книги / Трещиностойкость железоуглеродистых сплавов

Рис. 3.64. Зависимость работы зарождения ( aз ) и развития ( ap ) трещины

от температуры испытания для сталей 15ГС(а) и 24Г(б): сплошные линии – обыкновенные плавки, пунктирные линии – плавки, рафинированные ЖСШ

271

Рис. 3.65. Зависимость волокнистой составляющей в изломе (В, %) для сталей, рафинированных ЖСШ (пунктирные линии) и нерафинированных (сплошные линии): а – сталь 15ГС; б – сталь 24Г; в – сталь16ХГБАФ

На рис. 3.66 показаны значения трещиностойкости для упрочненной карбонитридной фазы низколегированной стали 16ХГБАФ до и после ее рафинирования ЖСШ.

Рис. 3.66. Зависимость работы развития ( ap ) трещины от температуры ис-

пытания для стали 16ХГБАФ, рафинированной ЖСШ (пунктирные линии) и нерафинированной (сплошные линии) в нормализованном состоянии: t–толщина исследованных листов

272

Исследованы листы толщиной 12 и 20 мм. Приведенные результаты показывают, что при низких температурах трещиностойкость рафинированной и нерафинированной сталей прастически одинакова. Этот вывод следует и из результатов, полученных при определе-

нии В, % (рис. 3.65, в).

То обстоятельство, что после рафинирования ЖСШ трещиностойкость стали не улучшается, с нашей точки зрения, в значительной степени ограничивает возможность использования этого класса стали как хладостойкого.

3.10.2. Влияние рафинирования РЗМ

При рафинировании РЗМ наиболее часто используют металлы цериевой группы (церий, празеодим, неодим) и лантан. Влияние такой обработки на свойства стали сложно и проявляется по-разному [183]. Уменьшается концентрация кислорода, серы и свинца, которые в форме соединений с РЗМ выделяются в шлак. Твердые и иглообразные включения покрываются более мягкой оболочкой, состоящей из соединений РЗМ, что резко уменьшает концентрацию напряжений возле них. РЗМ оказывает модифицирующее влияние, изменяя форму зерен металлической матрицы. Параллельно микролегирование матрицы РЗМ приводит к возникновению упрочняющих наночастиц.

Исследована [181, 187] трещиностойкость при испытании на трехточечный изгиб по методу Шарпи стали 17ГС, необработанной и обработанной РЗМ. В ковш были введены РЗМ в количестве 1 и 2 кг на одну тонну металла (табл. 3.26).

Таблица 3.26

Химический состав и механические свойства стали 17ГС, нерафинированной и рафинированной РЗМ

Способ		Химсостав, %				Механические свойства
получения	С	Si	Mn	S	Р	σ0,2 ,	σв ,	δ5 ,	ψ,
						МПа	МПа	%	%
Нерафинированная	0,18	0,41	1,15	0,029	0,030	430	540	25	61
Рафинированная	0,18	0,45	1,23	0,018	0,019	440	550	26	64
РЗМ (1 кг/т)
Нерафинированная	0,16	0,52	1,22	0,090	0,032	480	560	25	59
Рафинированная	0,17	0,58	1,32	0,040	0,017	500	580	27	65
РЗМ (2 кг/т)
									273

Рис. 3.67. Зависимость ударной вязкости ( a1 ), работы зарождения ( a3 ) и развития ( ap ) трещины и волокнистой составляющей в изломе (В, %) от

температуры испытания для стали 17ГС, обработанной (пунктирные линии) и необработанной (сплошные линии) РЗМ: а – 1 кг/т РЗМ; б – 2 кг/т РЗМ

274

И в этом случае, как и при рафинировании ЖСШ, обработка расплава РЗМ практически не изменяет прочностных свойств, увеличивая примерно на 10 % пластичностьметалла (относительное сужение).

Сериальные зависимости ударной вязкости а1 и работы зарождения трещины аз, определенные на образцах типа 1, а также трещиностойкости ар, определенной по методике Отани и по виду излома (В, %), представлены на рис. 3.67. Видно, что в результате рафинирования РЗМ наблюдается увеличение ударной вязкости а1 и работы, израсходованной на зарождение трещины аз. Трещиностойкость, оцененная по работе, поглощенной при развитии трещины ар и по виду излома (В, %), в переходном температурном интервале практически не изменяется или, до известной степени, немного ухудшается, т.е. наблюдается закономерность, аналогичная случаю рафинирования ЖСШ (см. рис. 3.65). Очевидно, снижение содержания сульфидных включений не повышает хладостойкости стали.

3.10.3. Влияние неметаллических включений на механизм разрушения

Поскольку процесс разрушения состоит из двух сильно различающихся по своему характеру этапов – процесса зарождения и процесса развития трещины, то и влияние неметаллических включений необходимо обсудить с точки зрения их влияния на эти два этапа [81].

Процесс развития трещины отличается от процесса зарождения тем, что при появлении предельно острого концентратора, каким является трещина, размер деформированного объема перед ее концом резко сокращается. С понижением температуры, когда сталь охрупчивается, этот, вначале небольшой, объем сокращается еще значительнее. Именно маленькая зона пластической деформации перед фронтом трещины характеризует этап развития трещины.

Влияние включений на процесс разрушения может проявиться

вследующих направлениях:

1.В металлической матрице около включений создается зона с более высокими напряжениями. Это связано с тем, что включение, как инородное тело с другой структурой и другим модулем упругости, создает возле себя концентрацию напряжений. Кроме того, включения, как правило, имеют высокий модуль упругости и ма-

275

ленький коэффициент термического расширения, в результате чего при охлаждении создаются дополнительные остаточные термические напряжения. По этой причине пластическая деформация металла начинается прежде всего возле включений, в результате чего в этих местах зарождение трещины наиболее вероятно как в самой матрице, так и в результате нарушения когезии между включением и матрицей (отделение включения от матрицы).

2.Хрупкие включения в процессе нагружения могут раскалываться при низких напряжениях и таким образом инициировать зарождение трещины в матрице на начальных этапах нагружения.

3.Некоторые тонкие и плоские по форме включения могут рассматриваться как готовые трещины.

4.Присутствие включений затрудняет процесс перемещения границ (барьерный эффект), что способствует получению более мелкой структуры.

5.Некоторые включения могут являться препятствием для движения дислокаций и таким образом уменьшают эффективную длину плоскости скольжения, что эквивалентно известному измельчению структуры.

6.Движущаяся трещина, встречая по направлению своей траектории данное включение, может испытывать дополнительное сопротивление как из-за его собственных механических свойств, так и изза значительного уменьшения остроты кончика трещины, если само включение имеет, например, сферическую форму.

Важное значение для понимания протекающих процессов при оценке влияния неметаллических включений на трещиностойкость имеет соотношение между размером зоны пластической деформации (ЗПД) перед фронтом трещины и средним расстоянием между включениями, что, по данным [189–190], может быть принято 0,08 мм. Ориентировочные подсчеты показывают, что при хрупком развитии трещины для низкоуглеродистых и низколегированных сталей при отрицательных температурах в условиях плоскодеформированного состояния размер ЗПД по сравнению с вязким развитием трещины при положительных температурах значительно меньше и становится соизмеримым с расстоянием между включениями (рис. 3.68). Конту-

276

ром 1 обозначена ЗПД в условиях вязкого распространения трещины (рис.3.68, а) и цифрой 3 – расположение неметаллических включений

вэтой зоне. Очевидно, что уменьшение количества неметаллических включений после рафинирования облегчит возможность протекания пластической деформации при развитии трещины и этим улучшит трещиностойкость стали. ЗПД в условиях хрупкого развития трещины обозначена контуром 2. Практически независимо от количества включений в стали в саму ЗПД не попадают или попадают редко отдельные единичные включения, которые, в сущности, не влияют на процессы пластической деформации в этой зоне, что, со своей стороны, и определяет работу, поглощенную при развитии хрупкой трещины. По этой причине уменьшение количества включений в стали практически не влияет на трещиностойкость низкоуглеродистых сталей при хрупком развитии трещины. Это хорошо видно на рис. 3.69. Кроме того, в хрупком состоянии, когда работа, израсходованная на пластическую деформацию минимальна, уменьшение количества неметаллических включений в стали может снизит, хотя и незначительно, трещиностойкость низкоуглеродистой стали (см. рис. 3.67). Причиной этого является ряд обстоятельств, которые были отмечены

вначале настоящего подраздела. Сами включения могут играть роль препятствий при развитии трещины (пункт 5) и притуплять ее остроту (пункт 6). Уменьшение концентрации включений может укрупнить зерно (пункт 4) и увеличить свободный пробег дислокаций (пункт 5).

Рис. 3.68. Схематичное представление размера зоны пластической деформации перед фронтом трещины в условиях вязкого (1) и хрупкого (2) разрушения по отношению к неметаллическим включениям (3): а – нерафинированные стали; б – рафинированные стали

277

Оценка по виду излома (В, %) также показывает (см. рис. 3.65 и 3.67), что чем меньше количество включений в стали (главным образом сульфидных), т.е. чем чище сталь, тем при более высоких температурах вязкий излом переходит в кристаллический (хрупкий) [186–187]. Такое, хотя и незначительное, влияние наблюдается всегда. Это явление известно как сульфидный эффект.

Рис. 3.69. Зависимость работы развития ap трещины от температуры испы-

тания для стали 17ГС в нормализованном состоянии после рафинирования ЖСШ (НШ) и РЗМ (НР) и без рафинирования (Н)

Проведенный анализ показывает, что влияние неметаллических включений на процесс разрушения стали достаточно сложно и их роль может быть оценена правильно на основании подробного анализа условий работы металла в конструкции.

278

3.11. Влияние направления прокатки на трещиностойкость низкоуглеродистых сталей

Исследована трещиностойкость листовой стали 17ГС [191]. Испытывали образцы на трехточечный изгиб по методу Шарпи. Образцы вырезали в трех направлениях (угол α) по отношению к направлению прокатки: α = 0о (продольные), α = 45 о и α = 90 о(поперечные) (рис. 3.70). Исследовали сталь в трех структурных состояниях: горячекатаная (Г), нормализованная (Н) и после закалки и отпуска при

600 оС (ЗО).

Рис. 3.70. Схема вырезки образцов по отношению к направлению ( α) прокатки: 1 – α= 90о; 2 – α= 45 о; 3 – α= 0 о

На рис. 3.71 показаны значения ударной вязкости KСV. Видна традиционная разница между значениями вязкости в зависимости от угла α. Необходимо, однако, обратить внимание на то обстоятельство, что эта разница существенна только при высоких температурах. На рис. 3.72 представлена трещиностойкость ар и работа, затраченная на зарождение трещины аз. Очевидно, что в исследуемом температурном интервале разница в ударной вязкости основывается на величине работы зарождения трещины аз, в то время как энергия, израсходованная на развитие трещины ар, практически одинакова. Эти результаты подтверждаются и сериальными зависимостями вида излома В, %, представленными на рис. 3.73.

279

Рис. 3.71. Зависимость ударной вязкости а11 (KCV) от температуры испытания стали 17ГС в горячекатаном (а); нормализованном (б) и термоулучшенном (закалка +отпуск при 600 оС) (в) состояниях для различных значений α: 1 – α = 90о –поперечные образцы; 2 – α = 45 о; 3 – α = 0 о – продольные образцы

Анализируя вышеизложенные результаты, можно заметить, что существует определенная критическая температура, связанная с углом α, под которым вырезаны образцы по отношению к направлению прокатки листового материала. Обозначим эту температуру как Ткα. При температуре Т < Ткα ударная вязкость низкоуглеродистых сталей перестает зависеть от угла α (см. рис. 3.71), несмотря на то, что сами значения вязкости могут быть сравнительно высоки. Эти критические температуры для исследованной стали следующие: после

280