работа 14 страниц, 8 рисунков, 2 таблиц, 7 источников (стр. 2 из 3)

Рисунок 2 – Профиль образца после эксперимента на индентирование.

Индентирование проводили в 2-х режимах – динамическое (непрерывное погружение индентора в материал до нагрузки 100кг) и пошаговое (Многократное погружение индентора в одну лунку с измерением диаметра полученной лунки при увеличении нагрузки). В результате были получены 2 первичные диаграммы (рисунок 3):

а) б)

Режимы испытания – а) динамический, б) пошаговый.

Рисунок 3 – Первичные результаты индентирования необлученного образца стали 12Х18Н10Т.

Для определения инженерных диаграмм растяжения применяли методику описанную в работе [3]. Согласно этой методике существует связь между значениями условных напряжений при растяжении (σ_усл) и значениями напряжений в лунке, определенных по методу Бринелля (H_B). Для определения деформации в лунке (δ_л) использовали формулу:

(1)

где D – диаметр индентора, d₀ – диаметр круга на поверхности образца из которого выдавливается шаровой сегмент образующий лунку (по М.П. Марковцу [3]). В данной работе для вычислений использовали зависимость d₀/d от d/D [3].

Напряжения в лунке по методу Бринелля определяются следующей формулой:

(2)

По М.П. Марковцу, значения H_B связаны со значениями σ_усл при равных значениях деформации в лунке и при растяжении через постоянный коэффициент k, однако наши предварительные результаты показали, что для стали 12Х18Н10Т коэффициент k не является постоянным и уменьшается с ростом деформации. Для определения k была предпринята попытка связать данный коэффициент с количеством мартенситной α'-фазы, образующейся в испытаниях на растяжение. Для всех рассмотренных флюенсов нейтронов были получены линейные зависимости вида:

где M_f – значения мартенситной фазы, a и b – коэффициенты.

Из полученных инженерных диаграмм можно определять такие величины как предел прочности, работа до предела прочности, равномерная деформация. Несмотря на то, что инженерные диаграммы достаточно информативны, «истинные» диаграммы растяжения лучше отражают физику процесса деформации, так как в них при растяжении действующее напряжение в каждый момент времени обратно пропорционально текущей площади поперечного сечения.

Для построения «истинных» диаграмм растяжения из индентирования были использованы формулы, описанные в работе [2]:

(3)

(4)

где D – диаметр индентора, δ_H – многокомпонентный коэффициент зависящий от модуля упругости материала, текущих значений «истинных» деформаций и напряжений.

Из полученных диаграмм не всегда можно точно определить значение предела текучести, поэтому в данной работе предел текучести определяли по формуле [2]:

(5)

где β_m – константа материала, А – параметр определяемый из уравнения:

где m – постоянная Мейера, которую согласно работе [4] с достаточно большой точностью можно определить как n+2 (n – показатель деформационного упрочнения) используя «истинную» кривую, построенную по формулам (3,4). Диаметр невосстановленной лунки d легко определяется из простых геометрических соображений.

Так как значений данного коэффициента для облученных материалов в литературных источниках нет, для облученной стали 12Х18Н10Т β_m был найден экспериментально и равен β_m = 0,280 (для обоих флюенсов).

Для верификации полученных «истинных» и инженерных диаграмм можно использовать формулы связи между «истинными» и инженерными напряжениями и деформациями [5]:

(6)

(до σ_B).

(7)

Для верификации значения σ_Т, определённого по формуле 5, предлагается проводить анализ по инженерным и «истинным» диаграммам. Если искомая величина не нарушает ход кривой, полученной с помощью аппроксимирующей фукции, следовательно она найдена правильно.

Для проведения предварительной методической работы были использованы образцы стали 12Х18Н10Т, деформированные на растяжение по методике описанной в [6].

Результаты «восстановления» механических свойств стали 12Х18Н10Т представлены на рисунке 4:

Обозначения на диаграммах:

- Результаты испытания на растяжение,
- Значения деформаций и напряжений определенных по формулам (1,2) для рисунка «б» и (3,4) для рисунка «а»,
- результат проверки по формулам (6,7).

Рисунок 4 – Полученные «истинные» (а) и инженерные кривые (б) из результатов индентирования стали 12Х18Н10Т.

В таблице 1 приведены значения σ_Т (определённой по формуле 5), а также предела прочности, равномерной деформации и работы равномерной деформации, которые были определены из полученных при индентировании инженерных кривых. Для сравнения даны аналогичные механические характеристики полученные из экспериментов на растяжение.

Таблица1. Механические свойства стали 12Х18Н10Т.

Образец (флюенс)	№476 (исходный)		№416 (1,4х10¹⁹)		№462 (1,3х10²⁰)
Вид испытания	растяжение	индент	растяжение	индент	растяжение	индент
Предел текучести, МПа	206,9	243,6	474,8	466,9	497,4	491,5
Предел прочности, МПа	714,2	724,9	722	725,5	766,2	765,2
Равномерная деформация, %	41,1	37,9	19,8	22	19	21,8
Работа равномерной деформации, МДж/м³	230	212	125,8	143,3	131,9	171

Как видно из таблицы, «восстановленные» механические свойства близки к полученным при испытаниях на растяжение и ошибка не превышает 20%.

Наряду с испытаниями на индентирование, в работе проводились металлографические исследования на микроскопе Neophot2 и измерения микротвердости по Виккерсу на установке ПМТ-3.

Экспериментальные результаты и их обсуждение

Первичные диаграммы индентирования шва стали ХНС-2 представлены на рисунке 5. Из диаграмм, построенных в координатах «Нагрузка (P)» – «Диаметр восстановленной лунки (d_В)» видно, что величины d_В при одинаковых нагрузках в зонах сплавления и термического влияния рядом со швом (отметка «+2»), практически совпадают.

а) б)

Рисунок 5 – Первичные диаграммы индентирования сварного шва стали ХНС-2.

Это позволяет предположить, что и механические характеристики указанных зон близки. Выдвинутое предположение подтверждается на полученных инженерных и «истинных» диаграммах, отображенных на рисунке 6:

Микроструктура недеформированного образца: 1 – Зона сплавления, 2 – Зона термического влияния («+2мм»), 3 – Зона термического влияния («+6мм»).