RU2032162C1 - Способ определения остаточных напряжений - Google Patents

Abstract

Изобретение относится к механическим испытаниям покрытий и может быть использовано для определения остаточных напряжений, являющихся суперпозицией структурных и термических напряжений. Решение поставленной задачи осуществляют путем статического вдавливания пирамидального индентора до образования отпечатка с развивающимися от его вершин хрупкими трещинами в поперечное сечение покрытия при ортогональной ориентации диагоналей отпечатка относительно направления действия остаточных напряжений. После разгрузки измеряют геометрические параметры отпечатка, а геометрические параметры трещин измеряют раздельно в двух взаимно перпендикулярных направлениях, оценивают их топологию, определяют равновесное K_1C и эффективное K $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{эф}}{\text{1C}}$ ^ф значения вязкости разрушения соответственно параллельно и перпендикулярно действию остаточных напряжений и рассчитывают величину σ с учетом линейных размеров действительного зерна покрытия. Для построения эпюры величину остаточных напряжений определяют в нескольких точках поперечного сечения покрытия на различном расстоянии у от его внешней границы, а величину остаточных напряжений в точке, определенной из соотношения y = 0; определяют с учетом значенния K $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{эф}}{\text{1C}}$ ^ф полученного при вдавливании индентора в поверхность покрытия. 2 табл.

Description

Изобретение относится к механическим испытаниям материалов и может быть использовано для определения остаточных напряжений, являющихся суперпозицией структурных и термических напряжений, в защитных упрочняющих покрытиях с толщиной h

10^-2 мм. Способ применим для проведения испытаний в поверхностных слоях из прочных материалов, которые, в соответствии со своими характеристиками Е

200 ГПа, G

50 ГПа, G/E*

0,24 (Е* = Е(1- μ)/(1+ μ)(1-2 μ)), μ

0,3, H_μ /Е

0,01, отличаются высоким сопротивлением движению дислокаций и, как следствие, высокой склонностью к хрупкому разрушению, например, карбиды, бориды, нитриды, силициды, некоторые металлы с ОЦК решеткой (хром, молибден и т.п.).

Известен способ определения остаточных напряжений в покрытиях [1], по которому плоский образей (2х7х55 мм) с покрытием подвергают электролитическому травлению по одной плоскости (7х55). В результате уменьшения толщины покрытия на одной стороне достигают нарушение равновесия в результате чего образец деформируется путем изгиба. В процессе стравливания измеряют деформацию образца, а остаточные напряжения определяют при известном модуле Юнга с учетом регистрируемой стрелы прогиба.

Указанный способ имеет следующие недостатки.

1. Низкую точность, обусловленную изменением напряженного состояния оставшейся части покрытия при удалении части покрытия в результате стравливания.

2. Невозможностью определения остаточных напряжений с учетом действующих в покрытии структурных напряжений.

3. Низкую технологичность, обусловленную большой длительностью испытаний (≈ 4 - 8 ч) и трудностью подбора режима травления вследствие высокой коррозионной стойкости большинства слоев из высокопрочных соединений.

4. Высокую токсичность, обусловленную присутствием в составе травителя концентрированных кислот, щелочей и т.п.

По технической сути и достигаемому эффекту наиболее близким к заявляемому является способ механических испытаний (предпочтительно силикатных стекол) [2], по которому в испытуемый материал статически вдавливают острый пирамидальный индентор до образования отпечатка твердости с развивающимися от его вершин хрупкими трещинами, регистрируют усилие вдавливания и измеряют после разгрузки геометрические параметры трещин, с учетом которых определяют остаточные напряжения. Способ предусматривает проведение испытаний на двух образцах из одного и того же материала: контрольном, обработанным таким образом, чтобы в нем не содержалось остаточных напряжений, и испытуемом, обработанном по действительному режиму, который приводит к возникновению остаточных напряжений. Согласно способу испытания проводят в нескольких точках поверхности контрольного образца при ступенчатом возрастании усилия Р(Р₁ < <Р₂...< Р_n) при переходе от точки к точке, регистрируют значения усилия P_i в каждой точке испытаний и, после разгрузки, измеряют среднюю протяженность хрупких трещин у каждого отпечатка твердости (l_i), как среднее арифметическое значений длин всех возникающих трещин
l_i =

, где l_j - длина трещины от центра отпечатка;
n - количестко трещин у отпечатка.

Затем проводят статическое вдавливание индентора в нескольких точках поверхности испытуемого образца при ступенчатом возрастании усилия Р' до образования отпечатков твердости с развивающимися от его вершин хрупкими трещинами, протяженностью l_i, равной протяженности трещин на контрольном образце (l₁, l₂...l_n), регистрируют усилие Р'(P₁', P₂'...P_n'), а величину остаточных напряжений (

) находят геометрически по углу наклона прямой, описывающей соотношение

= α

, где α - безразмерная постоянная.

Недостатками указанного способа являются.

1. Непригодность способа для определения остаточных напряжений в покрытиях, обусловленная следующими причинами:
- невозможностью получения контрольного образца с поверхностным слоем без остаточных напряжений, являющихся неотъемлемой особенностью покрытий, из-за разницы физико-механических свойств поверхностных фаз и основы;
- невозможностью получения контрольного образца в виде отделенного от основы слоя, связанное с его высокой адгезией к подложке и высокой хрупкостью;
- невозможностью достижения образования отпечатка твердости с хрупкими трещинами при вдавливании индентора в поверхность тонких слоев (10^-1 - 10^-2 мм) с соблюдением условий корректности, в соответствии с которыми требования, предъявляемые к размерному фактору предусматривают выполнение следующих соотношений: при определении твердости
h = d/7 < S/10, где S - толщина слоя;
d - диагональ отпечатка твердости;
h - глубина вдавливания. (см. Глазов В.М., Вигдорович В.Н. Микротвердость металлов. М., Металлургиздат, 1962, с. 39, 52).

Тогда, при хрупком разрушении с учетом максимального значения отношения с/a 6, где а = d/2. (см. Evans A.G., Charles E.A. Fracture toughness determinations by indentation. J.Amer. Ceram. Soc. - 1976, v. 59, N 718, р. 371-372.

с < 2,1S, где с - протяженность радиальной полудисковой трещины.

2. Низкая точность, обусловленная принятым допущением об одинаковой кинетике роста хрупких трещин при вдавливании индентора на контрольном и испытуемом образце, подчиняющаяся закону: c^3/2≈ α˙Р/К_1С, где с - протяженность трещин, измеренная от центра отпечатка (см. Lawn B.R., Marshall D.B. Hasdness, toughness aud britles: An indentation analysis//J.Amer. Ceram. Soc. - 1979. - 62, N 7/8 - р. 347-350.

Известно (см. Niihara K. , Morena R., Hasselman D.P.H. Evaluation of stress intensity factor of brittle solids by the indentation method with low crack-to-indent ration. J.Mater. Sci.Lett.- 1982, v 1, N 1, р. 13-16. что такая зависимость адекватно описывает кинетику роста только длинных (с/a

2,5-3,0, где а = d/2) радиальных трещин, представляющих собой полудиск, проходящий через центр отпечатка твердости и образующихся, как правило, при относительно высоких нагрузках Р. Для коротких (с/a

2,5-3,0) радиальных трещин Палмквиста, имеющих форму сегментов, касающихся противоположных вершин отпечатка, у которых высота меньше глубины отпечатка, кинетика роста описывается другим соотношением
l^1/2 ~ β

, где l - протяженность трещины Палмквиста, которая геометрически равна (с - а);
Н - твердость;
β≠α - безразмерные постоянные.

Невозможностью реализации всех объектов, например, кристаллических материалов одинакового структурного состояния в контрольном (без

) и испытуемом (в присутствии

) образцах, так как появление остаточных напряжений обычно связано с термическими и/или механическими воздействиями, при которых, возможно протекание фазовых превращений и структурных эффектов (например, изменение формы и размеров зерен).

3. Высокая трудоемкость способа, обусловленная необходимостью проведения испытаний в большом количестве точек на двух образцах для графического построения зависимости.

Таким образом, существующий уровень техники не позволяет корректно определять остаточные напряжения при реализации контактного разрушения, достигаемого в процессе вдавливания индентора.

Задачей предлагаемого решения является расширение функциональных возможностей способа и повышения его точности за счет учета структурного состояния слоя и топологии образущихся трещин при локальном испытании покрытий из высокопрочных кристаллических материалов.

Сущность изобретения заключается в том, что в известном способе, по которому в испытуемый материал статически вдавливают пирамидальный индентор до образования отпечатка твердости с развивающимися от его вершин хрупкими трещинами, регистрируют усилие вдавливания и измеряют после разгрузки геометрические параметры трещин, с учетом которых определяют остаточные напряжения, согласно изобретению индентор вдавливают в поперечное сечение покрытия при ортогональной ориентации диагоналей отпечатка относительно направления действия остаточных напряжений, измеряют после разгрузки геометрические параметры отпечатка, а геометрические параметры трещин измеряют раздельно в двух взаимно перпендикулярных направлениях, оценивают их топологию и, с учетом проведенных измерений, определяют равновесное (К_1С) и эффективное (К_1С ^эфф) значения вязкости разрушения соответственно параллельно и перпендикулярно направлению действия остаточных напряжений, а величину остаточных напряжений рассчитывают из соотношения

=

, где D - линейный размер действительного зерна в покрытии.

Кроме того, остаточные напряжения по сечению толстых покрытий определяют с учетом эффективных значений вязкости разрушения (К_1С ^эфф), которые оценивают в нескольких точках поперечного сечения покрытия на различном расстоянии (y) от его внешней границы, а величину остаточных напряжений в нулевой точке (y= 0) определяют с учетом значения К_1С ^эфф, полученного при вдавливании индентора в поверхность покрытия.

При подготовке заявки авторами проведены исследования по патентной и научно-технической литературе.

Известен способ механических испытаний (A.G.Evans, E.A.Charles. Fracture tough- ness determination by indentation J.Amer. Ceram/Soc. - 1976, v 59, N 7/8, р. 371-372), включающий измерение геометрических параметров отпечатка пирамидального индентора в сочетании с измерением геометрических параметров трещин с целью определения вязкости разрушения К_1С хрупких материалов. Однако, известное для массивных материалов решение не может привести к решению поставленной в предлагаемом изобретении задачи, так как проводится не в сочетании со статическим вдавливанием индентора в поперечное сечение покрытия при ортогональной ориентации диагоналей отпечатка относительно направления действия остаточных напряжений и определения значений вязкости разрушения (К_1С, К_1С ^эфф) с учетом геометрических параметров трещин, развивающихся от вершин отпечатка твердости соответственно параллельно и перпендикулярно направлению действия остаточных напряжений, определением по этим параметрам равновесного К_1С и эффективного К_1С ^эфф значений вязкости разрушения и расчетом величины остаточных напряжений из соотношения:

=

, где D - линейный размер действительного зерна в покрытии.

Известен способ механических испытаний массивных материалов (Niihara K. , Morena R., Hasselman D.P.H. Evaluation of stress intensity factor of brittle solids by indentation method with low crack-to-indent ration. J.Mater. Sci. Lett 1982, v 1, N 1, р. 13-16). учитывающий топологию образующихся трещин у вершин отпечатка твердости при статическом вдавливании пирамидального индентора в поверхность высокопрочных материалов с целью повышения точности определения характеристик вязкости разрушения (К_1С). Однако известное решение в массивных материалах не может привести к решению поставленной в предлагаемом изобретении задачи, так как проводится в сочетании с измерением средних геометрических размеров всех трещин, развивающихся от вершин отпечатка твердости, полученном при статическом вдавливании индентора в поверхность материала, а не в сочетании со статическим вдавливанием индентора в поперечное сечение покрытия при ортогональной ориентации диагоналей отпечатка относительно направления действия остаточных напряжений, определение значений вязкости разрушения (К₁₀, К_1С ^эфф), с учетом геометрических параметров пар трещин, развивающихся от вершин отпечатка твердости соответственно параллельно и перпендикулярно направлению действия остаточных напряжений и расчетом по этим значениям величины остаточных напряжений из соотношения

=

, где D - линейный размер действительного зерна покрытия.

Известен способ определения остаточных напряжений при контактном разрушении в процессе вдавливания пирамидального индентора (см. Ю.В.Колесников, Е. М. Морозов. Механика контактного разрушения. М., Наука, 1989, с. 126-127), в соответствии с которым величину остаточных напряжений определяют по значениям коэффициентов интенсивности напряжений у вершины трещины (КИН) К из соотношения

= K_R/l^1/2, где l - половина длины двумерной полудисковой хрупкой трещины (2l), подверженной действию остаточных напряжений (

);
К_R - коэффициент интенсивности напряжений у вершины трещины, определяемый из соотношения: K_c = K_R + K_l, где К_с - результирующее значение КИН у вершины трещины, возникающей под действием прилагаемых при испытаниях напряжений и остаточных напряжений в материале;
К_l - равновесное значение КИН у вершины трещины под действием только прилагаемых при испытании напряжений.

Однако известное решение не может привести к решению поставленной в предлагаемом изобретении задачи, так как требует проведения испытаний с получением одинаковой длины трещины, достигаемой при различных нагрузках Р, в двух образцах, один из которых (контрольный) не содержит остаточных напряжений. Известно, что применительно к покрытиям, отличающихся по физико-механическим свойствам от основы, получение одинакового по структурному состоянию с испытуемым образцом контрольного образца без действующих остаточных напряжений невозможно.

Эквивалентность размера зерна (D) критической длине хрупкой трещины (2l), которая необходима для расчета остаточных напряжений из соотношения

= K_R/l^1/2 при статическом вдавливании индентора в поверхность поликристаллических массивных материалов известна (Lawn B.R., Evans A.G. A model for crack initiation in elastic, plastic indentation fields. J.Mates. Sci., 1977, 12, p. 2195-2199; Evans A.G., Wilshaw T.R. Quasi-static solid damage in brittle solids. Acta Met. 1976, v 24, N 10, р. 939-956.

Однако, известное решение не может привести к решению поставленной в предлагаемом изобретении задачи, так как используется для определения условий корректности испытаний (Р > Р_кр), при которых достигается инвариантность экспериментально полученных по длине трещин (l) значений вязкости разрушения (К_1С) от нагрузки (Р).

Определение линейного размера действительного зерна, т.е. зерна, которое образуется при принятых условиях обработки, известно (Металловедение и термическая обработка стали. Справочник. т. 1, - М.: Металлургия, 1983, с. 32-43) для количественного изучения кристаллической структуры материалов. Однако известное решение не может привести к достижению поставленной в предлагаемом изобретении задачи, так как проводится не в сочетании с определением значений К_1С и К_1С ^эфф и определением остаточных напряжений из соотношения

=

, где D - линейный размер действительного зерна покрытия.

Известен способ механических испытаний (А.В.Бякова, В.Г.Горбач, А.А. Власов, И. П. Сазонов. Влияние шлифования на прочностные свойства боридных покрытий. Сверхтвердые материалы, 1988, N 2, с. 61-64), включающий статическое вдавливание индентора в поперечное сечение покрытия до образования отпечатка твердости с развивающимися от его вершин хрупкими трещинами в нескольких точках на различном расстоянии (y) от его внешней границы с целью определения распределения вязкости разрушения (К_1С) по толщине покрытия. Однако известное решение не может привести к решению поставленной в предлагаемом изобретении задачи, так как проводится в сочетании с регистрацией средних геометрических параметров всех трещин, развивающихся от вершин отпечатка твердости, а не в сочетании ортогональной ориентацией отпечатка твердости относительно направления действия остаточных напряжений, определение значений К_1С и К_1С ^эфф соответственно параллельно и перпендикулярно направлению действия остаточных напряжений, с учетом топологии и геометрических параметров пар трещин, развивающихся от вершин отпечатка твердости в двух взаимно перпендикулярных направлениях, определения критической длины хрупкой трещины (с) и расчета остаточных напряжений из соотношения

=

, где D - линейный размер действительного зерна покрытия.

Известен способ механических испытаний покрытий (Spies H.J. Zahigkeit von Nitier- schichten auf Eisenwerkstoffen. Harterei technische Mitterlungen, 1986, 41, N 6, 365-369). включающий статическое вдавливание индентора в поверхность (y=0) толстых (≈ 10^-1 мм) азотированных слоев до образования отпечатка твердости с развивающимися от его вершин хрупкими трещинами, регистрацию усилия вдавливания и измерение геометрических параметров трещин, с целью определения вязкости разрушения (К_1С). Однако известное решение не может привести к решению поставленной в предлагаемом изобретении задачи, так как не позволяет получить равновесное значение вязкости разрушения (К_1С) и не проводится в сочетании с расчетом остаточных напряжений из соотношения

=

, где D - линейный размер действительного зерна покрытия.

Таким образом, считаем, что предлагаемое решение содержит новые признаки:
- проведение статического вдавливания индентора в поперечное сечение покрытия при ортогональной ориентации диагоналей отпечатка относительно направления действия остаточных напряжений;
- определение равновесного (К_1С) и эффективного (К_1С ^эфф) значений вязкости разрушения с учетом топологии и геометрических параметров пар трещин, развивающихся от вершин отпечатка твердости соответственно параллельно и перпендикулярно направлению действия остаточных напряжений, полученных при статическом вдавливании индентора в поперечное сечение покрытия при ортогональной ориентации диагоналей отпечатка относительно направления действия остаточных напряжений;
- расчет величины остаточных напряжений из соотношения:

=

, где D - линейный размер действительного зерна покрытия, в сочетании с определением равновесного (К_1С) и эффективного (К_1С ^эфф) значений вязкости разрушения с учетом топологии и геометрических параметров пар трещин, развивающихся соответственно параллельно и перпендикулярно направлению действия остаточных напряжений и определением критической длины хрупкой трещины с учетом кристаллической структуры покрытия по действительному размеру зерна;
- определение эффективного значения вязкости разрушения (К_1С ^эфф) в нескольких точках поперечного сечения покрытия на различном расстоянии (y) от его внешней границы и оценка значения К_1С ^эфф в нулевой точке (y = 0) при вдавливании индентора в поверхность покрытия с учетом топологии и геометрических параметров трещин, развивающихся от вершин отпечатка твердости перпендикулярно направлению действия остаточных напряжений в сочетании с определением равновесного значения вязкости разрушения (К_1С) с учетом топологии и геометрических параметров пар трещин, развивающихся от вершин отпечатка твердости параллельно направлению действия остаточных напряжений, полученных при статическом вдавливании индентора в поперечное сечение покрытия при ортогональной ориентации диагоналей отпечатка относительно направления действия напряжений; и обеспечивает получение нового технического эффекта - позволяет определить остаточные напряжения (

) и/или эпюру их распределения по сечению покрытия, за счет проведения статического вдавливания индентора в поперечное сечение покрытия при ортогональной ориентации диагоналей отпечатка твердости относительно направления действия

, в результате чего оказывается возможным определение равновесного К_1С (учитывающего действительное структурное состояние слоя) и эффективного К_1С ^эфф(учитывающего действительное структурно-напряженное состояние слоя) значения вязкости разрушения и повысить точность способа за счет реализации одинакового механизма разрушения всех трещин по типу 1 (нормальный отрыв), сохранения одинакового структурного состояния слоя (проведение испытаний на одном образце), учета топологии трещин, являющихся исходным экспериментально-регистрируемым значением для определения К_1С.

Поэтому предполагаемое решение может быть признано соответствующим критерию "изобретательский уровень".

Заявляемый способ реализуют следующим образом. Испытания проводят на образцах с покрытиями, в которых за счет образования морфологической текстуры, а также в результате термических и/или механических воздействий возникают остаточные напряжения при реализации плоско напряженного состояния; например, на плоских образцах с двумя параллельными плоскостями, на которые нанесено покрытие. В поперечном сечении такого образца изготавливают металлографический шлиф путем сошлифовки части материала на абразивном круге или бумаге и последующей полировке, например, алмазными пастами.

Предварительно до проведения механических испытаний в поперечном сечении покрытий по общепринятой методике (см., например, ГОСТ 5939-65, Металловедение и термическая обработка сталей. Справочник. Под ред. М.Л.Бернштейна, А. Г.Рахштадта. М., Металлургия, 1983, т. 1, с. 32-43) измеряют линейный размер действительного зерна. Выявление зеренной структуры и ее исследование проводят любым известным в металлографическом анализе методом. Например, часть полированной поверхности поперечного сечения покрытия подвергают химическому травлению реактивами, а затем исследуют на оптических металлографических микроскопах типа "Neophot", структурных микроскопах-анализаторах типа "Эпиквант" и т.п. при увеличениях 1500-2000 раз. Количественные измерения в мелкозернистых покрытиях с линейными размерами кристаллитов меньше 1 мкм осуществляют на изломах, изготовленных из части испытуемого образца, которые изучают на растровых электронных микроскопах. В качестве линейного размера действительного зерна используют:
- при равноосной полиэдрической структуре покрытия - средний диаметр зерен (D = D_ср);
- при столбчатой структуре покрытия средний поперечный диаметр зерен, измеренный в направлении их короткой оси (D = D_min).

Затем на нетравленной части поперечного сечения покрытия проводят вдавливание индентора до образования отпечатка твердости с развивающимися от его вершин хрупкими трещинами и регистрируют усилие вдавливания Р. Механические испытания осуществляют на стандартных микротвердомерах типа ПМТ-3 или металлографических микроскопах, например, микроскопе "Neophot", оснащенном соответствующей приставкой для испытаний на микротвердость. Для испытаний используют нагрузки Р > Р_кр, при которых хрупкие трещины развиваются от вершин отпечатка твердости в двух взаимно перпендикулярных направлениях, а их протяженность превышает размер действительного зерна покрытия. В процессе испытания образец располагают таким образом, чтобы на полученном при вдавливании индентора отпечатке твердости диагонали были ориентированы ортогонально действующим остаточным напряжением (

), например, на плоском образце ортогонально внешней поверхности. При такой ориентации все образующиеся хрупкие трещины являются трещинами нормального отрыва (тип I), у которых смещение берегов происходит под действием нормальных напряжений. При этом развитие пары трещин, распространяющихся вдоль направления действующих остаточных напряжений (

), контролируется нормальным напряжением (σ_о), возникающим при вдавливании индентора под нагрузкой Р. Развитие пары трещин, распрост- раняющихся перпендикулярно направлению действия

, контролируется нормальным эффективным напряжением (σ^э), являющимся суммой напряжений σ_o и

.

При несоблюдении условий ортогональности, когда диагонали отпечатка твердости ориентированы по отношению к направлению действующих остаточных напряжений (

) под углом α, распространение обеих пар трещин происходит при реализации смешанного механизма разрушения: нормального отрыва (тип I) и поперечного сдвига (тип II). В этом случае нормальный отрыв происходит под действием нормального эффективного напряжения (σ^э), которое является суммой нормального напряжения испытания (σ_о) и нормальной составляющей (

) остаточного напряжения (

), а поперечный сдвиг - под действием касательной составляющей (

) остаточного напряжения (

). Нарушение условий ортогональности не позволяет точно определить равновесное и эффективное значение вязкости разрушения по типу I (К_1С) в связи со следующими причинами:
1 - искажение истинной протяженности обеих пар трещин при смешанном механизме разрушения под действием нормальной (σ^э) и касательной (τ) составляющих;
2 - зависимостью вклада нормальной и касательной составляющих от ориентации отпечатка;
3 - отклонением направления распространения трещин от направления диагоналей отпечатка на угол θ, который возникает при произвольной ориентации трещин по отношению к направлению действия внешних напряжений (

) (Механика разрушения и прочность материалов. Справочное пособие. Под общей ред. В.В. Панасюка. т.I, Киев, Наукова думка. 1988, с. 105-111).

После статического вдавливания и разгрузки производят измерение геометрических параметров отпечатка твердости и трещин. Измерение проводят на металлографических микроскопах типа МИМ-9 и "Neophot-21" при увеличениях 1600-2000 раз. Среднюю длину диагонали отпечатка твердости определяют как среднее арифметическое измерений двух диагоналей: d = (d₁ + d₂)/2. Далее измеряют протяженность трещин от центра отпечатка (с) и определяют среднюю длину пар трещин распространяющихся соответственно параллельно и перпендикулярно направлению действия остаточных напряжений (

) как среднее арифметическое измерений двух трещин, развивающихся вдоль одного направления: параллельно с'' = (c₁ + c₂)/2, перпендикулярно с' = (c₁ + c₂)/2.

Для каждой из пар трещин оценивают их топологию на основании отношения с/a (где а - половина длины диагонали отпечатка): параллельно с''/a, перпендикулярно с'/a.

В соответствии со значением отношения с/a принимают: трещины с c/a

2,5-3,0 за радиальные полудисковые трещины, а трещины с с/a

2,5-3,0 за радиальные трещины Палмквиста.

На основании полученных результатов и с учетом топологии хрупких трещин определяют значения вязкости разрушения:
- равновесное - К_1С по трещинам, развивающимся параллельно направлению действия

;
- эффективное - К_1С ^эфф по толщинам, развивающимся перпендикулярно направлению действия

.

Расчет значений вязкости разрушения (К_1С) производят по эмпирическим формулам, вид которых выбирается в зависимости от топологии трещин:
- для радиальных трещин полудисковых

=0,129 (c/a)^-3/2 (1)
- для радиальных трещин Палмквиста

=0,035 (l/a)^-1/2 (2), где Ф - коэффициент стеснения;
Н - твердость;
а - половина длины диагонали отпечатка твердости;
Е - модуль Юнга;
с - средняя протяженность трещины от центра отпечатка;
l - средняя протяженность трещин от вершины отпечатка (геометрически l = c - а).

(см. Niihara K., Morena R., Hasselman D.P.H. Evaluation of stress intensity factor of brittle solids by the indentation method with low crack - to - indent ration. J.Mater. Sci. Lett. - 1982, v 1, N 1, р. 13-16).

Определение вязкости разрушения без учета топологии трещин нецелесообразно, так как, если все трещины оценивать как радиальные полудисковые трещины, для которых справедлива формула 1, ошибка в определении К_1C достигает 42% с/а = 1,5 (табл. 1).

Затем рассчитывают величину остаточных напряжений

=

, где D - линейный размер действительного зерна испытуемого покрытия.

Проведение расчета

без учета топологии хрупких трещин нецелесообразно, так как снижает точность способа, которая определяется точностью определения К_1С. В случае, когда обе пары образующихся трещин являются трещинами Палмквиста, а расчет К_1С проводят по формуле 1 для полудисковых трещин относительная ошибка составляет 83-94% (табл. 1). В случае, когда одна пара трещин является радиальными полудисковыми, а вторая трещинами Палмквиста, расчет К_1С по формуле 1 для обеих пар трещин приводит к ошибке 28-49% (табл. 1).

Кроме того, при построении эпюры распределения остаточных напряжений по сечению толстых (более 10^-2 мм) покрытий статическое вдавливание индентора проводят в нескольких точках поперечного сечения на различном расстоянии (y) от его внешней границы. При этом точки приложения усилия выбирают таким образом, чтобы расстояние между центрами отпечатка в направлении действия остаточных напряжений составляло более 2с'' (где с'' - длина хрупкой трещины вдоль направления действия

).

Измерение линейных размеров действительного зерна, выбор и регистрацию усилия, ориентацию индентора, измерение геометрических параметров отпечатка твердости и хрупких трещин, оценку топологии трещин, определение К_1С, К_1С ^эфф в каждой точке испытания и расчет

проводят так, как описано выше. Для определения К_1С ^эфф и расчета

в нулевой точке (y=0) изготавливают шлиф на поверхности покрытия. Затем в поверхность покрытия производят статическое вдавливание индентора до образования отпечатка твердости с развивающимися от его вершин хрупкими трещинами и регистрируют усилие вдавливания. Выбор усилия проводят с учетом соблюдения геометрических требований: с < 2,1S, где с - протяженность хрупкой трещины; S - толщина покрытия.

Протяженность хрупкой трещины измеряют от центра отпечатка и определяют как среднее арифметическое измерения всех длин трещин, образующихся у отпечатка.

На основании полученных результатов строят эпюру распределения остаточных напряжений по сечению покрытия, где по оси абсцисс откладывают значение y, а по оси ординат соответствующее этой точке полученное значение

.

П р и м е р 1. Для проведения испытаний приготовили образец из ниобиевого сплава НЦУ в виде параллелепипеда с размерами 2 х 10 х 15. Изготовленный образец был подвергнут вакуумному газофазному силицированию при температуре 1250^оС в течение 8 ч. Толщина образовавшегося покрытия NbSi₂ приведена в табл. 2. Из образца с покрытием по общепринятой методике изготовили поперечный шлиф путем шлифовки и последующей полировки алмазными пастами. Затем 1/3 шлифа подвергли химическому травлению смесью плавиковой и азотной кислот взятых в соотношении 1:1. После выявления зеренной структуры покрытие исследовали на микроскопе "Neophot-21" при увеличении 2000 раз. В результате исследований обнаружили, что покрытие состоит из столбчатых зерен, ориентированных длинной осью перпендикулярно поверхности. С использованием методов количественной металлографии были измерены средние линейные размеры зерен покрытия, которые составляли 2 х 8 мкм. Затем на нетравленной части поперечного сечения покрытия было произведено статическое вдавливание стандартной пирамиды Виккерса так, что диагонали ее отпечатка были ориентированы ортогонально поверхности образца, вдоль которой действуют образовавшиеся остаточные напряжения. При испытаниях использовали нагрузку Р = 0,12 Н, при которой длина образующихся трещин, составляющая 9,5-11,5 мкм, превышала поперечный размер действительного зерна (2 мкм). Статическое вдавливание проводили в 30 полях зрения на расстоянии 50 мкм от поверхности. После испытаний геометрические параметры отпечатков и образовавшихся от их вершин хрупких трещин измеряли на металлографическом микроскопе "Neophot-21" при увеличении 2000 раз. Для каждого отпечатка среднюю длину диагонали (d) определяли как среднее арифметическое измерений двух диагоналей d = (d₁ + d₂)/2. Протяженность трещин измеряли от центра каждого отпечатка раздельно в двух взаимно перпендикулярных направлениях ( перпендикулярно и параллельно поверхности). Длину каждой трещины определяли как среднее арифметическое измерений двух трещин вдоль каждого из выбранных направлений: параллельно поверхности c''= (c₁+c₂)/2, перпендикулярно поверхности с'= (c₁+c₂)/2. Для каждой из пар трещин по отношению с/a (a=d/2) оценивали их топологию. Так как определенное значение с/a не превышало 2 (табл. 2), образовавшиеся трещины были отнесены к трещинам Палмквиста. Затем по результатам измерений каждой пары трещин рассчитывали равновесное К_1С (параллельно поверхности) и эффективное К_1С ^эфф (перпендикулярно поверхности) значе- ния вязкости разрушения. Для расчета вязкости разрушения использовали принятую для трещин Палмквиста эмпирическую зависимость:

=0,035 (l/a)^-1/2, где К_1С - вязкость разрушения;
Ф - коэффициент стеснения (1,8 ≅ Ф ≅ 3,0);
Н - микротвердость, которую определили по длине диагонали отпечатка;
а - половина длины диагонали отпечатка;
Е - модуль Юнга (приведен в табл. 2);
l - средняя длина трещин, измеренная от вершины отпечатка, которая геометрически равна (с-а) .

Затем по всем полученным для каждого отпечатка твердости значениям вязкости разрушения определили средние значения К_1С и К_1С ^эфф.

После этого рассчитали среднее значение остаточного напряжения

, являющегося суперпозицией структурного и термического напряжений, из выражения:

= (K_1C-K $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{эф}}{\text{1C}}$ ^ф)/(D/2)^1/2, где D - линейный размер действительного зерна, измеренный параллельно поверхности (2 мкм).

Результаты измерений и проведенных расчетов сведены в табл. 2.

П р и м е р ы 2, 3. Для проведения испытаний изготовили 2 образца из стали 12Х18Н10Т в виде параллелепипедов с размерами 5х10х20 мм. На изготовленные образцы по стандартным технологическим режимам, используемым при конденсации с ионной бомбардировкой (метод КИБ) были нанесены ионно-плазменные покрытия нитрида титана TiN. Толщина нанесенных слоев приведена в табл. 2. После нанесения покрытий в средней части образцов на поверхности с размерами 10х20 мм делали пропил параллельно грани параллелепипеда с размерами 5х10 мм и разламывали каждый образец на две части. Изготовленный таким образом излом покрытий исследовали на электронном микроскопе-анализаторе "Сamscan". Измеренные в покрытии линейные размеры действительных зерен приведены в табл. 2. Затем из оставшихся частей образцов изготовили поперечные шлифы так, как это было описано в примере 1. Нетравленные поперечные шлифы покрытий были подвергнуты испытаниям с проведением последующих измерений и расчетов так, как это было описано в примере 1 за исключением того, что статическое вдавливание осуществляли на приставке для измерения микротвердости, установленной на микроскопе "Neophot-21".

Расстояние от поверхности (y), на котором было проведено статическое вдавливание, и используемые нагрузки, при которых образовавшиеся трещины превышали размеры зерен, приведены в табл. 2. Для определения распределения остаточных напряжений по сечению покрытия в образце 3 статическое вдавливание проводили на различном расстоянии от поверхности. При испытаниях на каждом уровне наносили по 30 отпечатков с трещинами. Для определения значения остаточного напряжения в нулевой точке (y = 0) на поверхности образца 3 изготавливали шлиф, на который наносили отпечатки микротвердости так, как описано в примере 1. Отпечатки ориентировали диагоналями ортогонально ребрам образца. Длину трещин определяли как среднее арифметическое четырех трещин, образовавшихся у всех вершин отпечатка микротвердости. Результаты испытаний сведены в табл. 2.

Таким образом, по-сравнению с известным, предлагаемое решение позволяет:
1 - с использованием процесса контактного разрушения определить значения остаточных напряжений в любой части покрытия и/или построить эпюру распределения остаточных напряжений по сечению покрытия с учетом структурного состояния образующихся слоев;
2 - определить значения полных остаточных напряжений, являющихся суперпозицией термических и структурных (опре- деляемых формой зерна) напряжений;
3 - повысить точность определения остаточных напряжений за счет учета топологии образующихся у вершин отпечатка твердости хрупких трещин;
4 - снизить трудоемкость за счет уменьшения количества испытаний и отсутствия графических построений для определения остаточных напряжений.

Claims (2)

1. СПОСОБ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ, по которому в испытуемый материал статически вдавливают пирамидальный индентор до образования отпечатка с развивающимися от его вершин хрупкими трещинами, регистрируют усилие вдавливания и измеряют после разгрузки геометрические параметры трещин, с учетом которых определяют остаточные напряжения, отличающийся тем, что индентор вдавливают в поперечное сечение покрытия при ортогональной ориентации диагоналей отпечатка относительно направления действия остаточных напряжений, измеряют после разгрузки геометрические параметры отпечатка, а геометрические параметры трещин измеряют раздельно в двух взаимно перпендикулярных направлениях, оценивают их топологию и с учетом проведенных измерений определяют равновесие K_{1 c} и эффективное K $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{эф}}{\text{1C}}$ ^ф значения вязкости разрушения соответственно параллельно и перпендикулярно направлению действия остаточных напряжений, а величину

остаточных напряжений рассчитывают из соотношения

где D - линейный размер действительного зерна в покрытии.

2. Способ по п.1, отличающийся тем, что эффективные значения вязкости разрушения определяют в нескольких точках поперечного сечения покрытия на различном расстоянии Y от его внешней границы, а величину остаточного напряжения в точке, определяемой из условия Y=0, определяют при вдавливании индентора в поверхность покрытия.

Images