1310
.pdfвенных строительных конструкциях [116]. В частности, низколеги рованная феррито-перлитная сталь с нитридами ванадия для сварных металлических конструкций 14Г2АФ имеет коэффициент вязкости 2.4 -г- 3,2, что резко выделяет ее способность сопротивляться микросколу среди других конструкционных сталей.
Полезность установленной корреляционной связи станет еще бо лее наглядной, если представить графически зависимость R wc и К в
от уровня прочности стали, поскольку возникает возможность про гнозировать оценки требуемых значений 7?мо и Кв для тех уровней
прочности, которые еще не достигнуты в сталях массового примене ния. Из рис. 8.13 видно, что с повышением прочности (предела те кучести ат) стандартные характеристики вязкости ф и ан снижают ся, тогда как К в имеет четкую тенденцию к стабилизации на уровне
1.4 -г- 1,5. Как видим, практическое применение имеют материалы, для которых их запас вязкости Кв составляет не менее 1,4 ч- 1,5. Такое значение Кв следует считать предельно допустимым уровнем
для сталей с высоким уровнем прочности, если нужно сохранить до статочный запас пластичности. Но для этого одновременно с повы шением прочности необходимо и пропорциональное увеличение Лыс (рис. 8.13). Средства повышения 7?мс для различных сталей рассмат ривались в § 6.5.
Используя расчетные значения К в и табличные данные для удар
ной вязкости, можно построить корреляционную зависимость для типичных конструкционных сталей, однако разброс параметров в этой зависимости таков, что делает ее малопригодной для практиче ских целей (рис. 8.14). Это становится понятным, если учесть сильное влияние показателя упрочнения п на предельную локальную дефор мацию при ударных испытаниях надрезанных образцов — при п >» > 0,25 температурная зависимость ан имеет пороговый характер, тогда как Кв всегда изменяется с изменением температуры только
плавно. По этой же причине формула (8.33) для расчета Дмс по ф пригодна лишь при условии, что рабочие температуры достаточно далеки от температуры хрупко-вязкого перехода, где наблюдается резкий спад ф. Это обстоятельство, однако, не ограничивает возмож ностей расчета 7?м0 по (8.33), поскольку температуры хрупко-вязко го перехода при одноосном растяжении для всех конструкционных сталей находятся заведомо ниже предельных климатических темпе ратур эксплуатации изделий (—60 ----- 70 °С). Что касается специ фических изделий криогенной техники, то для них обычные кон струкционные материалы не применяются и проблемы их силовой надежности выходят за рамки настоящей монографии.
0
191
Г Л А В А 9
МИКРОСКОЛ В УСЛОВИЯХ КОНЦЕНТРАЦИИ НАПРЯЖЕНИЙ
§ 9.1. Концентраторы напряжений — основной фактор повышения жесткости напряженного состояния
Преимущества коэффициента Кв как характеристики вязкости
металла, перед традиционными показателями этого свойства наибо лее полно проявляются при анализе обстоятельств зарождения раз рушения в местах изделий, находящихся в жестком напряженном состоянии (ЖНС), где / > 1. С помощью коэффициента К в условие
микроскола в ояаге разрушения формулируется весьма просто и ла конично: Кв = j (3.9). При одноосном растяжении, когда j = 1,
микроскол возможен только в тривиальной ситуации, при уменьше нии коэффициента Кв до 1, например, в результате понижения тем
пературы. Именно этот случай используется в основной методике •определения сопротивления микросколу # мс. На практике никогда не бывает К в ^ 1, поэтому больший интерес представляет исследова
ние закономерностей зарождения микроскола в условиях повышен ной жесткости (/ >►1). Заметим, в напряженных состояниях с одно родной эпюрой напряжений весьма непросто создать большую ЖНС, так как практически трудно реализовать схему нагружения с трех осным растяжением. Плоское напряженное состояние никогда не бы вает достаточно жестким. При двухосном равномерном растяжении (а, = а2; а3 = 0) интенсивность напряжений о* такая же, как и при
одноосном растяжении (2.31), поэтому жесткость в этих двух разных видах напряженного состояния одинакова: / = 1. При неравномер ном двухосном растяжении (например, труба под давлением: а, = = 2а2; а3 = 0) жесткость также близка к единице: / = 1,15. Здесь проявляются недостатки применяемого параметра жесткости в виде коэффициента j = Cj/oi, согласно которому условия текучести при
одноосном и равномерном двухосном растяжениях не различаются, хотя в действительности это не всегда так [10]. Однако следует отме тить, что указанный парадокс возникает лишь в рамках классиче ских критериев текучести (ст, = ат). Как было показано в § 2.4, •согласно представлениям, вытекающим из физической модели текучес ти в СНС, такое совпадение отсутствует, а именно, вследствие уста новленной связи между структурными факторами металла и соответ ствующими инвариантами тензора напряжений, при двухосном рас тяжении условия текучести облегчены (рис. 2.10, и 2.11), что означает снижение /Эфф в сравнении с одноосным растяжением. Казалось бы, что в таком случае для полухрупких материалов (%*<
192
Т а б л и ц а Ориентировочные значения ЖНС вблизи различных дефектов [58]
Вид и форма дефекта |
е |
°1 шах |
Jmax — 1 а. |
||
Концентраторы с радиусами закругления, в два |
раза превы- |
1,15 |
тающими толщину металла |
|
|
Сферические поры |
|
1,10 |
Цилиндрические одиночные поры (свищи) |
|
1,27 |
Металл промежутков между двумя близко расположенными |
1,45 |
|
цилиндрическими порами |
|
|
Эллипсоидальные шлаковые включения с большим диаметром |
|
|
2t и радиусом закругления р: |
|
1,3 |
при t/p < 10 |
|
|
при t/p < 400 |
|
1,7 |
при t/p-*-oo |
|
2,Ьб |
Длинные дефекты в виде внешних глубоких двухсторонних |
2,6 |
|
выточек с минимальным сечением 2а при а/р > |
10 |
|
Выступы в виде усилений сварных швов |
|
1,4 |
<С 1) может наблюдаться некоторый пластифицирующий эффект двух осного растяжения, но в действительности склонность к охрупчи ванию стали при двухосновном растяжении проявляется сильнее, чем при одноосном, поскольку еще в большей степени, чем /Эфф, снижа ется i?MC (см. § 3.2). Поэтому температура хрупкого перехода для равномерного двухосного растяжения оказывается более высокой, чем при одноосном растяжении [10] (рис. 3.3). Таким образом, в от личие от подходов классической механики в условиях текучести про являет себя более сложная эффективная ЖНС /Эфф = ]ка (2.49), за
висящая не только от компонентов тензора напряжений, но и от структурных параметров металла. Отмеченные эффекты влияния струк туры на ЖНС являются новыми и почти не изученными, поэтому в дальнейшем не будем уточнять характер ЖНС вблизи рассматривае мых дефектов и анализ задач будем проводить в рамках представле ний классической механики напряженного состояния металлов.
Важные ситуации повышения ЖНС возникают в резко неоднород ных силовых полях вблизи концентраторов напряжений. Локальные возмущения силовых полей, создаваемые различными конструктив ными элементами (отверстия, выточки, галтели, резьбы и т. п.), неиз бежно сопровождаются повышением ЖНС, причем степень этого по вышения зависит от геометрических параметров источника возмуще ния и может достигать весьма заметных размеров. Особенно сильно j
увеличивается вблизи острых трещиноподобных дефектов. Л. А. Копельман [58-] привел данные по ЖНС некоторых типичных дефектов, наблюдаемых в сварных элементах конструкций (таблица), из кото рой видно, что иногда уровень жесткости может достигать весьма значительных размеров 2—2,5.
Проанализируем подробнее напряженные состояния, приведенные Л. А. Копельманом для острых трещин, для того, чтобы в последую щем были более ясны физические предпосылки предупреждения хруп
кости |
изделий с дефектами. |
13 4 -2 9 6 6 |
193 |
Автор [58] исходит из предположения о том, что в области малых упруго-пластических деформаций ЖНС в пластической воне сохра няет ту же форму своего распределения, что и для упругого закона. На основании решения упругой задачи Л. А. Копельман получил распределение ЖНС у внутренних эллиптических и эллипсоидаль ных дефектов различной степени остроты £/р, где t — полудлина
дефекта, р — радиус вершины (рис. 9.1). Как видим, для сфериче ской поры, как частного случая эллипсоидального дефекта {tip = 1) максимальная ЖНС весьма мала: j не превышает 1,1 (рис. 9.1, кри вая 1). С ростом остроты 7*т ах особенно увеличивается для эллипти ческих дефектов (рис. 9.1, кривая 2), но даже для самых острых де фектов {tip >■ 103) не превышает 2,6 (рис. 9.1, кривая 3). Важно отме
тить, что область материала с наибольшей ЖНС располагается на удалении порядка радиуса кривизны от вершины дефекта, но не бо лее 10 радиусов надреза, т. е. область с пиковым значением / нахо дится весьма близко к корню надреза. В этом причина отмеченного выше структурного парадокса для вязкости разрушения [66], когда крупнозернистая сталь при всей ее явной хрупкости по показателю К\с для усталостно-наведенной трещины обнаруживает якобы улуч
шенную трещиностойкость в сравнении с мелкозернистой (рис. 3.12). В случае внешнего двухстороннего глубокого надреза распреде ление жесткости характеризуется зависимостями, приведенными на рис. 9.2. Для надрезов малой остроты (а/р « 1 -г- 10, где а — поло вина толщины листа в наименьшем сечении) заметное повышение / наблюдается лишь в центральных частях минимального сечения.
При а/р = 10 7max |
почти достигает предельного значения 7*Пред^ |
« 2,6. При острых |
надрезах точка jmax перемещается из центра ми |
нимального сечения и располагается на расстоянии, равном пример но девяти радиусам от Поверхности надреза. К такому же эффекту приводит и уменьшение глубины надреза.
Характерным видом концентраторов напряжений в сварных кон струкциях являются всякого рода выступы, например, приваренные ребра жесткости, выступающие части наплавленного металла (уси ления) и т. п. Расчеты Л. А. Ко-
Рпс. 9.1. Зависимость максимальной ЖНС от остроты дефекта:
1 — для эллипсоидальных дефектов в бесконечном теле; 2, 3 ■— для эллиптических дефектов в бесконечном теле (по [58]).
Рис. 9.2. Распределение ЖНС в минимальном сечении у двухстороннего глубоко го гиперболического надреза различной остроты р1а (по [58]),
194
пельмана показали, что в широком |
|
||||
интервале |
значений |
остроты |
таких |
|
|
переходов (Ыр ^ |
20, где 6 — толщи |
|
|||
на выступа, р — радиус закругления |
|
||||
в месте перехода) ЖНС не превышает |
|
||||
величины 1,4. Для мягкой стали, |
|
||||
имеющей |
Кв >• 2—3, |
такая |
шест- |
|
|
кость не может представлять опаснос |
|
||||
ти, однако пренебрегать ею не следу |
|
||||
ет, особенно когда имеем дело с вы |
|
||||
сокопрочными |
конструкционными |
|
|||
сталями, у которых типичное значе |
|
||||
ние коэффициента вязкости К в как |
|
||||
раз приближается к уровню 1,4—1,5 |
Рис. 9.3. Относительное измене |
||||
(табл. 8.4). |
|
|
|
||
Результаты вычислений Л. А. Ко- |
ние ШНС внутри пластической зо |
||||
ны при увеличении размеров зоны |
|||||
пельмана приведены в сводной таб |
пластичности у вершины острой |
||||
лице, содержащей ориентировочные |
трещины (по [104]). |
||||
значения |
наибольшей ЖНС |
/та*> |
форме дефектов. Отсюда сле |
||
возникающей вблизи |
различных по |
дует, что большинство типичных дефектов в сталях обладает не очень высокой ЖНС, и лишь в случае весьма острых дефектов (тре щин), /щах = 2,6, это значение можно считать предельно возможным.
Дальнейшие исследования напряженного состояния металла вбли зи дефектов проводили Г. П. Карзов, В. П. Леонов, Б. Т. Тимофеев [104], которые учли изменение ЖНС возле вершины трещины в ре зультате развития сильных пластических деформаций в локальной области перед фронтом трещины. Оказалось, что пластическая де формация приводит к дополнительному росту ЖНС в связи с увели чением среднего значения коэффициента Пуассона v « 0,3—0,5 при упруго-пластическом деформировании материала. Повышение v плас тически деформированного в замкнутой области материала, окружен ного массивом упруго-деформированного материала, ведет к увели чению составляющей напряжений а3. По мере развития зоны пласти ческих деформаций область с максимальной ЖНС перемещается внутри зоны пластических деформаций, причем наблюдается сущестт венное возрастание ЖНС. Степень относительного увеличения ЖНС может быть оценена коэффициентом з / пл//у (/пл — максималь ная ЖНС в зоне пластических деформаций; jy — максимальная ЖНС
при упругом нагружении), пропорциональным (рис. 9.3). С увеличением абсолютных размеров зоны пластических деформаций ЖНС может увеличиваться более чем в 1,5 раза. Это существенное обстоятельство, если учесть, что одновременно при пластической де
формации |
коэффициент вязкости К ве изменяется по сложной законо |
||
мерности, |
обнаруживающей, |
прежде всего, отчетливую |
тенденцию |
к снижению Кве на ранних |
стадиях деформирования. |
Увеличение |
7тах при одновременном снижении К ве облегчает возникновение мик-
роскола внутри |
зоны пластических деформаций у дефекта: /пл > |
>►Я*,. Авторы |
[104] показываю^ что при определенном размере |
13* |
195 |
зоны пластической деформации гпл, зависящем от геометрических раз меров элемента изделия и дефекта, достигается наибольшая ЖНС, /max* Дальнейший рост размера зоны пластических деформаций при водит к снижению /пл* Поэтому, если нигде не выполняется условие вязкого микроскола Квс = /тах, то макрохрупкое разрушение изде
лия с дефектом окажется невозможный^ т. е. будет незаметно присут ствие дефекта в изделии.
§ 9.2. Влияние запаса вязкости на несущую способность силового элемента с кольцевым надрезом
Вопросы разрушения сталей в условиях концентрации напряже ний рассматривались в 50-е годы в фундаментальной работе Г. В. Ужика, разработавшего теорию напряженного состояния ме талла в цилиндрических образцах с кольцевыми надрезами в при ближении малых упруго-пластических деформаций [57]. Дальней шее развитие эти исследования получили в работах Л. А. Копельмана, применившего для анализа напряженного состояния образцов с надрезом теорию больших пластических деформаций с учетом изме нения геометрии в процессе растяжения [58].
Выше, в § 7.4, было показано, что в области СНС под кольцевым надрезом инициирование разрушения реализуется механизмом мик роскола, при котором выполняются критерии CTlmax = ЯМс и /тах = = Кв (рис. 7.3). Выполнение критериев микроскола в такой форме
может служить достаточным признаком того, что микроскол возни кает на границе упруго-пластической зоны или в непосредственной близости от нее, поскольку в противном случае в критериях должны были бы проявиться не исходные фундаментальные характеристики металла Яыс и К в, а их аналоги: Ямсе и К ве, измененные в результа
те развития пластической деформации в окрестности надреза. Более веским доводом в пользу такого вывода могли бы служить данные по сопоставлению характеристики несущей способности образцов с над резом, полученных экспериментально и путем расчета, основанного на модели микроскола, зарождающегося в момент текучести на гра нице упруго-пластическотп. .sEEbji.
В работе [17] было получено аналитическое выражение для сред него (номинального) напряжения разрушения образца с кольцевым
надрезом ав в зависимости от свойств материала и геометрии надре
за |
|
а" = Ямс т ^ —, |
(9.1) |
'max |
|
где /max — максимальная жесткость напряженного состояния под надрезом в момент, когда граница упруго-пластической зоны в раз витии достигнет крайнего положения, сомкнувшись на центральном осевом волокне. Параметр /тах прямо связан с геометрическими ха-
196
Рис. 9.4. Зависимость несущей способ
ности образца с надрезом aJJ стали 3 от температуры,
Рис. 9.5. Сопоставление механических свойств гладких образцов (штриховые кривые) и плоских образцов с двухсто ронним надрезом (сплошные).
рактеристиками надреза [17]:
7 т а х = " | / " ~ ----- Ь 0 , 3 , |
( 0 - 2 ) |
где а — полудиаметр минимального сечения образца под надрезом,
р — радиус надреза.
Формула (9.1) справедлива в области значений К в ^ /тах> так как при Кв >» /тах пластическая деформация охватывает все сече
ние надреза, что исключает возможность реализации микроскола на границе упруго-пластической зоны.
Согласно (9.1) при Къ = jmax достигается максимум несущей
способности а” = i?McЭтот вывод хорошо подтверждается на опыте. Экспериментально на малоуглеродистой стали 3 со средним раз мером зерна феррита около 85 мкм (i?MC « 60 даН/мм2) испытывали образцы с надрезом (а = 2,1, р == 0,3 мм; jmax = 2,8); при этом ус
тановили, что значения максимальной прочности а” в области тем ператур вблизи —80 °С вполне удовлетворительно соответствуют
уровню Дмс данной стали (рис. 9.4). Некоторое превышение а“ над R MC можно объяснить как проявление на опыте завышенных значе
ний Д мс вследствие локального деформирования материала при из гибе образца в месте надреза в процессе его изготовления на токарном станке [58]. Как известно, пластическая деформация приводит к су щественному увеличению R uСс, достигающему при степенях дефор мации е « 0,6 -г- 0,8 примерно (1,5 -f- 1,6) R MC (рис. 6.2).
Удовлетворительное согласие расчета с экспериментом на рис. 9.4 служит признаком того, что в случае не слишком острых надрезов ситуация микроскола реализуется действительно на границе упру го-пластической зоны или в непосредственной близости от нее. Отме
тим, что условие a" « R MC при температуре нулевой пластичности
197
образца с надрезом выполняется достаточно устойчиво не только для цилиндрических образцов, но и плоского деформированного состоя ния, реализуемого при испытаниях листовой стали достаточной тол щины с внешними или внутренними концентраторами. На рис. 9.5 приведены графики, заимствованные из работы [58], из которых сле
дует, что максимальные значения ст” вблизи температуры нулевой пластичности Тн.п при различных параметрах надрезов неизменно
приближаются к уровню 80 даН/мм?, т. е. к значению 7?мс, |
опреде |
ленному для стали M16G на гладких образцах при условии ат |
» S K. |
Сравнение значений а", рассчитанных по формуле (9.1), и экспе риментальных значений несущей способности сталей с различным уровнем прочности подтверждает рассматриваемые здесь теоретиче ские соображения о реализации микроскола вблизи границы упруго пластической зоны. Г. В. Ужик проводил опыты по разрушению над резанных образцов на сталях типа 45, 40Х и 18ХНВА в различном структурном состоянии, созданном соответствующей термообработ кой. По табличным данным, приведенным в [57], строим графики
(рис. 9.6, 9.7) и наносим на них величины а”, рассчитанные по фор муле (9.1) (t = 3,2; а = 4,3; р = 0,3 мм; /тах = 4,1; D = 15 мм).
Отметим вполне удовлетворительное согласие расчетов с экспери ментальными данными Г. В. Ужика, вплоть до того, что на рис. 9.7 отчетливо проявляется эффект падения несущей способности в ин тервале температур отпускной хрупкости стали 40Х.
Таким образом, можно полагать, что для сталей, содержащих кольцевые или плоские надрезы, схема разрушения, развитая Г. В. Ужиком, для малых упруго пластических деформаций дейст вительно реализуется в области ни же температуры нулевой пластич-
100 & .даН/мм*
Рис. 9.6. Зависимость несущей способности образцов с кольцевым надре8ом от предела текучести стали 45 [17]:
1 — эксперимент по [571; 2 — расчет по формуле (9.1), jmax = 4,1.
Рис. 9.7, Зависимость несущей способности образцов с кольцевым над резом от температуры отпуска закаленной стали 40X [17]:
1 — экспериментальные данные работы [571; 2 — расчет по формуле (9.1), ;шах = 4,1.
198
ности Тял. Важнейшим элементом этой схемы является положение
о том, что микроскопически малый источник разрушения — зародыш микроскола — возникает в непосредственной близости к границе упруго-пластической зоны, в месте, где начало текучести развивает ся в условиях, когда локальная ЖНС достигает критического зна чения: /щах = к в. Естественно, в ситуации, когда текучесть охваты
вает все сечение под надрезом (если к этому моменту условие /гаах =
= |
К в |
оказалось невыполненным), источник микроскола возникает |
уже в |
области деформированного металла, его критерий: ;тах =* |
|
= |
.ймсв, и рассчитать of по формуле (9.1) уже невозможно. С точки |
эрения физики явления такой случай несомненно интересен и важен,; но в инженерном плане менее опасен, поскольку сопровождается макропластической деформацией элемента изделия, что исключает воз можность его внезапного хрупкого разрушения. Как видим, соглас но (9.1), наряду со структурной константой материала Я ыс, несущая
способность такого элемента изделия с надрезом определяется коэф фициентом вязкости Кв. Поэтому нужно подробнее проанализировать зависимость аа от К в. Для удобства разделим правую и левую час
ти выражения (9.1) на от, тогда несущая способность образца с над резом будет представлена в относительных единицах <JB/<Jt:
/шах
или
Ki
(9.3)
Как видим, относительная несущая способность зависит от запаса вязкос ти материала. Будем считать, что по теря несущей способности стали под действием надреза возникает лишь в
том случае, когда напряжение Ов ока
ет” „ зывается ниже ат, т. е. — <С1. В про-
ат
тивном случае (о£ > ат) изделие при нагружении ниже начала макротеку чести не проявляет чувствительности к надрезу данной геометрии (/щах) и» следовательно, такой концентратор для этой стали оказывается безопас ным, поскольку номинальное напря жение разрушения заведомо выше напряжения текучести. Если зависи мость (9.3) представить графически, то пересечение кривой (9.3) сординатой, равной 14 означает достижение
Рис. 9.8. Зависимость относитель ной несущей способности образцов с кольцевым надрезом (J = 4,1) от коэффициента вязкости Кв:
1 — расчет по (9.3); г — эксперимен тальные данные по [57] (см. рис. 9.6) сталь 45; а — экспериментальные дан ные по [57] (см. рис. 9.7) сталь 40Х.
199
Условия, при котором исчезает охрупчивающее действи данного над реза. Для ряда инженерных задач такой вывод представляет практи ческий интерес. Аналитически это условие вытекает из (9.3), если правую часть сравнивать с единицей:
XB> V w |
(9.4) |
На рис. 9.8 представлена зависимость относительной несущей способ ности от К в по формуле (9.1), а также по экспериментальным данным
Г. В. Ужика, приведенным на рис. 9.6, 9.7. Как видим, в хорошем со ответствии с теорией экспериментальные данные явно указывают на определяющую роль характеристики К в в чувствительности стали к надрезу. Вследствие квадратичной зависимости от Кв относитель
ная несущая способность сравнительно слабо зависит от параметров надреза (т. е. от /тах), поэтому для широкого диапазона значений /max охрупчивающее действие надрезов исчезает при сравнительна невысоком запасе вязкости материала, а именно при Кв = 1,8—
2,0. Отсюда следует ориентировочный критерий достаточной вязкос ти, обеспечивающей сохранение несущей способности элементов изде лий К в ^ 2, справедливый для надрезов с /тах ^ 4. В заключение
еще раз подчеркнем принципиальную роль фундаментальной характе ристики вязкости стали К в как важнейшего параметра конструкци
онного материала, определяющего служебную надежность элемента изделия, содержащего концентраторы напряжений.
§9.3. Роль слабых концентраторов
вохрупчивании стали
Слабыми назовем концентраторы, не создающие большой жест кости напряженного состояния. Как правило, это небольшие высту пы и впадины на поверхности изделия, например, следы механиче
ской |
обработки металла при точении, сверлении, шлифовке и др.г |
т. е., |
что обычно принято называть шероховатостью поверхности. |
К слабым концентраторам относятся также и сферические поры внут ри металла (табл. 9.1), а также крупные конструктивные элементы в изделии: сквозные отверстия, галтели, винтовая резьба и т. п. Со гласно результатам предыдущего параграфа, слабые концентраторы* как обладающие низкой ЖНС (/ = 1,1—1,3), не представляют опас ности для большинства конструкционных материалов (сталей), име ющих, как известно, К в не менее 1,4—1,5 (табл. 8.4), и вполне отве чают условию Кв > / (см. (7.5)). В ряде случаев очень твердые инстру
ментальные материалы, а также некоторые конструкционные стали при низких температурах могут иметь столь невысокий запас вязкос ти, что охрупчивающее действие слабых концентраторов вполне мо жет себя проявить. Хотя наличие слабых концентраторов не всегда приводит, к хрупкому микроскопу конструкционных сталей, тем не менее эффект охрупчивания деталей машин при определенных усло виях оказывается возможным. Причиной такого охрупчивания стали с недостаточно большим запасом пластичности может оказаться ло-
2 0 0