CC BY
16
УДК 620.179.17, 620.172.246, 669.14, 620.111.3
Разрушение стали 30ХГСА в условиях смешанных
мод нагружения
Л.Р. Ботвина1, Е.Н. Белецкий1, М.Р. Тютин1,2, Ю.А. Демина1,
12 1 И.О. Синев ' , А.И. Болотников
1 Институт металлургии и материаловедения им. А.А. Байкова РАН, Москва, 119334, Россия 2 Московский государственный технический университет им. Н.Э. Баумана (национальный исследовательский университет), Москва, 105005, Россия
Проведены испытания образцов с надрезом из стали 30ХГСА в условии отрыва, при котором поверхность излома перпендикулярна направлению нагружения (90°), и сдвига под углом 45° и 15°. Для реализации сдвигового нагружения использованы захваты Ричарда, позволяющие варьировать тип нагружения от чистого отрыва до чистого сдвига путем изменения угла наклона надреза к направлению действия растягивающей нагрузки, прикладываемой через разные отверстия в захватах. В процессе испытаний оценены характеристики акустической эмиссии (АЭ), поля деформаций методом корреляции цифровых изображений (КЦИ), а после разрушения — поврежденность и микротвердость на полированной боковой поверхности образцов. После испытаний был изучен макро- и микрорельеф изломов. Показано, что увеличение сдвиговой компоненты при растяжении приводит к изменениям механических и акустических свойств, а также критической температуры хрупкости, о чем свидетельствует смена вязкого рельефа изломов на хрупкий при нагрузке, ориентированной под углом 45°, сопровождаемая изменением всех оцененных акустических параметров (суммарного числа событий, углового коэффициента кумулятивного распределения амплитуды акустических сигналов — параметра ЬАЕ и активности сигналов АЭ). С увеличением сдвиговой компоненты также наблюдается нелинейная зависимость параметров поврежденности от угла нагружения, а именно относительной площади S и средней длины микротрещин lav, а также угла их наклона по отношению к оси нагружения, которые коррелируют с изменением главных деформаций, оцененных методом КЦИ.
Ключевые слова: акустическая эмиссия, b-параметр, смешанные моды нагружения, сдвиг, отрыв, реальная поврежденность, корреляция цифровых изображений
DOI 10.55652/1683-805X_2023_26_2_30
Fracture of 30CrMnSiA steel under mixed loading modes
L.R. Botvina1, E.N. Beletsky1, MR. Tyutin1,2, Yu.A. Demina1, I.O. Sinev1,2, and A.I. Bolotnikov1
1 Baikov Institute of Metallurgy and Materials Science RAS, Moscow, 119334, Russia 2 Bauman Moscow State Technical University, Moscow, 105005, Russia
Tests were conducted on notched specimens made of 30CrMnSiA steel in loading mode I with the fracture surface perpendicular to the loading direction (90°) and in mode II with shear angles of 45° and 15°. Shear loading was performed using Richard's grips that allow for a transition from pure mode I to pure mode II by varying the angle of the notch in relation to the direction of the tensile load. Using digital image correlation, the acoustic emission (AE) signals and the strain field were measured during testing, and the damage and microhardness of the polished side face of the specimens were evaluated after failure. The macro- and microscopic research of fracture surfaces revealed that an increase in the shear component during tension leads to changes in the mechanical and acoustic properties and the ductile-to-brittle-transition temperature. This is evidenced by a change of the fracture surface morphology from ductile to brittle at 45° loading direction, accompanied by a change in all estimated acoustic parameters (the total number of events, the angular coefficient of the cumulative distribution of acoustic signals by amplitude—b-value, and the activity of AE signals). An increase in the shear component also leads to a nonlinear dependence of the damage parameters on the load application angle, such as the relative microcrack area S , average microcrack length lav, and microcrack inclination angle with respect to the loading axis, which correlate with the change in the principal strains estimated by digital image correlation.
Keywords: acoustic emission, b-value, mixed loading modes, rupture, shear, real damage, digital image correlation
© Ботвина Л.Р., Белецкий Е.Н., Тютин М.Р., Демина Ю.А., Синев И.О., Болотников А.И., 2023
1. Введение
Элементы летательных аппаратов и конструкций подвержены воздействию различных комбинаций мод нагружения, приводящих к образованию микротрещин, ориентированных под различными углами к направлению нагрузки. Для повышения точности прогнозирования ресурса конструкций необходимо проведение исследований в условиях смешанных мод нагружения, например, при комбинации отрывной (мода I) и сдвиговой (мода II) компоненты. В этом направлении выполнено большое количество исследований, основное внимание в которых уделяется моделированию пути и скорости роста микротрещины, а также экспериментальному подтверждению предложенных моделей [1-4]. Однако кинетика по-врежденности конструкционных материалов в условии смешанных мод нагружения остается малоизученной. Для оценки поврежденности используются метод прямого наблюдения несплошнос-тей, а также косвенные методы — акустической эмиссии (АЭ) и корреляции цифровых изображений (КЦИ).
Работы [5, 6] посвящены анализу влияния ориентации микротрещин и механизмов разрушения стали А533В и трубной стали JIS SM520C на форму акустического сигнала. Авторы [5] показали, что в условиях смешанных мод нагружения время нарастания акустического сигнала выше, чем в условиях растяжения, что связано с коалесценци-ей микротрещин, образованных путем отрыва.
Однако большинство работ по влиянию моды нагружения на параметры акустической эмиссии выполнены на квазихрупких материалах — бетоне, граните, мраморе. Так, в работе [7] в качестве характеристик поврежденности образцов из бетона были оценены параметры АЭ, характерные для моды I и моды II, а именно: амплитуда сигналов, средняя частота и значение RA-параметра (rise angle), оцениваемого по отношению времени нарастания сигнала к его амплитуде. Длительность сигналов, излучаемых при испытании в условиях сдвига, принимает большие значения, а частота этих сигналов характеризуется меньшими значениями в отличие от условий нагружения чистым отрывом. При этом сигналы, полученные в ходе эксперимента на сдвиговое нагружение, демонстрируют более высокие значения RA-параметра. Аналогичные результаты были получены авторами [8], которые показали, что развитие микротрещин в условиях сдвиговых нагрузок приводит к
снижению значений частотных характеристик АЭ и к более высоким значениям ЯЛ-параметра в отличие от испытаний в условиях чистого отрыва. В работе [9] была показана возможность определять характер разрушения на основе анализа спектров сигналов и группирования их в кластеры, характеризующие тип разрушения.
Исследование реальной поврежденности и зон пластической деформации позволяет расширить понимание кинетики разрушения в условиях смешанного режима нагружения. В литературе имеется множество исследований пластических зон в условиях нормального отрыва, однако изучению влияния ориентации нагрузки на параметры зоны пластической деформации посвящено немного работ. Так, в работах [10, 11] были проведены исследования развития пластических зон в условиях смешанного режима нагружения и показано, что повышение сдвиговой составляющей нагрузки приводит к изменению формы зоны пластической деформации и появлению дополнительной системы микротрещин.
Для анализа полей деформаций при смешанном типе нагружения широко используется метод корреляции цифровых изображений. Этот метод применятся в работах [12-14] для измерения коэффициентов интенсивности напряжений, а также для оценки величины смещения при сдвиге, которое сложно зафиксировать с помощью датчиков раскрытия микротрещин. Тапд и др. [15] оценивали изменение прочности при смене типа нагру-жения с записью видеоряда для последующей обработки изображений методом КЦИ. Было показано, что результаты метода хорошо согласуются с предложенной конечно-элементной моделью.
Особый интерес представляют фрактографи-ческие исследования образцов при смешанных модах нагружения [16-19]. Так, в работе [16] при испытании стальных образцов в условиях смешанного режима нагружения оценивался параметр смешанности Ме = 2/п аге^К/Кп), предложенный Ши [20]. Было показано, что при Ме > 0.68 доминирует тип разрушения, характерный для нормального отрыва, с преобладанием вязкого рельефа (равноосные ямки), а при Ме < 0.68 наблюдаются более вытянутые ямки меньшего размера. Авторы [17] исследовали склонность материала к смене механизма разрушения с хрупкого на вязкий и показали, что в хрупком материале (полиметилметакрилате) при наложении мод I и III нагружения происходит хрупкое разрушение,
Рис. 1. Геометрия образца с надрезом из стали 30ХГСА (а) в захватах Ричарда, установленных в испытательной машине (б) (цветной в онлайн-версии)
характерное для нормального отрыва, а в пластичном материале (алюминиевый сплав 7050) разрушение может быть как хрупким, так и вязким, в зависимости от параметра смешанности. Naghipour и др. [21] наблюдали изменения формы гребней сдвига (shear cusps) на поверхности изломов образцов композиционных материалов при различных соотношениях отрыва и сдвига при смешанном нагружении. Авторами данной работы было обнаружено, что с увеличением доли сдвиговой компоненты гребни сдвига ориентируются в направлении нагружения и приобретают вытянутую форму.
Анализ литературных данных показал необходимость проведения комплексного исследования эффектов смешанного нагружения с оценкой параметров акустической эмиссии, реальной по-врежденности в зонах пластической деформации, а также характеристик локального деформированного состояния и микротвердости, дополненными данными анализа макро- и микрорельефа изломов образцов, что и является целью данной работы.
2. Материал и методы исследования
На рис. 1, а показана геометрия образца с надрезом из стали 30ХГСА, закрепленного в захватах Ричарда [22] (рис. 1, б), позволяющих проводить испытания в условиях смешанных мод на установке Instron 3382 (максимальная нагрузка 100 кН), используемой для испытаний на растяжение. Сталь была подвергнута отжигу при Т= 900 °С с выдержкой 30 мин, охлаждением в печи
до 650 °С и последующим охлаждением на воздухе. В результате была получена феррито-перлит-ная структура со средним размером зерна ~30 мкм (рис. 2). Химический состав стали представлен в табл. 1.
Оценка акустической эмиссии была выполнена с использованием АЭ системы Express-8 и пьезоэлектрических широкополосных датчиков Mini30S (Mistras, США) в диапазоне частот 270-970 кГц. Регистрировали активность сигналов АЭ NNae, их суммарное число на всех стадиях нагружения SNae, среднюю частоту vav и параметр RA, равный отношению времени нарастания сигнала к его амплитуде. На основе полученных данных рассчитывали нормированную на время испытаний среднюю суммарную активность АЭ <SNNae > = SNa^/t, а также параметр bAE, отражающий долю высокоамплитудных сигналов [23] и оцениваемый по соотношению
20 lg Nae = const - b aeA , где А — амплитуда сигнала АЭ в дБ. Анализ деформированного состояния образцов был прове-
Рис. 2. Микроструктура стали 30ХГСА
Таблица 1. Химический состав стали 30ХГСА
C Mn Si S P Cr Ni Cu
0.28-0.34 0.8-1.1 0.9-1.2 до 0.025 до 0.025 0.8-1.1 до 0.3 до 0.3
ден методом корреляции цифровых изображений с применением цифровой камеры ЭМК 33иХ250 (объектив ТСЬ 3520 5МР) и программного продукта с открытым исходным кодом N000* у1.2 2Э-Э1С, модифицированного для вычисления значений главных деформаций. Перед проведением испытаний на боковую поверхность образцов наносилось контрастное мелкодисперсное покрытие. В результате анализа полученных полей деформации были оценены изменения максимальных главных деформаций е1тах в процессе нагруже-ния. Количество микротрещин N угол наклона микротрещин к оси нагружения аау, усредненный по всем трещинам кадра, и поврежденность £ , равную отношению суммарной площади микротрещин к площади кадра, оценивали с помощью компьютерной обработки снимков полированной боковой поверхности в трех продольных сечениях, полученных на оптическом микроскопе. Первое сечение было расположено на расстоянии 2 мм от надреза, второе — по центру излома и третье — в 5 мм от края образца. В каждом сечении оценку поврежденности проводили в трех точках, удаленных от поверхности излома на 1.0, 1.5 и 2.0 мм. С помощью микротвердомера Wol-реГ; 402МУЭ на боковой поверхности образцов измеряли микротвердость для последующей оценки размеров зоны пластической деформации.
По диаграмме деформирования оценивали следующие параметры: максимальную нагрузку Ртах, площадь под диаграммами деформирования, соответствующие полной работе разрушения образца (*%), площади под диаграммами до (£1) и после (£2) достижения максимальной нагрузки, принятые за работы зарождения и распространения трещины соответственно, и относительную разность этих работ (£2 -
В качестве характеристики смешанности был использован параметр Ме = 2/п arctg (К/Кц), предложенный Ши [20]. Коэффициенты интенсивности напряжений К и Кц рассчитывались при нагрузке, соответствующей началу акустической активности (~40 % от относительной деформации с , определяемой как отношение текущей деформации к деформации разрушения).
Фрактографический анализ макро- и микрорельефа изломов образцов выполняли на электронном растровом микроскопе LEO 1420.
3. Результаты исследования
Из представленных на рис. 3 диаграмм деформации и приведенных в табл. 2 прочностных характеристик, оцененных при испытании образцов на отрыв и сдвиг, следует, что максимальную нагрузку выдерживает образец, ориентированный под углом 15° к оси нагружения, а минимальную — образец с поверхностью разрушения, ориентированной под 90°. Полная работа разрушения при максимальной сдвиговой компоненте выше в 3 раза значения этого параметра, определяемого в условиях чистого отрыва.
3.1. Анализ изменения параметров акустической эмиссии
Параметры АЭ приведены в табл. 2, на рис. 4 представлены деформационные зависимости суммарного числа сигналов, активности АЭ и ¿-параметра. Видно, что уменьшение угла ориентации надреза к оси приложения нагрузки приводит к изменению не только вида диаграммы деформации, но и акустического отклика материала образца.
При испытании образцов с надрезом в условиях отрыва акустическая активность наблюдается в основном после достижения максимальной нагрузки, причем на деформационной кривой сум-
Рис. 3. Диаграммы деформации образцов из стали 30ХГСА, надрез которых ориентирован под углом 90° (1), 45° (2) и 15° (3) к оси приложения нагрузки
Таблица 2. Параметры разрушения образцов с надрезом из стали 30ХГСА
а ме Максимальная нагрузка -^шах:! кН кН • м Ъае <2Уде X с-1 Ширина губ среза Х/2, мм Глубина зоны И, мм Относительная разность работ -
90° 1.00 22.1 59.342 0.398 0.72 0.52 7.7 -0.10
45° 0.71 25.7 74.516 0.445 1.41 0.14 4.0 -0.73
15° 0.32 29.4 181.327 0.928 0.68 0.22 8.3 -0.48
Рис. 4. Зависимости напряжения а (7), накопленного числа 2УАЕ (2), активности акустических сигналов Уде (3) и параметра ЪАЕ (4) от относительной деформации 8 образцов с надрезом, испытанных в условиях отрыва (90°) (а) и смешанных мод нагружения при угле 45° (б) и 15° (в); значения параметра ЪАЕ при различных углах нагружения (г)
Рис. 5. Зависимости средней частоты от параметра ЯД образцов, испытанных при а = 90° (а), 45° (б) и 15° (в)
Рис. 6. Зависимости микротвердости HV от расстояния от поверхности излома (пунктирная линия на графике соответствует 223 HV — средней микротвердости стали 30ХГСА до нагружения)
марного числа сигналов появляется плато на финальной стадии процесса разрушения. Начало плато соответствует точке перелома на кривой нагружения, отвечающей максимальной активности сигналов АЭ (рис. 4, а). На стадии предразру-шения при значениях деформации в > 0.7 активность сигналов АЭ заметно снижается.
В условиях смешанного нагружения (рис. 4, б, в) меняется вид деформационной зависимости суммарного числа акустических сигналов (кривая 2), которая становится линейной почти во всем интервале изменения значений деформации. При
этом отсутствует участок акустического затишья (снижение сигналов АЭ до почти полного их исчезновения перед разрушением), наблюдаемый при разрушении образца в условиях отрыва (рис. 4, а). С увеличением сдвиговой компоненты при ориентации образца под углом 15° можно отметить незначительное (-10 %) увеличение суммарного количества сигналов акустической эмиссии, при этом параметр (LNAE > снижается (табл. 2), а значения параметра bAE увеличиваются (рис. 4, г), что свидетельствует об уменьшении количества высокоамплитудных сигналов. Нелинейный характер поведения этого параметра в процессе растяжения предопределяется стадийностью разрушения и является следствием скачкообразного продвижения микротрещины.
Выполнен анализ зависимостей средней частоты сигналов АЭ от параметра RA, полученных при различных модах нагружения (рис. 5). Как можно видеть, при испытании образцов на чистый отрыв (рис. 5, а) большинство сигналов АЭ локализовано в достаточно узкой области диаграммы, ограниченной по оси абсцисс значением RA = 1. С увеличением сдвиговой компоненты максимальные значения RA сигналов АЭ увеличиваются до 10, при этом средняя частота сигналов с высокими RA заметно снижается (рис. 5, б, в). Как было отмечено во введении, подобные результаты были получены при испытании стальных [5, 6] и бетонных [7, 8] образцов.
Рис. 7. Картины поврежденности боковой поверхности образцов вблизи изломов, полученные при ориентации нагрузки под углом 90° (а), 45° (б) и 15° (в) в первом сечении на расстоянии 1 мм от надреза (стрелками показано направление приложения нагрузки)
Таблица 3. Параметры реальной поврежденности на боковой поверхности образца
а Me Sav, % ZNav, ШТ. 4v, мкм aav
90° 1.00 13.5 ± 0.8 1054±140 10.1 ± 0.5 65.6° ± 0.5°
45°* 0.71 2.1 436 8.5 ± 0.4 84.5° ± 2.3°
15° 0.32 8.6 ± 3.7 729±160 9.8 ± 0.5 51.5° ± 0.9°
* Параметры реальной поврежденности при а = 45° были оценены по одному кадру. В остальных случаях количество кадров равнялось трем.
Рис. 8. Поля компоненты деформации в\ для образца с надрезом, испытанного в условиях отрыва а = 90° (а) и смешанных мод нагружения а = 45° (б) и а = 15° (в)
3.2. Оценка размеров зоны пластической деформации
На рис. 6 приведены зависимости изменения микротвердости НУ от расстояния до поверхности излома, которые позволили оценить глубину
зоны пластической деформации И для каждого типа нагружения, значения которых приведены в табл. 2. Установлено, что с увеличением сдвиговой компоненты до 45° наблюдается уменьшение И, однако при дальнейшем увеличении сдвиговой компоненты при ориентации образца под углом 15° глубина зоны возрастает до значения, превышающего ее глубину при нормальном отрыве.
Изменение глубины пластической зоны привело к изменениям механизма разрушения, изученного при фрактографическом исследовании, результаты которого приведены ниже.
3.3. Оценка параметров поврежденности
Картины микротрещин, оцененные с помощью
оптической микроскопии, показаны на рис. 7. В
*
табл. 3 приведены значения поврежденности £ау и среднее количество микротрещин Уау, усредненных по всем первым точкам каждого ряда. Как видно из рис. 7, с увеличением доли сдвиговой нагрузки меняются плотность, длина и ориентация микротрещин. Наибольшие плотность и длина микротрещин наблюдаются при ориентации нагрузки под углом 90° (рис. 7, а), а наименьшие — под углом 45°, что говорит о локализованном разрушении с образованием небольшой зоны пластической деформации (рис. 7, б). При дальнейшем увеличении сдвиговой компоненты при ориентации образца под углом 15° поврежден-ность на боковой поверхности сильно возрастает, что свидетельствует о развитой пластической деформации, как и в случае с отрывом.
Средняя длина микротрещин /ау (усредненная по всем микротрещинам первых точек каждого
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 е*
Рис. 9. Деформационные зависимости максимальной главной деформации ^1шах от относительной деформации 8 образца с надрезом, испытанного в условиях отрыва 90° (7) и смешанных модах нагружения при угле 45° (2) и 15° (3)
Рис. 10. Профили изломов при смешанных модах нагружения (а, в, д) и поверхности изломов (б, г, е), ориентированные под углом 90° (а, б), 45° (в, г) и 15° (д, е) (цветной в онлайн-версии)
ряда) в случае нагружения под углом 45°, как следует из табл. 3, на ~20 % меньше длины микротрещины при ориентации нагрузки под углом 90°, при которой, кроме того, заметно слияние микротрещин в более длинные, предшествующие зарождению макротрещины.
Угол наклона микротрещин к оси нагружения ааУ (усредненный по всем микротрещинам первых точек каждого ряда) с увеличением сдвиговой компоненты нагружения уменьшается с 65.6° до 51.5° при изменении угла нагружения с а = 90° до а = 15°.
3.4. Исследование локального деформированного состояния методом КЦИ
На рис. 8 представлены поля компоненты деформации е1тах образцов, испытанных при различных модах нагружения, соответствующие максимальной нагрузке. Как видно из рисунка, форма зоны пластической деформации в существенной степени зависит от моды нагружения. При чистом отрыве перед вершиной надреза образуется зона классической формы в виде бабочки. При смешанном типе нагружения пластическая зона
вытягивается в направлении оси надреза и ее форма становится несимметричной.
Для сравнения степени деформации образцов, испытанных при различных модах нагружения, построены зависимости максимальных главных деформаций е1тах от относительной деформации (рис. 9). Как видно из представленных данных, наибольшие значения главных деформаций наблюдаются в образце с ориентацией 90°, а наименьшие — для образца с ориентацией 45°. Эти результаты согласуются с данными оценки по-врежденности.
3.5. Фрактографический анализ поверхностей изломов
Рассмотрим профиль изломов, а также макрорельеф разрушения образцов, испытанных при различной ориентации образцов, представленных на рис. 10. Из рисунков видно, что ориентация образцов меняет механизм разрушения и, как следствие, профиль излома и ширину губ среза А/2 вблизи боковой поверхности образца (табл. 2). В условиях нагружения под углом 45° (рис. 10, г) формируется почти полностью хрупкий излом с
Рис. 11. Микрорельеф изломов образцов, ориентированных под углом 90° по отношению к направлению нагружения
шевронным рельефом, типичным для хрупкого материала (ширина губ среза минимальна) и небольшой вязкой зоной в устье надреза. В условиях отрыва при ориентации 90° такой полностью хрупкий излом наблюдается только в зоне долома образца (рис. 10, б). При максимальной компоненте сдвигового нагружения излом плоский, ширина губ среза меньше по сравнению с изломом 90° и блестящие фасетки скола на изломе не обнаруживаются.
Анализ изломов с помощью растровой электронной микроскопии позволил более детально исследовать особенности разрушения образцов при различных модах нагружения (рис. 11-13).
В условиях отрыва вблизи надреза наблюдаются вязкие участки (рис. 11, а), соответствующие микрорельефу начальной зоны страгивания
микротрещины. Затем следует треугольная зона стабильного роста микротрещины (выделена пунктирной линией) с расслоениями и небольшими областями хрупкого разрушения путем скола, которые чаще всего образуются по краям расслоений (рис. 11, б) или в центре образца в областях вязкого ямочного разрушения (рис. 11, в). Полностью хрупкое разрушение наблюдается только в зоне долома образца (рис. 11, е). В области стабильного роста микротрещины обнаруживаются как мелкие, так и крупные (размером 1020 мкм) ямки с включениями (рис. 11, г, показаны стрелками). Эти ямки располагаются как в плоскости излома, так и на некотором расстоянии от нее, приобретая форму «воронки», внутренняя поверхность которой покрыта бороздками вследствие выхода полос скольжения (рис. 11, в, д).
Рис. 13. Микрорельеф изломов образцов, ориентированных под углом 15° по отношению к направлению нагружения
В условиях нагружения под углом 45° в устье надреза также наблюдается начальная треугольная зона стабильного роста микротрещины с расслоениями (рис. 12, а), которая оставляет следы
своего перемещения с увеличением длины микротрещины (рис. 12, б, показаны пунктирными линиями). Такое распространение фронта микротрещины приводит к формированию излома с релье-
Таблица 4. Сравнение характеристик разрушения сталей 20 и 30ХГСА при смешанных модах нагружения
а 51, Дж 52, Дж (52 - йУй Ьае /ау, мкм Уг
90° 36.2/32.61 95.7/26.7 0.45/-0.10 1.51/0.40 4.1/10.1 312/1054 0.17/0.13
45° 68.0/64.50 126.0/10.0 0.30/-0.73 1.40/0.45 -/8.5 -/436 0.13/0.04
15° 166.0/134.60 182.0/47.2 0.05/-0.48 1.15/0.93 -/9.8 -/729 0.08/0.06
0° - - - - 6.1/- 641/- -
Примечание. Через дробь указаны значения параметров для сталей 20 и 30ХГСА соответственно.
фом, обратным шевронному, характеризуемому зеркальным отражением вершины треугольной зоны. Количество образований в виде «воронок» становится больше (рис. 12, в). Это позволяет предположить, что сдвиговая нагрузка способствует их появлению, вызывая сдвиг по границам зерен и формирование экструзии со стороны поверхности излома. Площадь обнаженных границ зерен в этом случае растет, поэтому хрупкие фасетки скола расположены под разными углами. За пределами треугольной зоны стабильного роста микротрещины излом полностью хрупкий (рис. 12, г). Это свидетельствует о том, что нагрузка под углом 45° приводит к повышению критической температуры хрупкости по сравнению с температурой хрупкости образца, ориентированного под углом 90°.
При нагружении под углом 15° формируется макрохрупкий (характеризуется малым значением ширины губ среза, табл. 2), но микровязкий рельеф (рис. 13). Треугольная зона стабильного роста микротрещины не обнаруживается. Фасетки скола отсутствуют, наблюдаются продольные полосы, формирующиеся при сдвиге, расслоения и вязкие границы зерен.
Таким образом, фрактографическое исследование согласуется с данными оценки поврежденно-сти и данными, полученными методом КЦИ, и подтверждает вывод о том, что ориентация образца под углом 45° приводит к локализации разрушения и повышению критической температуры хрупкости (о чем свидетельствует преобладание хрупкого механизма разрушения образца) по сравнению с температурой хрупкости, оцененной в условиях отрыва.
4. Обсуждение результатов
Результаты проведенных исследований подтвердили данные работы [24], показавшие снижение статической трещиностойкости при сдвиговом нагружении стали 30ХГСА с феррито-пер-
литной структурой, вызванное увеличением доли хрупкого разрушения материала и повышением температуры хрупкости. Однако в исследовании [25], проведенном на образцах из малоуглеродистой стали, переход к хрупкому разрушению с увеличением сдвиговой компоненты не наблюдался, а при сравнении характеристик поврежденности стали 20 и 30ХГСА было обнаружено их существенное различие, которое следует из анализа табл. 4.
Сталь 30ХГСА, как видно из таблицы, отличается от малоуглеродистой стали низкими значениями работы распространения микротрещины 52, однако тенденция увеличения энергоемкости разрушения при увеличении сдвиговой компоненты сохраняется для обеих сталей.
Относительная доля работы распространения микротрещины (52 - 51)/5£ в образцах из стали 30ХГСА (рис. 14) значительно меньше, чем при-испытании стали 20, и характеризуется отрицательными значениями, причем ее уменьшение с увеличением доли сдвиговой компоненты оказывается максимальным при ориентации образца под углом 45°, отвечающим наименьшему значению относительной ширины губ среза У г.
ш
0.40.20.0 -0.2 -0.4 -0.6-1 -0.
0:::;;^.--------- Ст20
—■—ЗОХГСА
- \АУ/
100°
80°
60°
40°
20°
0.16
-0.12
0.08
0.04
0.00
Рис. 14. Зависимости величин (52 - З!)/^ и У г от угла ориентации надреза к направлению приложения нагрузки для 30ХГСА и стали 20
В стали 20 параметр bAE, отражающий вклад высокоамплитудных акустических сигналов, снижается, а средняя длина микротрещин lav и их количество ENav в условиях чистого сдвига растет, однако в стали 30ХГСА с ростом сдвиговой компоненты нагружения наблюдается противоположный эффект.
Следует отметить, что эти различия в изменении характеристик наблюдаются в сталях с близкими значениями максимальной нагрузки при всех углах ориентации образца.
Можно предположить, что основным фактором, определяющим различия измеренных параметров, является температура хрупкости материала, которая близка к комнатной при испытании стали 30ХГСА, поэтому при сдвиге под углом 45° в этой стали реализуется хрупкое разрушение. Температура хрупкости малоуглеродистой стали 20 ниже комнатной, и изменение ориентации образца не вызывает переход к хрупкому разрушению.
5. Заключение
В результате проведенного исследования были сделаны следующие выводы.
1. Различная комбинация мод нагружения приводит к изменению как вида диаграммы деформации, так и акустических параметров материала образца, выраженных в следующем:
- при ориентации образца под углом 45° меняется вид деформационной зависимости суммарного числа акустических сигналов, которая становится линейной почти во всем интервале изменений значений деформации, при этом не наблюдается участка акустического затишья перед разрушением, параметр bAE незначительно растет;
- с увеличением сдвиговой компоненты нагружения снижаются активность сигналов АЭ, их средняя частота, возрастают параметр ЬАЕ (более чем в 2 раза по сравнению с отрывом при 90°), а также параметр RA.
2. Наибольшая плотность и длина микротрещин наблюдаются при ориентации нагрузки под углом 90°, а наименьшая — под углом 45°; с ростом сдвиговой компоненты угол наклона микротрещин по отношению к оси нагружения на боковой поверхности образца снижается.
3. Результаты изучения изломов согласуются с данными оценки поврежденности S и данными, полученными методом КЦИ, и подтверждают вывод о повышении критической температуры
хрупкости по сравнению с ее значением в условиях отрыва.
4. Оцененные характеристики поврежденнос-ти, локальной деформации и акустической эмиссии могут быть использованы в качестве диагностических признаков при анализе развития повре-жденности конструкционных материалов, работающих в условиях смешанного нагружения.
Работа выполнена в рамках государственного задания № 075-00715-22-00.
Литература
1. Qian J., Fatemi A. Mixed mode fatigue crack growth: A literature survey // Eng. Fract. Mech. - 1996. -V. 55. - No. 6. - P. 969-990.
2. Астафьев В.И., Крутов А.Н. Распределение напряжений вблизи вершины наклонной микротрещины в нелинейной механике разрушения // Изв. РАН. МТТ. - 2001. - № 5. - С. 125-133.
3. Шлянников В.Н., Туманов А.В. Упругие параметры смешанных форм деформирования полуэллиптической микротрещины при двухосном нагружении // Изв. Саратовского ун-та. Математика. Механика. Информатика. - 2010. - Т. 10. - № 2. - С. 73-80.
4. Степанова Л.В. Математические методы механики разрушения. - М.: Физмат, 2009.
5. Ohira T., Pao Y.-H. Quantitative characterization of microcracking in A533B steel by acoustic emission // Metallurg. Trans. A. - 1989. - V. 20. - P. 1106-1114.
6. Shiwa M., Yamaguchi A., Sato M., Murao S., Nagai M. Acoustic emission waveform analysis from weld defects in steel ring samples // J. Press. Vessel Technol. Trans. ASME. - 1999. - V. 121. - No. 1. - P. 77-83. -https://doi.org/10.1115/L2883671
7. Aggelis D.G., Mpalaskas A.C., Matikas T.E. Investigation of different fracture modes in cement-based materials by acoustic emission // Cem. Concr. Res. -2013. - V. 48. - P. 1-8. - https://doi. org/ 10.1016/j. cemconres.2013.02.002
8. Ohno K., Ohtsu M. Crack classification in concrete based on acoustic emission // Constr. Build. Mater. -2010. - V. 24. - No. 12. - P. 2339-2346. - https://doi. org/10.1016/j.conbuildmat.2010.05.004
9. Fotouhi M., Ahmadi N.M. Investigation of the mixed-mode delamination in polymer-matrix composites using acoustic emission technique // J. Reinf. Plast. Compos. - 2014. - V. 33. - No. 19. - P. 1767-1782. -https://doi.org/10.1177/0731684414544391
10. Ботвина Л.Р., Жаркова Н.А., Тютин М.Р., Солда-тенков А.П., Демина Ю.А., Левин В.П. Развитие пластических зон и поврежденности при различных видах нагружения // Заводская лаборатория. Диагностика материалов. - 2013. - Т. 79. - № 5. -С. 46-55.
11. Ботвина Л.Р., Солдатенков А.П., Тютин М.Р. Развитие поврежденности в образцах из малоуглеродистой стали в условиях сдвига и отрыва // Металлы. - 2011. - № 5. - С. 60-67.
12. Yoneyama S., Morimoto Y., Takashi M. Automatic evaluation of mixed-mode stress intensity factors utilizing digital image correlation // Strain. - 2006. -V. 42. - No. 1. - P. 21-29.
13. Rethore J., Gravouil A., Morestin F., Combescure A. Estimation of mixed-mode stress intensity factors using digital image correlation and an interaction integral // Int. J. Fract. - 2005. - V. 132. - No. 1. - P. 65-79. -https://doi.org/10.1007/s10704-004-8141-4
14. Nunes L.C.S., Reis J.M.L. Experimental investigation of mixed-mode-I/II fracture in polymer mortars using digital image correlation method // Lat. Am. J. Solids Struct. - 2014. - V. 11. - No. 2. - P. 330-343. -https://doi.org/10.1590/S1679-78252014000200011
15. Tariq F., Khan M., Farhan M., Siddiqui M.Z. Strength of aluminum alloys under static mixed-mode I/II loading conditions // J. Test. Eval. - 2018. - V. 46. -No. 1. - P. JTE20160475.
16. Pirondi A., Dalle Donne C. Characterisation of ductile mixed-mode fracture with the crack-tip displacement vector // Eng. Fract. Mech. - 2001. - V. 68. - No. 12. -P. 1385-1402. - https://doi.org/10.1016/S0013-7944C01) 00023-6
17. Liu S., Chao Y.J., Zhu X. Tensile-shear transition in mixed mode I/III fracture // Int. J. Solids Struct. -2004. - V. 41. - No. 22-23. - P. 6147-6172. - https:// doi.org/10.1016/j.ijsolstr.2004.04.044
18. Gopalakrishnan K., Mecholsky J.J. Quantitative frac-tography of mixed mode fracture in glass and ceramics
// J. Eur. Ceram. Soc. - 2014. - V. 34. - No. 14. -P. 3247-3254. - https://doi.Org/10.1016/j.jeurceram soc.2014.03.019
19. Greenhalgh E.S., Rogers C., Robinson P. Fractogra-phic Observations of Delamination Growth Mechanisms // ICCM Int. Conf. Compos. Mater., 2007.
20. Shih C.F. Small-Scale Yielding Analysis of Mix Mode Plane Strain Crack Problems // Fracture Analysis: Proc. Natl. Symp. Fract. Mech., 1973. - Part 2. -P. 187-210.
21. Naghipour P., Schneider J., Bartsch M., Hausmann J., Voggenreiter H. Fracture simulation of CFRP laminates in mixed mode bending // Eng. Fract. Mech. -2009. - V. 76. - No. 18. - P. 2821-2833. - https://doi. org/10.1016/j.engfracmech.2009.05.009
22. Richard H.A., Benitz K. A loading device for the creation of mixed mode in fracture mechanics // Int. J. Fract. - 1983. - V. 22. - P. 55-58.
23. Ботвина Л.Р., Петерсен Т.Б., Тютин М.Р. Оценка и анализ b -параметра акустической эмиссии // Заводская лаборатория. Диагностика материалов. -2011. - Т. 77. - № 3. - С. 43-50.
24. Ботвина Л.Р., Ильченко Б.В. Структурные эффекты при смешанных модах нагружения // Деформация и разрушение материалов. - 2008. - № 9. -С. 12-19.
25. Солдатенков А.П., Ботвина Л.Р., Тютин М.Р., Левин В.П, Жаркова Н.А. Особенности разрушения малоуглеродистой стали в условиях сдвига, отрыва и смешанных мод нагружения // Деформация и разрушение материалов. - 2012. - № 6. - С. 2-10.
Поступила в редакцию 23.06.2022 г., после доработки 30.08.2022 г., принята к публикации 09.09.2022 г.
Сведения об авторах
Ботвина Людмила Рафаиловна, д.т.н., проф., гнс ИМЕТ РАН, 1Ьо^та@те1.ас.ги Белецкий Евгений Николаевич, мнс ИМЕТ РАН, епЬе1@шаД.ги
Тютин Марат Равилевич, к.т.н., внс ИМЕТ РАН, доц. МГТУ им. Н.Э. Баумана, ш1уи1т@те1ас.ги Демина Юлия Андреевна, к.т.н., снс ИМЕТ РАН, (1еттауиНа@таД.га
Синев Иван Олегович, инж.-иссл. ИМЕТ РАН, инж. МГТУ им. Н.Э. Баумана, isinev@iшet.ac.ru Болотников Алексей Игоревич, мнс ИМЕТ РАН, kubikmaster@yandex.ru
