1038

Конкретные вычисления выполнены по формуле:

Тогда T∆S в перерасчете на один моль составит для стали ПК50Н4 T∆S = –1,20 кДж/моль, для стали ПК50Н6 T∆S = –2,26 кДж/моль. Значение δГ и ∆Z отличаются для каждого из материалов примерно на 25 % (табл. 10). В целом

21

ELIB.PSTU.RU

знать удовлетворительным, учитывая погрешности определения экспериментальных величин.

Таблица 10

Сопоставление дополнительной энергии, расходуемой на разрушение образцов с метастабильным аустенитом, и изменения термодинамического потенциала зоны разрушения

В свою очередь это означает, что в обсуждаемых материалах приращение работы внешних сил за счет трипэффекта обусловлено изменением термодинамического потенциала зоны разрушения.

1.3. Высокопрочные, трещиностойкие порошковые стали со структурой метастабильного аустенита

Повышение концентрации никеля приводит к улучшению технологических и механических свойств порошковых сталей [2], но для достижения сопоставимых с традиционными материалами прочности и вязкости обычно требуется относительно высокое содержания никеля, обусловленное ускоренным распадом пористого концентрационно-неоднород- ного аустенита [1, 8]. Вместе с тем концентрационная и связанная с ней структурная неоднородность могут способствоватъ повышению механических характеристик за счет

22

ELIB.PSTU.RU

создания бейнитно-мартенситной [20, 21] или аустенитномартенситной структур [22, 23, 24].

Влияние концентрационной неоднородности исследовали за счет варьирования продолжительности спекания. Для каждой стали независимо от атмосферы спекания имелся интервал неоднородности распределения никеля, соответствующий наилучшему комплексу свойств (табл. 11, 12). Вклад неоднородности распределения никеля проявляется следующим образом: при высоких значениях V имеются области со стабильным аустенитом, превращение которого в мартенсит деформации невозможно; по мере гомогенизации количество стабильного аустенита уменьшается и наступает момент, когда для выбранных условий испытаний весь аустенит, находящийся в зоне разрушения, превращается в мартенсит деформации. Этому состоянию соответствует максимум механических свойств, поскольку дальнейшая гомогенизация уменьшает количество метастабильного аустенита. Начиная с 18 % Ni (относительно низкое содержание углерода 0,25 %) не позволяло добиться полного превращения аустенита в мартенсит деформации на поверхности разрушений

(рис. 2).

Представим порошковую сталь в соответствии с модельными представлениями [25] в качестве неоднородного материала с равноотстоящими эллиптическими дефектами (порами) и надрезом

напряжение материала не содержащего дефекты; Kt – коэффициент концентрации напряжений от надреза радиусом ρ; K b – коэффициент концентрации напряжений от эллиптического дефекта; b – расстояние между центрами эллипсов.

23

ELIB.PSTU.RU

Таблица 12

Механические свойства сталей, спеченных в водороде, t = 1200 °C

24

ELIB.PSTU.RU

например, в предположении круглого стержня с гиперболическим надрезом [27].

В качестве примера выбрали сталь ПК50Н15 со средним размером радиуса круглой поры 5 мкм, средним расстоянием между порами 19 мкм при средней пористости 5 %. Тогда K = 1,63 и σNF = 1230 МПа. Экспериментально установлен-

ная величина σB = 1630 МПа, а отношение σB σNF = 1,33,

это означает, что реализация трипэффекта при нагружении пористой стали позволяет существенно повысить ее прочностные характеристики, но полностью компенсировать влияние пор не удается. Причина роста прочности состоит в увеличении вязкости разрушения материала (K1c ), что эквива-

лентно повышению разрушающего напряжения изделия с дефектом стали без разовых переходов. Это определили на образцах, охлажденных в жидком азоте (K1c = 65МПа·м1/2).

Отношение трещиностойкости стали с γ–α-переходом и без него – 1,35. Если исходить из того, что рост разрушающего напряжения обусловлен только повышением K1c , то предел прочности должен быть равен 1660 МПа, это значение мало отличается от определенной опытным путем величины σB .

Другие авторы видят причину роста прочности в увеличении сжимающих напряжений в вершине дефекта при образовании мартенсита [28], что, по-видимому, эквивалентно обсуждаемому выше подходу, если исходить из аддитивного вклада напряжений, обусловленных различной природой.

Рост трещиностойкости за счет трипэффекта определяет удельная энергия фазового превращения Wпр = 1,74 кДж/г.ат,

доля образовавшегося мартенсита деформации f , глубина

26

ELIB.PSTU.RU

слоя с фазовыми превращениями h и трещиностойкость стали без учета трипэффекта K1c . Вычисления по форму-

Протяженность h определяли по данным металлографических исследованний (рис. 3).

в

Рис. 3. Микроструктура зоны разрушения сталей ПК50Н9 (а),

ПК50Н12 (б), ПК50Н15 (в), ×250

Микрорентгеновскими исследованиями зоны разрушения было установлено ее принципиальное отличие от других областей по содержанию никеля и его распределению

27

ELIB.PSTU.RU

(табл. 13−15). Ошибка, вносимая краевым эффектом, была практически исключена, поскольку измерения, выполненные с другой стороны образца на равном расстоянии от края, дали результаты, совпадающие с измеренными в центре. Результат доказывает перераспределение легирующей добавки в зоне разрушения при нагружении, а значит, и изменение термодинамических функций этой области. Теоретически изменения термодинамического потенциала и энтропии системы, в частности конфигурационной энтропии, как в случае разрушения контактной поверхности [29], так и при других видах нагружения рассмотрены в работах [30–32]. Ниже мы оцениваем только вклад трипэффекта.

Таблица 13

Средние значения интервалов распределения никеля и железа до разрушения и в зоне разрушения стали ПК50Н9

28

ELIB.PSTU.RU

Таблица 14

Средние значения интервалов распределения никеля и железа до разрушения и в зоне разрушения стали ПК50Н12

Таблица 15

Средние значения интервалов распределения никеля и железа до разрушения и в зоне разрушения стали ПК50Н15

29

ELIB.PSTU.RU

Окончание табл. 15

вклада двух составляющих, одно из которых учитывает понижение концентрации в зоне разрушения и во всех случаях составляло порядка 0,05 кДж/моль; а второе оценивает вклад фазового перехода. Согласно [18] оно cоставит: у сталей с 9 и 15 % никеля – 4,2 кДж/моль, с 12 % никеля – 4,4 кДж/моль. Учитывая долю фазового превращения, получили: для ПК50Н9

∆H = 0,05 + 0,22 · 4,2 = 0,97 кДж/моль; для ПК50Н12 – ∆H =

=0,05 + 0,25 · 4,4 = 1,15 кДж/моль и для ПК50Н15 ∆H =

=0,05 + 0,46 · 4,2 = 1,98 кДж/моль.

Затем вычислили изменение конфигурационной энтропии по формуле (9), для чего гистограммы распределения в соответствии с требованиями статистики были разбиты на 8 интервалов и рассчитаны для каждой стали W1 И W2 по формуле (10).

Слагаемое T∆S, отнесенное к молю вещества, в соответствии с формулой (13): для ПК50Н9 T∆S = –1,17 кДж/моль, для ПК50Н12 T∆S = –1,54 кДж/моль, для ПК50Н15 T∆S = = –2,43 кДж/моль; тогда ∆Z для каждой из сталей составит 0,2 кДж/моль; 0,39 кДж/моль; 0,45 кДж/моль соответственно.

30

ELIB.PSTU.RU