ФИЗИКА МЕТАЛЛОВ И МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ, 2014, том 115, № 8, с. 862-866
^ ПРОЧНОСТЬ ^^^^^^^^^^^^^^
И ПЛАСТИЧНОСТЬ
УДК 669.1'26'295781:539.374
ИССЛЕДОВАНИЕ СТРУКТУРЫ И МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ ПРИ ПОВЫШЕННЫХ ТЕМПЕРАТУРАХ КОРРОЗИОННО-СТОЙКОЙ СТАЛИ С ВЫСОКИМ СОДЕРЖАНИЕМ БОРА
© 2014 г. А. Ю. Чурюмов*, М. Г. Хомутов*, А. А. Царьков*, А. В. Поздняков*, А. Н. Солонин*, В. М. Ефимов**, Е. Л. Муханов**
*Национальный исследовательский технологический университет "МИСиС",
119049 Москва, Ленинский пр. 4. **ОАО НПО "ЦНИИТМАШ", 115088Москва, ул. Шарикоподшипниковская, 4
e-mail: churyumov@misis.ru Поступила в редакцию 19.11.2013 г.; в окончательном варианте — 27.01.2013 г.
В связи с высокой стоимостью коррозионно-стойких сталей необходимым условием их производства является снижение брака на всех этапах передела, в том числе и при горячей обработке давлением, путем оптимизации технологических параметров. В работе проведено исследование механических свойств коррозионно-стойкой стали с высоким содержанием бора при повышенных температурах. С использованием комплекса физического моделирования термомеханических процессов показано, что оптимальным температурным диапазоном горячей пластической деформации сжатием является интервал 950—1100°С. Построена математическая модель связи напряжения течения с технологическими параметрами горячей пластической деформации. В процессе деформации в интервале температур 850—1150°С бориды располагаются перпендикулярно оси сжатия, при этом при высоких температурах происходит сфероидизация диборида титана, приводящая его к более компактному виду.
Ключевые слова: сталь, бориды, микроструктура, напряжение течения. DOI: 10.7868/S0015323014080038
ВВЕДЕНИЕ
Основным способом оптимизации технологии горячей обработки сталей является проведение механических испытаний по разным схемам напряженного состояния при повышенных температурах. Большое количество работ (напр., [1—6]) посвящено горячей деформации нержавеющих хромсодер-жащих сталей. Однако лишь незначительное их количество посвящено горячей деформации борсо-держащих коррозионно-стойких сталей [7, 8]. При этом массовое содержание бора, рассматриваемое в этих работах, составляет тысячные и десятые доли процента, тогда как информация по сталям с высоким содержанием бора (более 2%) практически отсутствует. Целью данной работы является исследование механических свойств коррозионно-стойкой стали с высоким содержанием бора при повышенных температурах.
ОБЪЕКТЫ И МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЯ
В качестве объекта исследования использовалась сталь в кованом состоянии экспериментального состава (в мас. %): Ре—14Сг—4.411—2.2Б. Испытание на одноосное сжатие проводили на
комплексе физического моделирования термомеханических процессов С1ееЪ1е 3800 (модуль Hydrawedge II) при температурах 800, 850, 900, 950, 1000, 1050 и 1150°С при скоростях деформации 1; 10 и 20 с-1. Цилиндрический образец диаметром 10 мм и высотой 15 мм зажимался в бойки из карбида вольфрама и нагревался прямым пропусканием тока до температуры испытания со скоростью 5 К/с, выдерживался в течение 30 с. Температура образца задавалась и контролировалась хромель-алюмелевой термопарой, приваренной к центральной части образца. Между бойками и гранями образца прокладывали графитовую фольгу и смазку на основе никеля для уменьшения трения в процессе испытания. Нагрев и деформация проводились в условиях высокого вакуума (остаточное давление менее 10-3 Па). После испытания образец принудительно охлаждался струей сжатого воздуха с целью фиксации высокотемпературного состояния для дальнейшего микроструктурного анализа. Для определения истинного напряжения проводили корректировку первичных данных из-за изменения температуры в процессе деформации (особенно с повышенными скоростями), а также из-за наличия трения
ИССЛЕДОВАНИЕ СТРУКТУРЫ И МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ
863
0.085 0.090 0.095 0.100 1000/ЯТ, моль/Дж
0.105
1+з2з(!
св
с
(U
S Я
(U «
а с
се
Я
Рис. 1. Зависимость напряжения течения от температуры сжатия при скорости деформации 20 с-1.
между бойками и образцом. Учет изменения температуры проводили по формуле
ел -11
ат = а,-вк ^Ч (1)
где а/ — значение напряжения, полученное при испытании, МПа; О — постоянный коэффициент, Дж/моль; Я — универсальная газовая постоянная, Дж/(моль К); Тв — заданная температура деформации, К; ТЯ — реальная температура, измеряемая термопарой, К.
Значение коэффициента О определяли как тангенс угла наклона зависимости напряжения течения от температуры при степени деформации 0.3 (значение О не должно сильно отличаться для всех степеней деформации, так как характер кривых аналогичен для всех температур испытания). Пример такой зависимости приведен на рис. 1. Значение О для скоростей деформации 10 и 20 с—1 составило 45 ± 2 кДж/моль, а для скорости 1 с—1 — 55 ± ± 1 кДж/моль.
Учет трения проводили по известной формуле для цилиндрических образцов [9]:
(2)
300
-250
-200
150 *
(а)
800°С - - - 850°С 900°С 950°С 1000°С 1050°С 1100°С 1150°С
100
-400
-0.2 -0.4 -0.6 -0.8 -1.0 -Истинная деформация (б)
-800°С
--- 850°С
900°С
---- 950°С
1000°С 1050°С 1100°С 1150°С
0.2 -0.4 -0.6 -0.8 -1.0 -1.2 Истинная деформация
(в)
350 -300 h 250 200
* -150
я р
с
а На
850°С 900°С 950°С 1000°С ■■■■ 1050°С 1100°С 1150°С
где aT - значение напряжения течения с учетом поправки на температуру испытания, МПа; е -истинная деформация; f - коэффициент трения между торцами образца и бойками (для трения стали по бойкам из карбида вольфрама коэффициент трения принимался равным 0.25); r0, h0 -начальные радиус и высота образца, мм.
Исследование микроструктуры стали в исходном и деформированном состояниях проводили методом сканирующей электронной микроскопии на микроскопе Tescan Vega 3 LMH c энергодиспер-
100
—0.2 —0.4 —0.6 —0.8 —1.0 Истинная деформация
Рис. 2. Кривые сжатия стали при разных скоростях деформации: а — 1 с—1, б — 10 с , в — 20 с—1.
сионным детектором Х-Мах 80. Образцы полировали механически с использованием шлифоваль-но-полировального станка $1гиег8 LaboPol-5.
РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЙ И ОБСУЖДЕНИЕ
Кривые сжатия образцов представлены на рис. 2. Как видно из графиков, при увеличении скорости и снижении температуры деформации напряжение течения увеличивается.
0
864
ЧУРЮМОВ и др.
3.5
0.110 0.105 0.100 ЩПу 0.095
0.090 0.085 0.080
Рис. 3. Зависимость напряжения течения стали от температуры и скорости деформации: точки — экспериментальные данные; поверхность — результаты расчета.
0
Рис. 4. Трещины на поверхности образцов после сжатия со скоростью 20 с-1 при температурах 850°С (а) и 1150°С (б).
Связь между напряжением течения на установившейся стадии, скоростью и температурой деформации хорошо уписывается уравнением Ар-рениуса [10]:
_ 0_
е = Аа"е кт, (3)
где е — скорость деформации, с-1; Т — температура, К; О — эффективная энергия активации деформации, Дж/моль; А, п — постоянные.
Выражая из уравнения (1) напряжение течения, получим следующее уравнение:
а = Лётект, (4)
где т = 1/п — показатель скоростной чувствительности напряжения течения; А = А ~т — константа материала.
Неизвестные параметры А, т, О находили путем минимизации ошибки между расчетными и экспериментальными значениями напряжения течения. В результате А = 0.7 МПа, т = 0.16; О = = 310 кДж/моль. Как видно, значение эффективной энергии активации оказалось несколько заниженным по сравнению со значением, полученным при деформации легированного хромом феррита, не содержащего большого количества частиц боридов, и составляющим 380 кДж/моль [11]. Это может быть связано с ускорением диффузии на границе раздела частица-матрица, что облегчает протекание процессов возврата и рекристаллизации. Сопоставление расчетных и экспериментальных данных представлено на рис. 3. Видно, что при всех температурно-скоростных режимах деформации расчетные и экспериментальные значения напряжения течения не имеют больших расхождений. Ошибка расчета составила 7%.
ИССЛЕДОВАНИЕ СТРУКТУРЫ И МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ
865
■ Л'- «'1-4' * V
50 мкм
Рис. 5. Структура стали в исходном состоянии.
Анализ поверхности образцов после испытания показал наличие трещин после деформации по некоторым режимам (рис. 4). Полную информацию о наличии или отсутствии трещин можно видеть в таблице. Таким образом, наиболее оптимальным для деформирования в широком интервале скоростей деформации является диапазон температур деформирования 950—1100°С. В этом интервале, возможно, успевают пройти процессы рассеивания энергии деформации путем динамического возврата и рекристаллизации, а также отсутствуют локальные области оплавления, приводящие к разрушению.
В исходном состоянии структура представляла собой смесь боридов двух типов (согласно микрорентгеноспектральному анализу): Т1Б2 (темные частицы) и (Бе,Сг)2Б (серые частицы), распределенных в ферритной матрице (рис. 5). После деформации при температурах 850 и 1000°С бориды обоих типов вытягиваются в направлении, перпендикулярном направлению ковки. При этом их форма меняется незначительно. В процессе деформации при более высокой температуре 1150°С происходит сфероидиза-ция борида ИБ2, в то время как бориды (Бе,Сг)2Б остаются вытянутыми. Это можно объяснить более высокой диффузионной подвижностью ато-
--- * " • * IЕ; V
- * Г 2-.г
~ ь -'.г
■ _ * т?
ЯШвВЙ1 ,,,
"-¿ЧЛ
- ^ * >
'. ЛЬЛ • • »ли. '-лС
'--Ж:
4г
V
(бг •
• '¿--г"- ж - • - «>*,.> » Ж®3 Ш Т.> V А^ "
^./■¿^/«Й-гд»».' ■¿'г*---;** -и.«?.-
50 мкм ЕЯШН1_I
%
■Я*
Г» . 1
. -
♦V
Щ"
, .' V "-С : .
V ■ «
^ ; ч .
■ I ~ Т. , ■ -1 ■ *е> -¿а.
Ь. --
ш
* 4:
( )г «
50 мкм
II-II
Рис. 6. Структура стали после деформации со скоростью 20 с— при 850°С (а), 1000°С (б) и 1150°С.
мов бора и титана в железе по сравнению с атомами хрома [12]. Образование трещин, в том числе, связано с неизменной грубой морфологи-
Присутствие трещин на поверхности образцов после сжатия по разным температурно-скоростным режимам
Скорость деформации, с—1 Температура деформации, °С
800 850 900 950 1000 1050 1100 1150
1 — — — — — — — —
10 + + + — — — — —
20 + — — —
Для дальнейшего прочтения статьи необходимо приобрести полный текст. Статьи высылаются в формате PDF на указанную при оплате почту. Время доставки составляет менее 10 минут. Стоимость одной статьи — 150 рублей.