Вплив складників мікроструктури на статичну тріщиностійкість сталі 13ХМФ

З використанням критерію локального руйнування Рітчі, Нотта, Райса проаналізовано умови зародження і поширення мікротріщин у феритній сталі 13ХМФ з різною мікроструктурою. З урахуванням розмірів зерен, карбідів та їх дисперсності оцінено вірогідність руйнування крізьзеренним відколом за заданого рів...

Ausführliche Beschreibung

Gespeichert in:

Bibliographische Detailangaben
Veröffentlicht in:	Фізико-хімічна механіка матеріалів
Datum:	2011
1. Verfasser:	Дзіоба, І.Р.
Format:	Artikel
Sprache:	Ukrainian
Veröffentlicht:	Фізико-механічний інститут ім. Г.В. Карпенка НАН України 2011
Online Zugang:	https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/138226
Tags:	Tag hinzufügen Keine Tags, Fügen Sie den ersten Tag hinzu!
Назва журналу:	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
Zitieren:	Вплив складників мікроструктури на статичну тріщиностійкість сталі 13ХМФ / І.Р. Дзіоба // Фізико-хімічна механіка матеріалів. — 2011. — Т. 47, № 5. — С. 82-89. — Бібліогр.: 30 назв. — укp.

Institution

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine

id	nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-138226
record_format	dspace
spelling	Дзіоба, І.Р. 2018-06-18T11:50:14Z 2018-06-18T11:50:14Z 2011 Вплив складників мікроструктури на статичну тріщиностійкість сталі 13ХМФ / І.Р. Дзіоба // Фізико-хімічна механіка матеріалів. — 2011. — Т. 47, № 5. — С. 82-89. — Бібліогр.: 30 назв. — укp. 0430-6252 https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/138226 621.181:669.018 З використанням критерію локального руйнування Рітчі, Нотта, Райса проаналізовано умови зародження і поширення мікротріщин у феритній сталі 13ХМФ з різною мікроструктурою. З урахуванням розмірів зерен, карбідів та їх дисперсності оцінено вірогідність руйнування крізьзеренним відколом за заданого рівня напружень σуу під час випроб на статичну тріщиностійкість. Для сталі з різною структурою визначено критичні напруження σC1,0 і довжини відрізків rC, з досягненням яких з імовірністю Pf =1,0 реалізується руйнування крізьзеренним відколом. Проанализированы условия зарождения и распространения микротрещин в ферритной стали 13ХМФ с различной микроструктурой с использованием критерия локального разрушения Ритчи, Нотта, Райса. С учетом размеров зерен и карбидов, а также их дисперсии оценена вероятность реализации хрупкого разрушения внутризеренным сколом при заданном уровне напряжения σyy во время испытаний на статическую трещиностойкость. Определены критические напряжения σC1,0 и расстояние rC, при которых с вероятностью Pf = 1,0 реализуется разрушение внутризеренным сколом. The analysis of initiation and propagation of microcracks in various microstructures of the 13ХМФ ferritic steel was done by local fracture criterion of Ritchie, Knott and Rice. The probability of cleavage fracture for the set level of stress σyy was estimated taking into consideration the microstructural components of the material – grain size, size and dispersion of carbides. The critical stress level σC1.0 and critical length rC were determined for various microstructure of steel for probability of cleavage fracture Pf = 1.0. uk Фізико-механічний інститут ім. Г.В. Карпенка НАН України Фізико-хімічна механіка матеріалів Вплив складників мікроструктури на статичну тріщиностійкість сталі 13ХМФ Влияние составляющих микроструктуры на статическую трещиностойкость стали 13ХМФ The influence of microstructure components on static crack growth resistance of 13ХМФ steel Article published earlier
institution	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
collection	DSpace DC
title	Вплив складників мікроструктури на статичну тріщиностійкість сталі 13ХМФ
spellingShingle	Вплив складників мікроструктури на статичну тріщиностійкість сталі 13ХМФ Дзіоба, І.Р.
title_short	Вплив складників мікроструктури на статичну тріщиностійкість сталі 13ХМФ
title_full	Вплив складників мікроструктури на статичну тріщиностійкість сталі 13ХМФ
title_fullStr	Вплив складників мікроструктури на статичну тріщиностійкість сталі 13ХМФ
title_full_unstemmed	Вплив складників мікроструктури на статичну тріщиностійкість сталі 13ХМФ
title_sort	вплив складників мікроструктури на статичну тріщиностійкість сталі 13хмф
author	Дзіоба, І.Р.
author_facet	Дзіоба, І.Р.
publishDate	2011
language	Ukrainian
container_title	Фізико-хімічна механіка матеріалів
publisher	Фізико-механічний інститут ім. Г.В. Карпенка НАН України
format	Article
title_alt	Влияние составляющих микроструктуры на статическую трещиностойкость стали 13ХМФ The influence of microstructure components on static crack growth resistance of 13ХМФ steel
description	З використанням критерію локального руйнування Рітчі, Нотта, Райса проаналізовано умови зародження і поширення мікротріщин у феритній сталі 13ХМФ з різною мікроструктурою. З урахуванням розмірів зерен, карбідів та їх дисперсності оцінено вірогідність руйнування крізьзеренним відколом за заданого рівня напружень σуу під час випроб на статичну тріщиностійкість. Для сталі з різною структурою визначено критичні напруження σC1,0 і довжини відрізків rC, з досягненням яких з імовірністю Pf =1,0 реалізується руйнування крізьзеренним відколом. Проанализированы условия зарождения и распространения микротрещин в ферритной стали 13ХМФ с различной микроструктурой с использованием критерия локального разрушения Ритчи, Нотта, Райса. С учетом размеров зерен и карбидов, а также их дисперсии оценена вероятность реализации хрупкого разрушения внутризеренным сколом при заданном уровне напряжения σyy во время испытаний на статическую трещиностойкость. Определены критические напряжения σC1,0 и расстояние rC, при которых с вероятностью Pf = 1,0 реализуется разрушение внутризеренным сколом. The analysis of initiation and propagation of microcracks in various microstructures of the 13ХМФ ferritic steel was done by local fracture criterion of Ritchie, Knott and Rice. The probability of cleavage fracture for the set level of stress σyy was estimated taking into consideration the microstructural components of the material – grain size, size and dispersion of carbides. The critical stress level σC1.0 and critical length rC were determined for various microstructure of steel for probability of cleavage fracture Pf = 1.0.
issn	0430-6252
url	https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/138226
citation_txt	Вплив складників мікроструктури на статичну тріщиностійкість сталі 13ХМФ / І.Р. Дзіоба // Фізико-хімічна механіка матеріалів. — 2011. — Т. 47, № 5. — С. 82-89. — Бібліогр.: 30 назв. — укp.
work_keys_str_mv	AT dzíobaír vplivskladnikívmíkrostrukturinastatičnutríŝinostíikístʹstalí13hmf AT dzíobaír vliâniesostavlâûŝihmikrostrukturynastatičeskuûtreŝinostoikostʹstali13hmf AT dzíobaír theinfluenceofmicrostructurecomponentsonstaticcrackgrowthresistanceof13hmfsteel
first_indexed	2025-11-25T12:45:56Z
last_indexed	2025-11-25T12:45:56Z
_version_	1850514787190964224
fulltext	82 Ô³çèêî-õ³ì³÷íà ìåõàí³êà ìàòåð³àë³â. – 2011. – ¹ 5. – Physicochemical Mechanics of Materials УДК 621.181:669.018 ВПЛИВ СКЛАДНИКІВ МІКРОСТРУКТУРИ НА СТАТИЧНУ ТРІЩИНОСТІЙКІСТЬ СТАЛІ 13ХМФ І. Р. ДЗІОБА Технологічний університет, Кєльцe, Польща З використанням критерію локального руйнування Рітчі, Нотта, Райса проаналізова- но умови зародження і поширення мікротріщин у феритній сталі 13ХМФ з різною мікроструктурою. З урахуванням розмірів зерен, карбідів та їх дисперсності оцінено вірогідність руйнування крізьзеренним відколом за заданого рівня напружень σуу під час випроб на статичну тріщиностійкість. Для сталі з різною структурою визначено критичні напруження σC1,0 і довжини відрізків rC, з досягненням яких з імовірністю Pf =1,0 реалізується руйнування крізьзеренним відколом. Ключові слова: феритна сталь, мікроструктура, тріщиностійкість. Ощаднолеговані теплотривкі хромомолібденованадієві (Cr–Mo–V) сталі ши- роко використовують в елементах теплоенергетичного устаткування. Діапазон їх мікроструктури досить широкий: феритна з виділеннями карбідів (FС), ферит- перлітна (FP), ферит-бейнітна (FB), ферит-перліт-бейнітна (FРB), бейнітна (B), бейніт-мартенситна (BM). Вони формуються через відмінності режимів термічно- го оброблення (ТО), а також деградацію сталі під час експлуатації [1–3]. Різним мікроструктурам відповідають різні значення міцності і тріщиностійкості. Вста- новлено кореляційні залежності між мікроструктурою і характеристиками міц- ності і тріщиностійкості, а також закономірності їх зміни внаслідок деградації сталі [3–8]. Показано, що сталям з FP і FB структурами властива низька, а з FС і BM – значно вища тріщиностійкість. При цьому характеристики міцності сталі з FС структурою є нижчі, а з BM – вищі [3]. Особливості руйнування ощаднолегованих теплотривких Cr–Mo–V сталей досліджують, починаючи з 60-х років 20-го сторіччя. Значних успіхів тут досягну- то з розвитком для опису руйнування локальних підходів (LAF – Local Approach to Fracture) [9]. Згідно з концепцією LAF руйнування реалізується у локальній зоні, де напруження (чи деформації) перевищать критичний рівень. У моделях руйну- вання, які базуються на цій концепції, критичний рівень напружень залежить від розмірів і дисперсності складників мікроструктури (зерен, часток, пор) матеріалу. Згідно з критерієм, запропонованим Рітчі, Ноттом і Райсом (РНР) [10], крихке руй- нування крізьзеренним відколом реалізується, коли на відрізку l0, довжина якого перевищує критичне значення rC, розтягувальні напруження σyy перевищать кри- тичні σC. За результатами експериментально-розрахункового моделювання за малих деформацій встановлено, що критичні напруження у декілька разів пере- вищують границю текучості матеріалу σC ≈ (3,0÷4,5)⋅σYS [11]. Припускали, що критична довжина відрізка сумірна з розміром зерна [12]. Крихкому руйнуванню феритних сталей передує значна пластична деформа- ція, що враховано під час числових розрахунків розподілу напружень в околі вер- шини тріщини σyy [13]. Експериментально-розрахунковим аналізом розподілу на- пружень у балковому зразку зі сталі 13ХМФ, навантаженому триточковим зги- ном (SENB), встановлено [14, 15], що: Контактна особа: І. Р. ДЗІОБА, e-mail: pkmid@tu.kielce.pl 83 • для стаціонарної тріщини максимальні напруження виникають на віддалі, рівній приблизно двом розкриттям вершини тріщини (∼2δT); • зі зростанням навантаження максимум на розподілі напружень віддаля- ється від вершини тріщини і відрізок l0 збільшується; • для рухомої тріщини рівень напружень зростає, причому максимум їх розподілу наближається до вершини тріщини, що теж спричиняє збільшення від- різка l0. Виявлено, що крихке руйнування крізьзеренним відколом відбувається в три етапи: зародження мікродефекту; формування від нього мікротріщини всередині зерна; поширення мікротріщини в навколишні зерна з утворенням мезо- (макро-) тріщин [16–18]. Отже, крихке руйнування крізьзеренним відколом протікає за ус- пішної реалізації кожного з цих етапів. Мікродефекти зароджуються внаслідок розтріскування часток, або їх декоге- зії від феритної матриці. Це стає можливим на частках завбільшки понад 100 nm за напружень σC1 = 800…1200 MPa [19–22]. Під час другого етапу з мікродефек- тів утворюються мікротріщини, розмір яких не перевищує розміру зерна. Для розрахунку критичного напруження σC2, необхідного для зародження мікротрі- щин, використано модель Сміта і Барнбі [23]: 21 22 20 0 2 44 1 (1 ) pk C eff eff EC C D D D ⎛ ⎞ γσ ⎛ ⎞⎜ ⎟σ + σ + =⎜ ⎟⎜ ⎟πσ π − ν⎝ ⎠⎜ ⎟ ⎝ ⎠ , (1) де D – розмір зерна; C0 – розмір мікродефекту, рівний діаметру частки d; γp –по- верхнева енергія тріщини в фериті; σeff =KyD–1/2; σk і Ky – параметри, визначені зі залежності Холла–Петча [25–27]; Е і ν – модулі Юнґа і Пуассона. Щоб викорис- тати рівняння (1), слід визначити характеристики матеріалу γp, σk, Ky і знати роз- поділ за розмірами часток і зерен. Згідно з літературними даними величина γp змінюється в інтервалі 2,0…16 J/m2 [12, 24, 25]. У наших розрахунках прийняли γp =14 J/m2 [12]. Впродовж третього етапу мікротріщини поширюються в сусідні зерна. Критичне напруження для подолання межі зерна σC3 розраховували за рівнянням Долбі і Нотта [28]: 1/ 2 3 2(1 ) gb C Eπ γ⎛ ⎞ σ = ⎜ ⎟⎜ ⎟− ν ⋅ ∆⎝ ⎠ , (2) де ∆ – довжина мікротріщини, сумірна з діаметром зерна D; γgb – поверхнева енер- гія тріщини, що переходить через межу зерна. Згідно з результатами досліджень [24, 28] величина γgb =41...54 J/m2. У розрахунках прийняли γgb =45 J/m2. Концепція руйнування як поетапного процесу дає змогу визначити складник мікроструктури, який контролює крихке руйнування крізьзеренним відколом. Якщо σC2 > σC3, то нею є частка, якщо ж σC2 < σC3, то зерно. Визначення складників мікроструктури сталі. Для розрахунку критичних напружень σC2 i σC3 знаходили розміри часток і зерен, а також параметри σk і Ky залежності Холла–Петча. Для цього дослідили сталь 13ХМФ з FC, FPB і BM мік- роструктурами. Використані для отримання цих мікроструктур режими ТО та властиві їм характеристики міцності і тріщиностійкості детально описано і про- аналізовано раніше [3, 8]. Розміри карбідів n у низьколегованих Cr–Mo–V сталях змінюються в інтервалі 100…103 nm. У мартенситі і нижньому бейніті вони дуже дрібні (5…40 nm). У верхньому бейніті їх середній розмір становить ∼250 nm, а максимальний 1000 nm 84 [26, 29]. У структурі сфероїдизованого перліту розміри карбідів досягають 2500 nm [30]. Подібні за розмірами карбіди спостерігали у структурі низьколегованих Cr–Mo–V сталей після тривалої експлуатації [3]. Розподіл часток за розмірами встановили з аналізу зображень мікроструктур, виконаних на сканівному мікро- скопі JSM5400 за збільшення від 5·103 до 15·103 і мікроскопі JEM200CX для про- свічування фольг за збільшення від 2·104 до 4·104 разів. Розміри зерен і часток, їх кількість і густину аналізували за допомогою відповідних комп’ютерних про- грам. Типові мікроструктури сталі та результати кількісного аналізу їх склад- ників ілюструють рис. 1 і табл. 1 і 2. Рис. 1. Мікроструктура сталі 13ХМФ: a – FC; b – FPB; с – BM. Fig. 1. Microstructure of 13ХМФ steel: a – FC; b – FPB; с – BM. Таблиця 1. Відносна кількість зерен діаметром D у сталі 13ХМФ з FC, FPB і BM мікроструктурами, % D, µm Мікроструктура 2,5…5 5…10 10…15 15…20 20…25 25…30 30…35 35…40 40…45 FC – – – 8,33 30,55 33,33 16,67 8,33 2,79 FPB – – 5,13 20,51 30,77 25,64 12,82 5,13 – BM 25,65 58,98 12,82 2,55 – – – – – Таблиця 2. Густина карбідів Nk відповідних розмірів d і віддаль між ними l0 у сталі 13ХМФ з FC, FPB і BM мікроструктурами Nk, mm–2 l0, µm d, nm FC FPB BM FC FPB BM 10…2500 21743300 84147723 206021954 0,220 0,110 0,070 150…2500 1082143 1503095 1940321 0,961 0,815 0,718 250…2500 629762 943571 797464 1,260 1,029 1,119 350…2500 272619 491191 236750 1,915 1,427 2,055 550…2500 89286 188810 76036 3,347 2,301 3,626 750…2500 29761 53095 18893 5,797 4,339 7,275 1000…2500 17857 24524 8179 7,483 6,386 11,057 1250…2500 10714 15000 3429 9,661 8,165 17,078 1500…2500 6905 7857 1071 12,031 11,281 30,550 1750…2500 3810 3095 – 16,202 17,974 125,54 2000…2500 1429 714 – 26,457 37,417 – 2250…2500 714 – – 37,417 – – 85 Зокрема, в табл. 1 наведено відсоток зерен відповідного розміру для FC, FPB і BM структур залежно від інтервалу зміни їх за розміром, а в табл. 2 – густина карбідів відповідного розміру Nk і віддалі між ними l0. Максимальний розмір час- ток для BM структури становить 1750 nm, для FPB – 2250 nm, для FC – 2500 nm. Для визначення параметрів σk i Ky за залежністю Холла–Петча апроксимували окремо дані для зерен розмірами D ≥ 20 µm і D < 20 µm [8]. У першому випадку, що властиво FC і FPB структурам, σk = 50,997, а Ky = 51,213, а у другому, що притаманно B i BM структурам, σk = 274,28, а Ky = 23,39. Аналіз руйнування сталі з різною структурою. Використавши рівняння (1), отримали залежність σC2 = f2(C0), яка характеризує критичні напруження, не- обхідні для поширення мікротріщини від мікродефекту у феритну основу (рис. 2а). З рівняння (2) дістали залежність σC3 = f3(D), яка описує критичні напруження, потрібні для поширення мікротріщини через межу зерна. Крихке руйнування сталі з FC мікроструктурою шляхом крізьзеренного відколу може розпочатися, якщо рівень напружень буде достатнім для зародження мікротріщини від най- більшого мікродефекту. Розмір найбільших карбідів тут d = 2500 nm. Припус- тивши, що розмір утвореного мікродефекту С0 буде таким самим, визначили, що мікротріщина від нього може утворитися, якщо σyy ≥ 1110 MPa. Цей рівень є достатнім також для поширення мікротріщини через межу зерна, розмір якого D ≥ 26 µm. Оскільки частки завбільшки 2500 nm фіксували дуже рідко, то віро- гідність крихкого руйнування крізьзеренним відколом при σyy ≥ 1110 MPa неви- сока. З підвищенням рівня напружень σyy розміри часток, від яких можуть заро- джуватися мікротріщини, і зерен, за наявності яких тріщини можуть поширюва- тися в сусідні зерна, зменшуються. При цьому кількість часток і зерен, які мо- жуть спричинити крихке руйнування крізьзеренним відколом, збільшується і ві- рогідність такого руйнування зростає. Якщо σyy ≥ 1250 MPa, поширення мікротріщин стає можливим від мікроде- фектів з розмірами C0 ≥ 2030 nm. Середня віддаль між такими частками невелика (∼20 µm). Це означає, що у кожному зерні є принаймні одна частка, яка може стати зародком руйнування. Отже, для сталі з FC мікроструктурою рівень σyy ≥ 1250 MPa є достатнім, щоб мікротріщина поширилась через межі всіх зерен. Вірогідність реалізації крихкого руйнування крізьзеренним відколом при цьому зростає до Pf =1,0. Рівень напружень σС1,0, за якого імовірність крихкого руйнування крізь- зеренним відколом досягала одиниці, вважали за критичний, а напруження σС0 відповідали початку крихкого руйнування. Якщо σyy ≥ 1150 MPa, стає можливим крихке руйнування від мікродефектів завбільшки C0 ≥ 2400 nm і мікротріщини при цьому можуть поширюватися крізь межі будь-яких зерен. Віддаль між частками завбільшки C0 ≥ 2400 nm становила l0 =41 nm. Вірогідність реалізації крихкого руйнування крізьзеренним відколом визначали з рівняння 1 k f Ci Di i P P P = = ∑ , (3) де k – кількість інтервалів поділу зерен за розмірами; PCi – вірогідність реалізації крихкого руйнування у зернах i-ої групи; PDi – вірогідність існування в матеріалі зерен i-ої групи. Для сталі з FC мікроструктурою за напружень σyy ≥ 1150 MPa вірогідність реалізації крихкого руйнування Pf , визначена згідно з рівнянням (3), становила 0,72. Чисельними методами для SENB зразків з FC структурою отримали, що за випроб на статичну тріщиностійкість при 20°C напруження σyy перед вершиною тріщини досягають 996 MPa [14]. Це значення є нижче за σС0 = 1100 MPa, коли 86 стає можливим крихке руйнування. Отже, у цьому випадку руйнування повинно відбутися за в’язким механізмом, що підтверджено фрактографічно (рис. 2с). За випроб при –50°C σyy = 1150 MPa [14], Pf = 0,72, а на зламі переважає крихке руй- нування за механізмом крізьзеренного відколу (рис. 2d). Рис. 2. Зміна критичних напружень σC2, необхідних для поширення мікротріщин від дефектів на частках у межах окремих зерен, залежно від розмірів цих дефектів С0, та σC3, потрібних для подолання мікротріщинами меж суміжних зерен, залежно від довжини цих тріщин ∆ (a, b). В’язке (c, e) та практично крихке (d, f) руйнування за випроб на статичну тріщиностійкість сталі 13ХМФ з FС (a, c, d) та FPB (b, e, f) мікроструктурами при 20°C (c, e) та –50°C (d, f). Fig. 2. Change of the critical stresses, σC2, needed for propagation of microcracks from the defects formed on the particles within separate grains, depending on the sizes of these defects, С0, and σC3, required for microcracks growth through the boundaries of neighbouring grains, depending on lengths of these cracks, ∆, (a, b). Ductile (c, e) and practically cleavage (d, f) fractures obtained after fracture toughness test of 13ХМФ steel with FC (a, c, d) and FPB (b, e, f) microstructures at +20°C (c, e) and –50°C (d, f). У сталі з FPB структурою руйнування крізьзеренним відколом можливе при σyy = 1175 MPa, що є достатнім для розвитку мікротріщин від мікродефектів, ут- ворених на найбільших (C0 = 2250 nm) частках (рис. 2b). При цьому стає можли- вим поширення мікротріщин через межі зерен, діаметр яких перевищує 23 µm. При σyy = 1450 MPa мікротріщини можуть зароджуватися від мікродефектів роз- міром C0 > 1520 nm і стає можливим поширення мікротріщин через межі зерен з розмірами D > 15 µm. Середня віддаль l0 між частками з розмірами 1520…2250 nm становить ≈11 µm. Це значить, що практично у кожному зерні є принаймні одна частка, яка може ініціювати руйнування крізьзеренним відколом. Отже, вірогід- ність реалізації крихкого руйнування при σyy = 1450 MPa досягає Pf =1,0. Експериментально-розрахунковим шляхом встановлено, що критичне на- пружень σyy у вершині попередньо наведеної втомної тріщини під час руйнуван- 87 ня зразків SENB при 20°C становить 1250 MPa [14]. Вірогідність руйнування крізьзеренним відколом тут Pf = 0,67. Характер поширення тріщини узгоджуєть- ся з результатами чисельного і металографічного аналізів (рис. 2e). Біля самої вершини відбулося квазістатичне підростання втомної тріщини за в’язким меха- нізмом на глибину 30…50 µm. Виявлено, що зміна в’язкого механізму руйнуван- ня на крихкий (шляхом крізьзеренного відколу) відбувається в місці розташуван- ня максимуму розтягувальних напружень (на деякій віддалі від вершини тріщи- ни) [14]. За випроб при –50°С напруження σyy = 1330 MPa і вірогідність руйну- вання крізьзеренним відколом Pf = 0,93. При цьому тріщина поширюється тільки за механізмом крізьзеренного відколу (рис. 2f). Подібно проаналізували руйнування сталі з BM структурою (рис. 3). Її крих- ке руйнування стає можливим, коли σyy > 1430 MPa і виникають умови для заро- дження і розвитку мікротріщин від мікродефектів розміром C0 ≥ 1750 nm (рис. 3а). Разом з тим мікротріщини, які зародилися від мікродефектів завбільшки C0 ≥ 315 nm, можуть поширитися в навколишні зерна з розміром D > 2,5 µm тільки при σyy = = 3500 MPa. Віддаль між частками з C0 ≥ 315 nm становить ∼2 nm, отже, вони є в кожному зерні і можуть ініціювати руйнування крізьзеренним відколом. У цьому випадку вірогідність руйнування, якщо σyy = 3500 MPa, зростає до Pf = 1,0. Рис. 3. Зміна критичних напружень σC2, необхідних для поширення мікротріщин від дефектів на частках у межах окремих зерен, залежно від розмірів цих дефектів С0 та σC3, потрібних для подолання мікротріщинами меж суміжних зерен, залежно від довжини цих тріщин ∆ (a), вірогідність руйнування крізьзеренним відколом Pf залежно від максимальних розтягувальних напружень попереду вершини тріщини σyy (b) та типове в’язке руйнування за випроб на статичну тріщиностійкість сталі 13ХМФ з BМ мікроструктурою при 20°C (c). Fig. 3. Change of the critical stresses, σC2, needed for propagation of microcracks from the defects formed on the particles within separate grains, depending on the sizes of these defects, С0, and σC3, required for microcracks growth through the boundaries of neighbouring grains, depending on lengths of these cracks, ∆, (a), probability of cleavage fracture, Pf, depending on maximum tensile stress ahead of the crack tip, σyy, (b) and ductile fractures obtained after fracture toughness test of 13ХМФ steel with BM microstructure at +20°C (c). Отримані з аналізу мікроструктури залежності вірогідності руйнування крізь- зеренним відколом Pf від рівня напружень σyy для сталі з BM структурою порівня- ли з результатами експериментально-чисельного аналізу (рис. 3b). Для зразків SENB, випробуваних при 20°C, за допомогою цього аналізу встановлено, що σyy = 1420 MPa [14]. За такого σyy вірогідність руйнування крізьзеренним відко- лом становить Pf = 0, що узгоджується з в’язким механізмом руйнування зразка за таких умов випроб (рис. 3с). Для отримання розподілу часток за розмірами вважали, що однакові за роз- мірами карбіди розташовуються в матеріалі рівномірно. Водночас великі – в ос- новному, вздовж меж зерен групами по декілька штук (3–5) [3, 8]. Віддаль між 88 цими скупченнями в ∼5 разів перевищує її середнє значення l0. Тому на відрізку довжиною 10⋅l0, напевно, знайдеться принаймні одне скупчення карбідів, від яко- го розпочнеться руйнування крізьзеренним відколом. Для поширення мікротрі- щини у навколишні зерна і реалізації крізьзеренного відколу з вірогідністю Pf = 1,0 віддаль rC повинна, крім того, перевищувати розмір найбільшого зерна Dmax. З урахуванням цих двох умов критичну віддаль rC у критерії РНР визначили як rC = max{10 ⋅ l0; Dmax}. (4) Отже, віддаль rC, на якій виникає крихке руйнування, залежить від розміру найбільшого зерна і віддалі між частками відповідних розмірів. Крізьзеренний відкол реалізується в сталі з FC, FPB і BM мікроструктурами з вірогідністю Pf = 1,0 за критичних напружень σС1,0 = 1250; 1450 і 3500 MPa, і довжини rC критичних відрізків 200; 110 і 20 µm відповідно. Критичні напруження, визначені експериментально-чисельним аналізом [15], відповідають вірогідності руйнування крізьзеренним відколом Pf ≈ 0,7. Це підтвер- джує фрактографічний аналіз зламів, оскільки попри домінування крихкого руй- нування виявлено також невеликі зони в’язкого ямкового руйнування (рис. 2с і 2е). РЕЗЮМЕ. Проанализированы условия зарождения и распространения микротрещин в ферритной стали 13ХМФ с различной микроструктурой с использованием критерия ло- кального разрушения Ритчи, Нотта, Райса. С учетом размеров зерен и карбидов, а также их дисперсии оценена вероятность реализации хрупкого разрушения внутризеренным сколом при заданном уровне напряжения σyy во время испытаний на статическую трещи- ностойкость. Определены критические напряжения σC1,0 и расстояние rC, при которых с вероятностью Pf = 1,0 реализуется разрушение внутризеренным сколом. SUMMARY. The analysis of initiation and propagation of microcracks in various micro- structures of the 13ХМФ ferritic steel was done by local fracture criterion of Ritchie, Knott and Rice. The probability of cleavage fracture for the set level of stress σyy was estimated taking into consideration the microstructural components of the material – grain size, size and dispersion of carbides. The critical stress level σC1.0 and critical length rC were determined for various micro- structure of steel for probability of cleavage fracture Pf = 1.0. 1. Крутасова Е. И. Надежность металла энергетического оборудования. – М.: Энергоиз- дат, 1981. – 240 с. 2. Hernas A., Dobrzański J. Trwałość i niszczenie elementów kotłów i turbin parowych. – Gliwice: WPŚ, 2003 – 245 p. 3. Дзіоба І. Р. Властивості сталі 13ХМФ після експлуатації та деградації в лабораторних умовах // Фіз.-хiм. механiка матерiалiв. – 2010. – № 3. – С. 65–72. (Dzioba I. R. Properties of the 13HMF steel after operation and degradation under laboratory conditions // Materials Science. – 2010. – 46, № 3. – P. 357–364.) 4. Структурна деградація теплостійких сталей та її вплив на показники тріщиностійкос- ті / Т. Стахів, І. Дзіоба, Б. Лонюк, О. Студент // Фiз.-хiм. механіка матеріалів. – 2002. – Спец. вип. № 3. – С. 67–72. 5. Влияние длительного термомеханического воздействия на трещиностойкость стали 12Х1МФ / О. Н. Романив, А. Н. Ткач, И. Р. Дзиоба и др. // Физ.-хим. механика мате- риалов. – 1989. – № 2. – C. 87–92. (Effect of long-term thermo-mechanical treatment on the crack resistance of the 12Kh1MF steel / O. M. Romaniv, A. N. Tkach, I. R. Dzioba, V. M. Siminkovich, A. A. Islamov // Ma- terials Science. – 1989. – 25, № 2. – P. 202–208.) 6. Вплив експлуатацiйної пошкоджуваностi паропровiдної сталi 12Х1МФ на характерис- тики її трiщиностiйкостi / O. M. Романів, Г. M. Никифорчин, І. Р. Дзіоба та ін. // Там же. – 1998. – 34, № 1. – С. 101–104. (Effect of damage in service of 12Kh1MF steam-pipe steel on its crack resistance сharacte- ristics / O. M. Romaniv, H. M. Nykyforchyn, I. R. Dzioba, O. Z. Student, B. P. Lonyuk // Ibid. – 1998. – 34, № 1. – P. 101–104.) 89 7. Dzioba I. Wpływ długotrwałej eksploatacji na własności złączy spawanych rurociągów energetycznych // Energetyka. – 2008. – XVIII. – P. 39–42. 8. Dzioba I. Wpływ składników mikrostruktury na własności mechaniczne i odporność na pękanie stali 13HMF// Ibid. – 2010 – XXI. – P. 48–51. 9. Pineau A. Development of the local approach to fracture over the past 25 years: theory and applications // Int. J. Fracture. – 2006. – 138, № 1–4. – P. 139–166. 10. Ritchie R. O., Knott J. F., and Rice J. R. On the relationship between critical tensile stress and fracture toughness in mild steel // J. of the Mech. and Physics of Solids. – 1973. – 21, № 6. – P. 395–410. 11. McMeeking R. M. and Parks D. M. On Criteria for J-Dominance of Crack Tip Fields in Large-Scale Yielding, ASTM STP 668. – Philadelphia: ASTM, 1979. – P. 175–194. 12. Curry D. A. and Knott J. F. Effect of microstructure on cleavage fracture stress in steel // Metal Sci. – 1978. – 12, № 11. – P. 511–514. 13. Neimitz A., Graba M., and Galkiewicz J. An alternative formulation of the Ritchie-Knott- Rice local fracture criterion // Engn. Fract. Mech. – 2007. – 74, № 8. – P. 1308–1322. 14. Neimitz A., Galkiewicz J., and Dzioba I. The ductile to cleavage transition in ferritic Cr–Mo–V steel: A detailed microscopic and numerical analysis // Ibid. – 2010. – 77, № 13. – P. 2504–2526. 15. Dzioba I., Gajewski M., and Neimitz A. Studies of fracture processes in Cr–Mo–V ferritic steel with various types of microstructure // Int. J. Pressure Vessel and Piping. – 2010. – 87. – P. 575–586. 16. Modelling cleavage fracture of bainitic steels / A. Martin-Meizoso, I. Ocana-Arizcorreta, J. Gil-Sevillano, M. Fuentes-Perez // Acta Metallurgica et Materialia. – 1994. – 42, № 6. – P. 2057–2068. 17. Mechanisms and modeling of cleavage fracture in simulated heat-affect zone microstructures of a high-strength low alloy steel / A. Lambert-Perlade, A. Gourgues, J. Besson, et al. // Me- tal. & Mater.Trans. – 2004. – 35A, № 13. – P. 1039–1053. 18. Ductile to brittle transition of an A508 steel characterized by Charpy impact test, Part I: experimental results / B. Tanguy, J. Besson, R. Piques, A. Pineau // Engn. Fract. Mech. – 2005. –72, № 1. – P. 49–72. 19. Argon A., Im J., and Safoglu R. Cavity formation from inclusions in ductile fracture // Metallurgical Transaction. –1975. – 6A, № 4. – P. 825–837. 20. Goods S. and Brown L. The nucleation of cavities by plastic deformation // Acta Metal. – 1979. – 27, № 1. – P. 1–15. 21. Beremin F. M. Cavity formation from inclusions in ductile fracture // Metal.Trans. – 1981. – 12A, № 5. – P. 723–731. 22. Владимиров В. И. Физическая природа разрушения металлов. – М.: Металлургия, 1984. – 280 с. 23. Smith E. and Barnby J. T. The nucleation and growth of cleavage microcracks in mild steel // Metal. Sci. J. – 1967. – 1. – P. 56–65. 24. Lewandowski J. J. and Thompson A. W. Micromechanisms of cleavage fracture in fully pearlitic microstructures // Acta Metal. – 1987. – 35, № 7. – P. 1453–1462. 25. Panasyuk V. V. Strength and Fracture of Solids with Cracks. – Lviv: FMI NASU, 2002. – 465 p. 26. Bhadeshia H. K. D. H. Bainite in Steels. – London: Institute of Materials, 2001. – 458 p. 27. Firstov S. A., Rogul T. G., and Shut O. A. Hardening of Polycrystals in Passing from Microscopic to Nanostructured State // Mater. Sci. – 2009. – 45, № 6. – P.759–767. 28. Dolby R. E. and Knott J. F. Toughness of martensitic and martensitic-bainitic microstructu- res with particular reference to heat-affected zones // J. of the Iron and Steel Institute. – 1972. – 210, June. – P. 857–865. 29. Thomson R. C. and Bhadeshia H. K. D. H. Changes in chemical composition of carbides in 2.25Cr–1.0Mo power plant steel. Part 1. Bainitic microstructure // Mater. Sci. Technol. – 1994. – 10, № 3. – Р. 193–203. 30. Tweed J. H. and Knott J. F. Micromechanisms of failure in C–Mn weld metal // Acta Metal. – 1987. – 35, № 7. – P. 1401–1414. Одержано 25.07.2011

Вплив складників мікроструктури на статичну тріщиностійкість сталі 13ХМФ

Institution

Ähnliche Einträge