МЕХАНИКИ ПОВРЕЖДЕННОЙ СРЕДЫ ДЛЯ ПРОЦЕССОВ МАЛОЦИКЛОВОЙ УСТАЛОСТИ
Приведена экспериментально-теоретическая методика определения материальных параметров развитых определяющих соотношений механики поврежденной среды. Особое внимание уделено техническому обеспечению проведения базовых экспериментов. Экспериментально определены значения материальных параметров определяющих соотношений механики поврежденной среды для конструкционных сталей 15Х2МФА и 08Х18Н10Т. Для оценки степени адекватности применяемых соотношений и методики определения материальных параметров эволюционных уравнений термопластичности проведено сопоставление результатов численного моделирования с экспериментальными данными.
