Распределения микротвердости

Рис. 4.13. Кривые распределения меридиональных напряжений вдоль образующей цилиндрического корпуса типов I (а) и II (б) для расчетных режимов тер-моциклического нагружения А15 А2, АЗ и А0 (соответственно кривые 1-4)

В результате расчета выявлено, что поле условных (термоупругих) напряжений в переходной зоне оболочечного корпуса зависит от особенности конструкции и уровня температурной нагрузки в соответствующем режиме нагружения. Особенности напряженного состояния в переходной зоне оболочечного корпуса отражены на кривых распределения меридиональных напряжений as вдоль образующей внешней цилиндрической поверхности.

Рис. 4.15. Подобные кривые распределения меридиональных напряжений (а) и их разма-хов (б) при термоциклическом нагружении цилиндрического корпуса типа I для характерных тепловых режимов АЗ, АЗ, AI (соответственно кривые 1, 2, 3)

Эпюры меридиональных термоупругих напряжений в тонкостенном оболочечном цилиндрическом корпусе для характерных тепловых режимов А1 — АЗ, приведенные на рис. 4.13, подобны. Это означает, что для соответствующих кривых распределения напряжений существует коэффициент подобия, с помощью которого можно получить кривую, совпадающую с базовой. Приняв, например, в качестве базовой кривую распределения меридиональных напряжений в режиме АЗ (кривая / на рис. 4.15, а), приведенные кривые напряжений для других тепловых состояний получим с помощью очевидных преобразований: (as)Ai = Кг(а5)Аз (кривая 2) и (as)Aj = К2(а5)Аз (кривая 3), где Jfj, К2 — коэффициенты подобия. Отметим удовлетворительное совпадение приведенных кривых для режимов At и А2 с базовой (для режима А3).

На основании подобия кривых распределения меридиональных термоупругих напряжений для характерных режимов термоциклического нагружения можно рекомендовать упрощенный способ суммирования температурных напряжений для приближенной оценки их размаха в опасной точке оболочечной конструкции при циклическом термомеханическом нагружении.

Рис. 4.18. Кривые распределения меридиональных as и окружных og напряжений и температуры вдоль меридиана на внешней поверхности сферического корпуса к моменту достижения теплового состояния в режиме В2 (1 - 9 - расчетные

На рис. 4.27 приведены результаты исследования термоупругого (670 °С) НДС при разных значениях радиуса переходной поверхности при R = 470 мм. Расчет выполнен для цилиндрического элемента типа I при распределении температур, соответствующем режиму A j, с помощью МКЭ. Концентрация термоупругих напряжений в этом случае возникает только на внешней поверхности, максимумы пологих кривых распределения меридиональных напряжений на внутренней поверхности находятся вне переходной зоны.

Рис. 10.18. Схемы распределения меридиональных от и окружных OQ напряжений во фланцах с конусностью I ? 5, 1 I 2,5 и 1 I 1,25 (соответственно штрихпунктирные, сплошные и штриховые линии)

Рис. 10.22. Кривые распределения меридиональных напряжений в сопряжении ступицы и кольца в окружном направлении

В результате расчета выявлено, что поле условных (термоупругих) напряжений в переходной зоне оболочечного корпуса зависит от особенности конструкции и уровня температурной нагрузки в соответствующем режиме нагружения. Особенности напряженного состояния в переходной зоне оболочечного корпуса отражены на кривых распределения меридиональных напряжений as вдоль образующей внешней цилиндрической поверхности.

Эпюры меридиональных термоупругих напряжений в тонкостенном оболочечном цилиндрическом корпусе для характерных тепловых режимов AI - А3, приведенные на рис. 4.13, подобны. Это означает, что для соответствующих кривых распределения напряжений существует коэффициент подобия, с помощью которого можно получить кривую, совпадающую с базовой. Приняв, например, в качестве базовой кривую распределения меридиональных напряжений в режиме АЗ (кривая 1 на рис. 4.15, а), приведенные кривые напряжений для других тепловых состояний получим с помощью очевидных преобразований: (os)Al = Ki(°s}A3 (кривая 2) и (о,)Лз = К2(о5)Аз (кривая 3), где Кг, К2 — коэффициенты подобия. Отметим удовлетворительное совпадение приведенных кривых для режимов А\ и Аг с базовой (для режима Л3).

Подтверждением отмеченного являются данные характера распределения микротвердости и рентгеноструктурного анализа микроискажений кристаллической решетки околошовных участков сварных соединений жаропрочной стали 15Х5М.

Рис. 4. Зависимость распределения микротвердости по глубине зоны лазерного нагрева от содержания углерода в стали.

Характер распределения микротвердости по глубине зоны лазерного нагрева примерно одинаков для всех исследованных образцов. Как показали микродюрометрические измерения (рис. 5), в первом слое наблюдается снижение микротвердости до 500— 600 кгс/мм2 (кривая 1) по сравнению с микротвердостью исходной структуры 750—850 кгс/мм2. Снижение микротвердости в первом слое связано, по-видимому, с образованием при лазерном нагреве высоколегированного аустенита, значительное количество которого сохраняется после скоростного охлаждения.

бутана и аргона микротвердость легированной зоны ниже, чем при обработке на воздухе. Это подтверждает предположение о влиянии ионизированного азота плазмы на свойства твердого раствора Fe — V. Об этом же свидетельствует и характер распределения микротвердости в плоскости поперечного сечения зоны. Максимальная твердость наблюдается в центре зоны, в направлении к периферии она постепенно снижается (т. е. в тех участках зоны, где вследствие взаимодействия с плазмой наиболее эффективно проходила диффузия азота воздуха в расплав).

наблюдаемые в виде пересекающихся полос скольжения. Эти участки характеризуются максимальным упрочнением, о чем свидетельствует кривая распределения микротвердости (см. рис. 2). При удалении на 1 мм от границы раздела слоев в стали Ст. 3 обнаруживаются длинные полосы, являющиеся, по-видимому, двойниковыми образованиями, характерными для высокоскоростной деформации материалов с ОЦК-решеткой [2].

Однако, как показывает анализ, выполненный в работе [23], кроме поверхностной опасной зоны существует еще глубинная опасная зона (рис. 1,6), которая с увеличением силы трения выходит на поверхность. Глубинная опасная зона была обнаружена при изучении свойств поверхностных слоев технически чистых металлов — меди и алюминия[24]. В тяжелых условиях трения при значительном тепловыделении на поверхности существенную роль начинают играть процессы отдыха, и кривая распределения микротвердости (которой автор характеризует напряженное состояние материала) по глубине имеет заметно выраженный максимум. Таким образом, характер распределения пластической деформации по глубине определяется сочетанием условий трения и физико-механических свойств контактирующих материалов. Положение максимума пластической деформации определяет место возникновения первичной трещины: на поверхности или на некотором расстоянии от нее.

Износ резца оказывает сильное влияние на наклеп поверхностного слоя, эффективность которого возрастает с увеличением износа. Так, с увеличением износа резца по задней поверхности от нуля до 0,3 мм глубина наклепа возросла от 128,9 до 244 мкм, а степень наклепа от 44,8 до 56,3% (рис. 3.6, г). Характер распределения микротвердости по глубине поверхностного слоя

газонасыщению образцов изготавливались косые микрошлифы, и на них проводилось измерение микротвердости на разных расстояниях от края. По полученным данным строились кривые распределения микротвердости по слою и определялась глубина газонасыщенного слоя.

Результаты металлографического исследования представлены на рис. 4 в виде типичных эпюр распределения микротвердости в плоскости шлифа, касательной к центру лунки, а также в виде изотерм в поверхностном слое лунок износа для двух типичных случаев масел с присадками (рис. 5а, б). Изотермы получены путем замера микротвердости

Используя параметры нормального закона распределения микротвердости исходного материала, измеренной с определенной

Периодическое (до 14 раз) снятие поверхностного слоя толщиной б = 0,15-=-0,2 мм через промежуток времени, за который}деформация образцов достигала 60 % (соответствует началу третьей стадии ползучести), привело к увеличению деформации разрушения более чем в 2 раза, а долговечности образцов — в 2—4 раза. Если принять, что изменение микротвердости в поверхностном слое коррелируется с накопленным в нем повреждением, то характер изменения микротвердости поверхностного слоя шлифов, вырезанных из зоны тепловой канавки и центральной полости длительно работавшего РСД турбины К-200-130 ЛМЗ, одинаков, если эти образцы взяты из зон с высокими циклически изменяющимися напряжениями. Сравнение характера распределения микротвердости образцов, вырезанных из зоны с максимальными циклически изменяющимися напряжениями и зоны, свободной от напряжений, подтверждает наличие связи микротвердости с накопленным повреждением.