Диффузионные процессы в стали. Мартенситное превращение Диффузионный путь углерода

При нагреве до температур, близких к солидусу, цементит в белом чугуне распадается на исходные компоненты: железо и углерод.

Fe3C → Fe + C.

Режим отжига может быть различным. Во время выдержки при температуре 1000 ºC распадается цементит эвтектики и получается перлитный ковкий чугун (рис. 73, режим а ). Если сделать отжиг в две стадии, с выдержкой вначале немного ниже 1147 ºC, а затем чуть ниже температуры перлитного превращения, то на первой стадии распадется цементит эвтектики, а на второй – цементит, входящий в перлит (рис. 73, режим б ). При таком режиме получается ферритный ковкий чугун, самый мягкий и пластичный (см. рис. 74, а ). Отжиг на ковкий чугун – длительная процедура, он занимает до 70-80 часов. Поэтому ковкий чугун самый дорогой.

Рис. 74. Ферритный (а) и перлитный (б) ковкий чугун

Маркировка ковких чугунов по ГОСТ 1215-92 включает характеристику не только прочности, но и пластичности. Например, КЧ45-7 означает ковкий чугун с пределом прочности при растяжении 450 МПа (45 кг/мм2) и относительным удлинением 7 %. Но несмотря на повышенную пластичность материала, название «ковкий» – условное, ковать его нельзя.

Ковкие чугуны применяют для мелких деталей, работающих с вибрациями, ударами: крюков, скоб, картеров, ступиц и т. д.

Лекция 12

Термическая обработка стали

Термическая обработка – совокупность операций нагрева и охлаждения с целью изменить структуру и свойства сплава в нужном направлении.

Различают упрочняющую термическую обработку, при которой повышаются твердость, прочность и износостойкость, и разупрочняющую обработку, повышающую пластические свойства и вязкость, но снижающую твердость и сопротивление деформации и разрушению.

Для стальных изделий широко применяются оба варианта термической обработки.

Любую операцию термической обработки можно представить графически в виде кривой в координатах «температура – время», включающей участки нагрева, выдержки и охлаждения. Главные параметры, определяющие результат термической обработки, – температура нагрева t н, время выдержки tв и скорость охлаждения v охл. (рис. 75).

Термическая обработка стали основана на фазовых превращениях, происходящих при нагреве ее выше критических температур и охлаждении с различными скоростями.

Превращения при нагреве стали

Температуры превращений, или критические точки, при нагреве стали принято обозначать (рис. 76):

· начало превращения феррита в аустенит (Fea ® Feg) – Ac 1 (эти точки расположены на линии PSK );

· завершение превращения феррита в аустенит (Fea ® Feg) – Ac 3 (эти точки лежат на линии GS );

· окончание растворения цементита в аустените – Accm (точки находятся на линии SE ).

Точки A 2 относятся к магнитному, а не фазовому превращению, которое мы здесь не рассматриваем.

Следует обратить внимание на то, что точки Ac 3 и Accm – свои для каждой стали, а точка Ac 1 – одна для всех углеродистых сталей: 727 °С.

Обозначение критических точек буквой «A » происходит от французского слова «arreter » – «остановка» (площадка на кривой охлаждения). Индекс «c » означает первую букву французского слова «chauffer » – нагревать ; при охлаждении стали те же самые точки обозначаются индексом «r » («refroidir » – охлаждать ): Ar 3, Ar 1.

Рассмотрим превращения, происходящие при нагреве эвтектоидной стали (рис. 76, состав 1-1).

Нагрев от комнатной температуры до линии PSK не приводит к каким-либо изменениям структуры, она остается перлитной. При достижении температуры Ac 1 = 727 °С начинается превращение перлита в аустенит. В ферритных участках, на границах между ферритом и цементитом, возникают зародыши новой фазы – аустенита (рис. 77, а ). Кристаллическая решетка железа перестраивается из кубической объемно-центрированной в кубическую гранецентрированную: Fea ® Feg. Стимул превращения – разница в свободной энергии новой и старой фазы: при повышенных температурах g-железо обладает меньшим запасом свободной энергии и является равновесной фазой. Превращение идет по диффузионному механизму за счет присоединения все новых атомов железа к растущему кристаллу аустенита. Цементит постепенно растворяется в образовавшихся аустенитных зернах.

Для эвтектоидной стали Ac 3 = Ac 1 = 727 °С, т. е. превращение начинается и заканчивается при одной и той же температуре. (Поступающая при нагреве энергия расходуется на образование новой поверхности раздела.)

Дальнейший нагрев от Ac 3 до солидуса не приводит к фазовым превращениям, но с ростом температуры растет зерно аустенита (рис. 77, б , в ). Это объясняется тем, что в крупнозернистой структуре поверхность границ зерен меньше, поэтому меньше и поверхностная энергия, т. е. крупнозернистая структура является термодинамически более стабильной. Одновременно за счет диффузии выравнивается содержание углерода в твердом растворе (сразу после превращения бывшие ферритные и цементитные участки сильно отличаются по концентрации углерода).

При нагреве доэвтектоидной стали (рис. 76, состав 2-2) в перлитных участках происходят те же самые превращения при температуре Ac 1 = 727 °С. Затем, при увеличении температуры до Ac 3, избыточный феррит постепенно превращается в аустенит путем зарождения и роста зерен новой фазы. Дальнейший нагрев сопровождается выравниванием концентрации углерода за счет диффузии и ростом зерна аустенита.

При нагреве заэвтектоидной стали (рис. 76, состав 3-3) отличие одно: в интервале от Ac 1 до Accm происходит растворение избыточного цементита в аустените.

Зерно аустенита и свойства стали

В каждой перлитной колонии зарождается несколько зерен аустенита, поэтому при нагреве происходит измельчение зерна. Но важно помнить, что нагрев до слишком высоких температур неизбежно приведет к его росту. При этом возможно возникновение двух видов дефектов:

а) Перегрев – укрупнение зерна аустенита выше балла, допустимого по условиям работы детали. Перегретая сталь имеет пониженную пластичность и ударную вязкость. Но этот брак можно исправить повторным нагревом до нормальных температур.

б) Пережог – окисление и оплавление границ зерен при температурах, близких к солидусу. Появление оксидов на границах аустенитного зерна – неисправимый брак, такая сталь имеет камневидный излом и очень высокую хрупкость. Ее отправляют на переплав.

Не во всех сталях рост зерна при нагреве идет с одинаковой скоростью. У сталей, раскисленных кремнием и марганцем, наблюдается очень быстрый рост зерна аустенита, их называют природно-крупнозернистыми . А стали, раскисленные еще и алюминием , являются природно-мелкозернистыми : до 1000–1100 °С зерно в них почти не растет.

Величина зерна влияет на все механические свойства стали, но особенно сильно – на ударную вязкость KCU . Чем крупнее зерно аустенита перед закалкой, тем больше вероятность возникновения трещин при закалке. И в эксплуатации такая сталь будет менее надежной, чем мелкозернистая.

Величина зерна является одним из важнейших контрольных показателей качества термической обработки. Ее оценивают номером или баллом шкалы по ГОСТу металлографическим методом, сравнивая видимую в микроскопе структуру со стандартной шкалой.

Превращения аустенита при охлаждении

Диаграммы состояния строятся для равновесного, очень медленного охлаждения. Но в практике термообработки скорость охлаждения всегда конечна. С ростом скорости охлаждения увеличивается степень переохлаждения аустенита Dt , т. е. превращение аустенита начинается при температуре, все более низкой по сравнению с равновесной. Здесь наблюдается такая же закономерность, как и при кристаллизации.

От степени переохлаждения зависит не только скорость протекания, но и сам механизм превращения переохлажденного аустенита , а значит, структура и свойства его продуктов.

Как правило, охлаждение осуществляется непрерывно, но изучать кинетику превращения (протекание процесса во времени) удобнее в изотермических условиях (при постоянной температуре). Поэтому для каждой стали построена своя диаграмма изотермического превращения аустенита в координатах «температура – время». Ее еще называют
С-образной диаграммой (по форме кривых). Построение ведется экспериментально, по изменению каких-либо свойств, обычно магнитных. С-образная диаграмма для эвтектоидной стали (0,8 % С) приведена на рис. 78.

Рис. 78. Диаграмма изотермического превращения аустенита для стали с 0,8 % С

Две кривые, напоминающие по форме букву «С», показывают начало (кривая a - a ) и окончание (кривая b - b ) превращения аустенита в другие структуры. Слева от линии a - a расположена область переохлажденного аустенита. Как видно из диаграммы, время существования аустенита при температурах ниже Ar 1 различно и зависит от степени переохлаждения. Минимальная устойчивость аустенита проявляется при »550 °С: время до начала превращения составляет всего 1 секунду. При 700 °С это время равно 10 с, а при 300 °С – уже 60 с. Справа от линии b - b – область продуктов превращения, равновесных при определенных температурах.

Диффузионное (перлитное) превращение переохлажденного аустенита. В диапазоне температур 727–550 °С (рис. 78, область I) процесс распада аустенита идет диффузионным путем за счет перераспределения атомов углерода в твердом растворе. Естественные колебания содержания углерода в объеме каждого зерна аустенита происходят все время, но выше температуры A 1 они не приводят к фазовым превращениям. Ниже критической точки A 1 аустенит становится термодинамически неустойчивым. Поэтому, как только в зерне аустенита возникает участок с повышенной концентрацией углерода, в этом участке сразу же образуется кристаллик новой фазы – цементита. Как правило, это происходит на границах зерен, где зарождение и рост новой фазы облегчается повышенной дефектностью решетки. К растущему кристаллу цементита присоединяются атомы углерода из соседних областей, и в этих обедненных углеродом участках происходит полиморфное превращение
Feg ® Fea. Так появляются зародыши безуглеродистой фазы – феррита.

Растущий кристалл феррита отталкивает атомы углерода, которые не могут встроиться в его решетку, поэтому рядом с ним возникает область, обогащенная углеродом, где образуется еще один кристалл цементита (см. рис. 79, б ).

Образующиеся кристаллы феррита и цементита имеют пластинчатую форму и растут параллельно друг другу в обе стороны от границы зерна. Одновременно зарождаются перлитные колонии и в других участках зерна аустенита (рис. 79, в ). Диффузионное превращение продолжается до полного исчезновения исходной фазы – аустенита (рис. 79, г ). Коротко можно записать этот процесс следующим образом:

А0,8 ® Ф0,02 + Ц6,69, или А0,8 ® П0,8.

Рис. 79. Зарождение и рост перлитных колоний в аустените

Чем больше скорость охлаждения, тем больше степень переохлаждения аустенита и тем больше кристалликов новых фаз возникает в единице объема каждую секунду (как и при кристаллизации). Поэтому, чем ниже температура превращения аустенита в феррито-цементитную смесь, тем мельче пластинки этих равновесных фаз. Их величину оценивают средней суммарной толщиной D соседних пластинок феррита и цементита, которую называют межпластиночным расстоянием (рис. 80).

Продукты перлитного превращения по величине зерна (или по дисперсности структуры) условно подразделяют на перлит, сорбит и троостит . Механические свойства зависят от величины зерна: твердость и прочность стали возрастает с измельчением продуктов диффузионного распада, а пластичность и вязкость – уменьшается (табл. 2). Оптимальное сочетание пластичности и вязкости имеет сорбит.

Названия сорбит и троостит происходят от фамилий ученых Сорби и Труста, изучавших эти структуры.

Поскольку в каждом зерне аустенита возникает несколько перлитных колоний, то очевидно, что при перлитном превращении тоже происходит измельчение зерна стали.

Таблица 2

Продукты диффузионного превращения аустенита

Структура

Температура

образования, °С

Межпластиночное
расстояние, мкм

Твердость, HB

троостит

Лекция 13

Бездиффузионное (мартенситное) превращение переохлажденного аустенита. С понижением температуры коэффициент диффузии углерода в железе уменьшается. При большой скорости охлаждения можно переохладить аустенит до такой температуры, когда диффузия практически не идет. Для эвтектоидной стали это примерно 250 °С. Ниже 250 °С, в области III, превращение переохлажденного аустенита происходит по бездиффузионному механизму (рис. 81).

Рис. 81. Диаграмма изотермического превращения аустенита для стали с 0,8 % С

Горизонтальные линии, ограничивающие эту область, обозначены на диаграмме Мн и Мк. Мн – температура начала, а Мк – температура окончания бездиффузионного превращения.

Чтобы переохладить аустенит до температуры Мн, нужно достичь скорости охлаждения, превышающей величину V кр. V кр – это минимальная скорость, при которой аустенит не распадается диффузионным путем на феррито-цементитную смесь. Геометрически это касательная к кривой начала распада (к линии a - a ).

Переохлажденный до точки Мн аустенит претерпевает полиморфное превращение Feg ® Fea, которое происходит бездиффузионно, т. е. не сопровождается перераспределением атомов углерода. Превращение развивается по сдвиговому механизму: за счет одновременного смещения всех атомов кристаллической решетки железа по определенным плоскостям на расстояние меньше межатомного. При этом меняется тип решетки, а соседние атомы так и остаются соседними. Весь углерод, растворенный в решетке g-железа, остается после превращения в решетке a-железа.

Образно можно представить разницу между диффузионным и бездиффузионным превращениями так. Если стоящим в строю солдатам командир скомандует: «Вольно! Разойдись!» – то каждый из них пойдет своим путем, независимо от остальных. Строй сломается, соседи, стоявшие рядом, окажутся далеко друг от друга. Это – диффузионное превращение. Если же команда была: «Два шага вперед! Нале-во!» – то все солдаты шагнут и повернутся одновременно. При этом весь строй сместится на новое место, сохраняя тот же самый порядок, и соседи останутся соседями. Это – бездиффузионное превращение.

В результате бездиффузионного превращения гранецентрированная кубическая решетка аустенита перестраивается в объемно-центрированную. Но поскольку в этой решетке остается весь имеющийся в стали углерод (в данном случае 0,8 %), то каждая элементарная ячейка a-железа искажается, вытягивается и из кубической становится тетрагональной (рис. 82). Мерой искажения решетки является так называемая тетрагональность – отношение высоты элементарной ячейки c к стороне основания a . Тетрагональность с /а возрастает при увеличении содержания углерода в твердом растворе.

Полученная таким образом структура представляет собой пересыщенный твердый раствор углерода в тетрагональной решетке a-железа и называется мартенситом .

(Название дано в честь немецкого ученого А. Мартенса.)

Мартенситный кристалл имеет форму пластины, похожей на выпуклую линзу. Первая возникшая в зерне аустенита мартенситная пластина ограничена размерами этого зерна, следующие образующиеся пластины не пересекают друг друга и не переходят через границы зерен аустенита, т. е. имеют меньший размер (рис. 83). Очевидно, что при мартенситном превращении, как и при перлитном, тоже происходит измельчение зерна стали.

Рис. 83. Образование пластин мартенсита

Мартенсит имеет очень высокую твердость: при содержании углерода 0,8 % она составляет 65 НRC (670 НВ ), а относительное удлинение и ударная вязкость близки к нулю. Мартенсит является хрупкой структурой, пластически не деформируется и режущим инструментом не обрабатывается.

Высокая твердость мартенсита объясняется сильным упрочнением за счет одновременного действия всех четырех механизмов торможения движущихся дислокаций :

1) пересыщенным твёрдым раствором углерода в железе;

2) деформационным упрочнением, возникающим при росте мартенситных кристаллов;

3) измельчением зерен;

4) дисперсными частицами цементита Fe3C (в высокоуглеродистых сталях).

Наибольший вклад в упрочнение дают искажения кристаллической решетки a-железа внедренными атомами углерода. Отсюда следует, что твердость мартенсита будет тем больше, чем больше в нем углерода (табл. 3).

Таблица 3

Твёрдость мартенсита с различным содержанием углерода

Твердость, НRC

Пластины мартенсита образуются с огромной скоростью, равной скорости звука в стали (»5 км/с). Иногда возникает звуковой эффект. Характерная особенность мартенситного превращения: оно развивается только при непрерывном охлаждении до точки Мк. При увеличении содержания углерода температуры точек Мн и Мк понижаются, и мартенситное превращение смещается в область более низких температур (рис. 84).

Рис. 84. Зависимость температур начала и окончания

мартенситного превращения от содержания углерода в стали

Это означает, что в реальных условиях термической обработки весь мартенситный интервал не проходится: обычно охлаждение осуществляется до температуры цеха, т. е. до »20 °С. Поэтому мартенситное превращение в сталях, содержащих более 0,6 % С, до конца не доходит, и в стали после закалки остается некоторое количество аустенита. Его называют остаточным аустенитом .

Количество остаточного аустенита в закаленной стали зависит от содержания в ней углерода и температуры охлаждающей среды. Оно может составлять несколько процентов у высокоуглеродистых сталей и несколько десятков процентов у легированных сталей .

Для того, чтобы остаточный аустенит исчез, инструментальные (высокоуглеродистые) стали обрабатывают холодом.

Промежуточное (бейнитное) превращение переохлажденного аустенита. В диапазоне 500–250 °С (рис. 81, область II) происходит промежуточное превращение, которое начинается с диффузионных процессов, а затем продолжается бездиффузионно, как мартенситное.

Промежуточное превращение начинается с диффузии углерода, в результате чего в аустените образуются участки, обогащенные и обедненные углеродом. Затем в бедных углеродом участках процесс развивается бездиффузионным путем, как при образовании мартенсита (поскольку температура начала мартенситного превращения Мн повышается с уменьшением содержания углерода в твердом растворе). В богатых же углеродом участках аустенита образуются мельчайшие кристаллики цементита.

В результате получается структура, представляющая собой тонкие иглы феррита (или малоуглеродистого мартенсита, так как содержание углерода в нем »0,1 %) и мелкие частицы цементита. Она называется бейнитом и имеет механические свойства, промежуточные между свойствами мартенсита и перлитных структур: 370–450 HB .

Превращения при нагреве мартенсита

Мартенсит является неравновесной структурой. Атомы углерода, внедренные в кристаллическую решетку a-железа, создают внутренние напряжения. Каждый такой атом является точечным дефектом. Кроме того, в мартенсите велика плотность дислокаций (109–1012 см-2). Поэтому мартенсит обладает повышенным запасом внутренней энергии. При комнатной температуре он может сохраняться неограниченно долго, но как только нагрев придаст атомам углерода дополнительную энергию, необходимую для диффузии, начнется превращение мартенсита в более равновесные фазы.

При нагреве мартенсита углерод выделяется из a-твердого раствора, образуя при этом цементит Fe3C. Мартенсит распадается на феррито-цементитную смесь. В зависимости от температуры и времени превращения могут возникнуть структуры сорбита и троостита. Они имеют зернистое, а не пластинчатое строение, в отличие от сорбита и троостита, полученных при распаде переохлажденного аустенита (рис. 85).

Рис. 85. Микроструктура пластинчатых и зернистых феррито-цементитных смесей

Итак, при нагреве мартенсита идут следующие процессы:

1) снижение содержания углерода в мартенсите и образование цементита;

2) уменьшение внутренних напряжений;

3) рост частиц цементита;

4) превращение остаточного аустенита в мартенсит (в сталях с содержанием углерода > 0,6 %, а также в легированных сталях).

Лекция 14

Основные виды термообработки стали

Отжиг

Отжиг является разупрочняющей термической обработкой.

Отжигом I рода называют нагрев стали с неравновесной в результате предшествующей обработки структурой до (или ниже) температуры фазового превращения.

Обычно причиной появления неравновесной структуры является холодная обработка давлением или ускоренное охлаждение после горячей обработки. Температурный режим отжига I рода не связан с фазовыми превращениями в стали .

Цель : Перевести сталь в более устойчивое, равновесное состояние.

Пример : рекристаллизационный отжиг для снятия наклепа; смягчающий отжиг для улучшения обрабатываемости резанием (его еще называют низким ).

Отжигом II рода называют нагрев стали выше температуры фазового превращения с последующим медленным охлаждением (вместе с печью).

Цель : Получить устойчивое, равновесное состояние (как на диаграмме).

Разновидности :

1) Полный отжиг доэвтектоидных (конструкционных) сталей выполняется с целью полной фазовой перекристаллизации.

Для этого сталь нагревают на 30-50° выше критической точки Ас 3 (т. е. линии GS ) и после небольшой выдержки медленно охлаждают. Практически детали охлаждаются вместе с печью со скоростью 30-100 °С/ч (рис. 86).

При нагревании феррит и перлит доэвтектоидной стали превращаются в аустенит. Затем, при медленном охлаждении, распад аустенита происходит в верхней части С-образной диаграммы с образованием новых зерен феррита и перлита. Таким образом, если структура была дефектная (крупные зерна, зерна искаженной формы и т. п.), то при полном отжиге она исправляется, получается однородной и мелкозернистой. Сталь после отжига имеет хорошие пластические свойства и низкую твердость. Это обеспечивает хорошую обрабатываемость стали резанием и давлением.

Отжиг полностью снимает остаточные напряжения.

2) Неполный отжиг заэвтектоидных (инструментальных) сталей выполняется с целью получения структуры зернистого перлита. Для этого сталь нагревают на 30-50° выше критической точки Ас 1 (т. е. линии PS K ). Применяют несколько различных режимов (рис. 87).

В результате отжига цементитные пластины растворяются только отчасти, и при охлаждении получаются сферические, а не пластинчатые кристаллы цементита. Поэтому такой отжиг называют еще сфероидизирующим . Инструментальные стали со структурой зернистого перлита мягче и пластичнее, чем с пластинчатым перлитом. Этот способ отжига повышает обрабатываемость стали и улучшает ее структуру перед закалкой.

При неполном отжиге доэвтектоидной стали ферритная составляющая структуры не изменяется, так как феррит сохраняется при нагреве. Поэтому полного исправления структуры не происходит.

3) Диффузионный отжиг стальных отливок и поковок выполняют с целью устранения неоднородности литой или деформированной структуры. Устранение микроликвации достигается за счет диффузионных процессов. Поэтому, чтобы обеспечить высокую скорость диффузии, сталь нагревают до высоких температур в аустенитной области (близких к солидусу). Для сталей это чаще всего температуры °С. При этих температурах делается длительная выдержка (8-15 ч) и затем медленное охлаждение. Выравнивание состава стали улучшает механические свойства, особенно пластичность.

Температурные интервалы нагрева стали при отжиге показаны на рис. 88.

Рис. 88. Температурные интервалы нагрева стали при отжиге

Нормализация

Нормализация является разновидностью отжига II рода с ускоренным охлаждением.

Нормализация заключается в нагреве стали до температур на 50-70° выше линии GSE (рис. 88) и в охлаждении на воздухе после небольшой выдержки. В этом случае распад аустенита происходит в верхней части С-образной диаграммы, но при несколько меньших температурах, чем при отжиге. Это связано с более быстрым охлаждением.

Поэтому при нормализации получается более мелкая перлитная структура, чем при полном отжиге. Может даже образоваться сорбит – более мелкая, чем перлит, феррито-цементитная смесь.

Для доэвтектоидных сталей нормализация часто заменяет полный отжиг как более производительная и экономичная операция.

После нормализации сталь тверже и прочнее, чем после полного отжига. Микроструктура тоже отличается от равновесной: феррит образует сетку вокруг участков перлита. (Кажется, что в стали больше углерода, чем есть на самом деле.)

Закалка

Закалка – это упрочняющая термическая обработка, которая таким образом изменяет структуру стали, чтобы максимально повысить твердость и прочность.

Закалка заключается в нагреве стали выше температуры фазового превращения с последующим достаточно быстрым охлаждением (со скоростью больше критической).

Цель : получение неравновесной структуры – пересыщенного твердого раствора углерода в a-железе – мартенсита. Практическая цель – получение максимальной твердости, возможной для данной марки стали.

Быстрое охлаждение при закалке необходимо, чтобы углерод не успел выделиться из твердого раствора – аустенита – и остался в решетке железа после охлаждения.

Чтобы закалить сталь, необходимо правильно выбрать температуру нагрева и скорость охлаждения. Эти два параметра являются определяющими при проведении закалки.

При выборе температуры нагрева действует следующее правило: доэвтектоидные стали нагреваются под закалку на 30-50° выше критической точки Ас 3, а заэвтектоидные – на 30-50° выше точки Ас 1 (рис. 89). Небольшое превышение критической точки необходимо, так как в печах для термообработки неизбежны некоторые колебания температуры относительно заданного значения.

Почему закалочная температура выбирается для доэвтектоидных и заэвтектоидных сталей по-разному?

В структуре доэвтектоидных сталей ниже линии GS присутствует феррит. Если закалить сталь из этой температурной области, то аустенит превратится в твердый и прочный мартенсит, а феррит не изменится, так как он является равновесной фазой. Поскольку феррит очень мягкий, то его присутствие в закаленной стали снижает ее твердость. Цель закалки не будет достигнута. Поэтому необходим нагрев до более высоких температур (выше линии GS ), где феррит уже отсутствует.

Закалка из однофазной (аустенитной) области, с температур выше Ас 3, называется полной . Так закаливают доэвтектоидные (конструкционные) стали.

Для заэвтектоидных сталей такой высокий нагрев не требуется, так как выше точки А 1, но ниже линии SE структура состоит из аустенита и цементита. При закалке из этой области аустенит превратится в мартенсит, а цементит сохранится, так как он является равновесной фазой. Наличие в закаленной стали такой твердой структурной составляющей полезно, потому что мелкие частицы цементита являются дополнительными препятствиями для движения дислокаций, повышают твердость и износостойкость.

Закалка из двухфазной области, где присутствуют аустенит и цементит, или аустенит и феррит, называтся неполной . Такой закалке подвергают заэвтектоидные (инструментальные) стали.

Критическая скорость охлаждения при закалке углеродистых сталей составляет не менее 400 °С/c. Такая скорость достигается при охлаждении в воде или водных растворах солей (NaCl) и щелочей (NaOH), увеличивающих охлаждающую способность воды. При этом деталь необходимо энергично перемещать в закалочной жидкости, чтобы удалять с поверхности металла образующийся пар, который замедляет охлаждение. Критическая скорость охлаждения легированных сталей значительно ниже, поэтому применяют более мягкие закалочные среды – минеральные масла или растворы полимеров.

Закалка является наиболее «жесткой» из всех операций термообработки, так как сталь испытывает резкое снижение температуры. При этом в деталях возникают большие внутренние напряжения. Они складываются из термических напряжений, возникающих из-за разности температур на поверхности и в сердцевине детали при быстром охлаждении, и структурных напряжений, образующихся за счет объемных изменений при мартенситном превращении.

Эти напряжения могут привести к деформации детали и даже образованию трещин. Особенно это опасно в отношении деталей сложной формы, имеющих концентраторы напряжений в виде проточек, отверстий, углов, галтелей и т. п.

По способу охлаждения различают:

1) Непрерывную закалку (закалку в одной среде) – (см. рис. 90, кривая 1). Это наиболее простой способ, но при этом в детали появляются большие внутренние напряжения.

2) Закалку в двух средах , или прерывистую закалку (рис. 90, кривая 2). При этом способе сталь быстро охлаждается в интервале температур 750–400 °С, а затем деталь переносится в другую, более мягкую, охлаждающую среду, и в мартенситном интервале охлаждение происходит замедленно. Это приводит к уменьшению внутренних напряжений и снижает вероятность появления трещин. Примером такой закалки может быть процесс с охлаждением вначале в воде, а затем в масле.

3) Ступенчатую закалку (рис. 90, кривая 3), при которой нагретую деталь погружают в жидкую среду с температурой на 20-30° выше точки М н. При этом обеспечивается быстрое охлаждение стали в верхней области температур, а затем делается выдержка, во время которой температура по сечению детали выравнивается, и термические напряжения уменьшаются. Затем детали вынимаются из закалочной ванны, и дальнейшее охлаждение происходит в другой среде, чаще всего на воздухе или в масле. В этом случае мартенситное превращение происходит при медленном охлаждении, в условиях меньших внутренних напряжений. В качестве жидких сред для ступенчатой закалки используют расплавы щелочей, селитры, легкоплавких металлов.

4) Изотермическую закалку (рис. 90, кривая 4). Она существенно отличается от других способов. Здесь выдержка в охлаждающей среде при температуре бейнитного превращения продолжается до полного распада аустенита. Во всех предыдущих случаях при закалке происходит образование мартенситной структуры, а в этом случае – бейнита.

При изотермической закалке напряжения в детали минимальны, исключается образование трещин, деформации значительно меньше. У некоторых легированных сталей (пружинных, штамповых) этот способ закалки позволяет получать оптимальное сочетание прочности и пластичности.

Итак, ступенчатая и прерывистая закалка уменьшают закалочные напряжения, поскольку разница температур на поверхности и в центре детали уменьшается. Но из-за очень маленького периода существования переохлажденного аустенита в углеродистых сталях ступенчатую и изотермическую закалку чаще применяют для легированных сталей.

Возможные дефекты закалки :

а) перегрев – крупное зерно;

б) пережог – окисление границ зерен, очень крупное зерно;

в) недогрев – у доэвтектоидных сталей закалка из интервала Ас 1-Ас 3 приводит к двухфазной структуре (мартенсит + феррит) и низким механическим свойствам;

г) коробление и трещины – вызываются внутренними напряжениями. Удельный объем мартенсита больше удельного объема аустенита, что вызывает напряжения в структуре стали. Особенно это опасно для деталей сложной формы и при сложении структурных напряжений с термическими, возникшими из-за разности температур на поверхности и в центре детали.

Чтобы избежать коробления, тонкие изделия – пилы, ножовочные полотна, бритвы – охлаждают заневоленными в специальных закалочных прессах.

С технологией закалки тесно связаны два важных понятия.

Закаливаемость – это способность стали получать высокую твердость при закалке. Закаливаемость зависит от содержания углерода в стали и характеризуется максимальной возможной твердостью (HRC ) для данной марки.

Наиболее значительное влияние на скорость роста диффузионных слоев, представляющих собой легированную α-фазу (например, силицированных и фосфорированных), оказывает состав насыщаемой стали: содержание в ней углерода и легирующих элементов.
Говоря о фазовом составе силицированных (и вообще любых диффузионных) слоев, можно в первом приближении рассматривать силицирование как взаимодействие железа и кремния в идеальной двухкомпонентной системе. Однако прежде чем рассматривать кинетику силицирования стали, необходимо вспомнить, что насыщаемый металл ни в коей мере не является чистым. Присутствие в системе третьего компонента (например, наличие углерода в насыщаемой стали) должно ускорять или замедлять диффузию насыщающего элемента в зависимости от того, какие изменения примесь вносит в энергию межатомных связей в образующейся тройной системе. В частности, повышение концентрации углерода в насыщаемой стали замедляет протекание практически всех процессов химико-термической обработки, однако действие его различно при диффузии в сталь различных химических элементов. Это различие вызвано тем, что основная доля влияния углерода определяется не взаимодействием углерод-железо (так сказать, «механическими» препятствиями, которые создаются присутствием углерода в твердом растворе), а взаимодействием углерод-насыщающий элемент. Это взаимодействие вызывает энергичное перераспределение углерода в процессе химико-термической обработки стали любым элементом. Характер этого перераспределения определяет как кинетическое влияние углерода на скорость насыщения стали, так и характер изменения структуры зон, непосредственно прилегающих к диффузионному слою, в результате их обезуглероживания или «внутренней цементации».
Поскольку атомная концентрация углерода в силицируемой стали весьма значительно уступает количеству не только железа, но и кремния, углерод можно рассматривать как примесь третьего компонента к двухкомпонентной системе.
Поведение такого третьего компонента при изменении соотношения концентраций первых двух веществ системы определяется двумя факторами: во-первых, растворимостью его во вновь образуемых насыщающим элементом фазах, во-вторых, парциальным коэффициентом диффузии его в этих фазах. Причины «антагонизма» кремния и углерода в сталях заключены в сходстве типа межатомных связей Fe-С и Fe-Si, что приводит одновременно и к резкому снижению растворимости углерода в кремнистом феррите, и к повышению скорости диффузии углерода в высококремнистом твердом растворе, как аустенитном, так и ферритном.
Из данных работы также следует, что присутствие легирующих элементов (по крайней мере в количествах, применяемых в низко- и среднелегированных сталях, до мартен-ситного класса включительно) не должно привести к качественным изменениям во влиянии углерода на глубину силицированных слоев и в характере его перераспределения.
Одним из показателей «антагонизма» кремния и углерода является известный факт восходящей диффузии углерода из малоуглеродистых объемов в высокоуглеродистые в случае, если последние содержат кремний в меньшей концентрации. Опыты по выяснению механизма «обратной» (восходящей) диффузии ставили именно на примере ферритных сплавов системы Fe-Si-С авторы известных монографий; аналогичные по замыслу исследования были проведены Г.В. Щербединским и В.И. Шайдуровым. Авторы этих работ изучили результаты контактной диффузии вблизи стыка образца высокоуглеродистой стали со сталью, содержащей кремний, хром или никель. При этом было установлено, что по обезуглероживающему действию добавка 0,75% Si равноценна присутствию в стали 10% никеля (при этом, однако, не учитывалось то, что никелевая сталь имела аустенитную структуру). По данным, в наибольшей степени растворимость углерода в феррите снижается добавкой кобальта; кремний почти не уступает ему по степени влияния, тогда как действие никеля и марганца в 3-4 раза слабее. Таким образом, не следует забывать, что, хотя скорость диффузии углерода существенно превосходит подвижность компонентов, создающих растворы замещения (в том числе и кремния), перераспределение углерода, сопровождаемое восходящей диффузией, есть вынужденное явление, вызванное подачей кремния в сталь извне. Поэтому можно предполагать, что ни скорость перераспределения углерода не должна превосходить скорости силицирования, ни ширина науглероженной зоны не должна намного превышать глубину силицированиого слоя.
Уже в самый момент зарождения первых микрообъемов стабильного феррита при силицировании углерод диффундирует из ферритных объемов в соседние аустенитные, мало отличающиеся по содержанию кремния, а уже затем в низкокремнистый аустенит. Показательно при этом, что углерод, по-видимому, мигрирует по так называемым Si-позициям, т. е. по тем ячейкам ферритной или аустенитной решетки, в которых один из узлов занят атомом кремния. Это можно объяснить тем, что в присутствии кремния ковалентные связи железа насыщены, и оно оказывается неспособным образовать связь Fe-С. Это своеобразное взаимодействие кремния и углерода в кристаллической структуре, твердого раствора на основе железа постепенно исчезает при повышении температуры (приблизительно выше 900-950 °С) соответственно увеличению количества вакансий, по которым углерод диффундирует более интенсивно. Повышение температуры силицирования (в интервале от 850 до 1000 °C) уменьшает преобладание граничной диффузии углерода над вакансионной; практически конфигурация науглероженной подслойной зоны должна оказаться параллельной поверхности металла, через которую в него поступает кремний. Необходимо отметить, что все описанные взаимодействия свойственны лишь сплавам на основе железа, в случае замены его, например хромом, силицирование не вызвало бы столь энергичного перераспределения углерода ввиду высокого химического сродства компонентов системы Cr-С.
Особенности структуры силицированных слоев и причины их возникновения будут рассмотрены нами ниже. Здесь же необходимо вкратце рассмотреть те изменения, которые вносит оттеснение углерода кремнием в структуру подслойной зоны. Известно, что кремний оттесняет углерод настолько интенсивно, что при борировании кремнистых сталей, например, имеет место своего рода «внутреннее силицирование»: вытесненный бором кремний создает обезуглероженную подборидную зону, состоящую из фаз α и α", концентрация кремния в которой в 4-5 раз превосходит среднее содержание его в стали. Высококремнистая зона оказывается как бы «зажатой» между зоной боридов и высокоуглеродистой зоной. Нечто подобное имеет место при силицировании легированных сталей мартенситного класса: между слоем стабильного высококремнистого феррита и зоной сосредоточения оттесненного кремнием углерода оказывается (при температуре силицирования) полоса аустенита, содержащего кремний в концентрации, недостаточно высокой для создания кремнистого феррита, но в то же время настолько большой, что присутствие кремния приводит к миграции углерода в лежащие глубже слои металла. В доэвтектоидных нелегированных сталях эта полоса отличается от лежащей ниже науглероженной зоны (по структуре в охлажденном состоянии) отсутствием перлита и наличием столбчатых зерен феррита, примыкающих к зернам слоя стабильного феррита (последние, по-видимому, являются для первых матрицей). Однако наиболее характерно строение непосредственно примыкающей к ферриту зоны у сталей мартенситного класса. Оттеснение углерода из этой зоны приводит к резкому снижению прокаливаемости, поэтому у сталей, легированных значительным количеством повышающих прокаливаемость элементов (Cr, Ni, W, Mo), собственно силицированный ферритный слой отделен от сердцевины прослойкой перлита (рис. 42). Описанное явление было замечено некоторыми авторами при борировании сталей с помощью диффузионных источников большой мощности (газовое и электролизное борирование); его следует, по-видимому, ожидать при насыщении сталей названных составов неметаллическими элементами вообще (В, Si, P и др.).

При силицировании низко- и среднеуглеродистых конструкционных сталей оттеснение углерода в процессе насыщения приводит к образованию переходной от диффузионного слоя (слоя кремнистого феррита) к основному металлу зоны, обогащенной углеродом (рис. 43). На сталях с 0,3-45% С переходная зона (при охлаждении с температуры силицирования на воздухе) практически лишена феррита. Присутствие в переходной зоне повышенного содержания углерода и кремния приводит к более интенсивному росту аустенитного зерна (рис. 43).

Особого внимания заслуживает вопрос о размерах и характере влияния концентрации углерода на глубину силицированного слоя. Авторы, изучавшие процесс борирования, утверждают, что характер влияния углерода на скорость диффузии всех неметаллических элементов аналогичен. Авторы, в частности, считают, что функция глубина слоя-содержание углерода имеет вид прямой пропорции. Н.С. Горбунов проводит линию зависимости глубина слоя-концентрация углерода как прямую (рис. 44, а), несмотря на отклонения точек от прямой (по-видимому, автор считает эти отклонения следствием неточностей опыта). Явные следы «спрямления» носит аналогичный график и в монографии А.Н. Минкевича (рис. 44, б), хотя здесь он имеет уже не прямолинейный, а параболический характер.

Автор рассматривает причины параболического характера функции глубина слоя-концентрация углерода и приходит к выводу, что основная причина состоит в следующем. Перераспределение углерода при силицировании с диффузионным оттеснением его в глубь металла подчиняется тем же закономерностям, что и любой процесс диффузионного насыщения, т. е. представляет собой нечто вроде «внутренней цементации». При температурах выше 900 °C, обычно применяемых для силицирования, с одной стороны, весьма быстро (в течение десятков минут) полностью заканчивается рекристаллизация аустенита, и роль граничной диффузии в перераспределении углерода резко уменьшается соответственно уменьшению суммарной протяженности самих границ аустенитного зерна. С другой стороны, объемы названных границ в достаточно высокоуглеродистой стали должны быть насыщены углеродом уже до степени предела растворимости. Поэтому поскольку скорость диффузии углерода по телу зерна невелика, с повышением общей его концентрации в стали возможность оттеснения углерода в объемы, отстоящие от границы силицированного (ферритного) слоя более чем на три-четыре его глубины, практически совершенно исчезает. Легирование стали любым элементом - карбидо- и некарбидообразующим, металлическим и неметаллическим - вообще насыщает границы зерен твердого раствора (α или γ) этим элементом и соответственно снижает степень неравномерности в распределении углерода между телом зерна и его границей. Для неметаллических элементов это выражено значительно слабее, чем для металлов-карбидообразователей, однако в аустените кремний вытесняет углерод с границ в тело зерна (и, следовательно, тем больше препятствует перераспределению углерода, чем выше концентрация последнего в стали) значительно интенсивнее, чем в феррите.
Авторы, по-видимому, впервые исследовали вопрос о том, как изменяется перераспределение углерода в стали при увеличении глубины силицированного слоя (например, при увеличении температуры и продолжительности насыщения). Оказалось, что функция сохраняет качественно неизменный параболический характер, при этом максимум концентрации углерода перемещается в глубь металла соответственно перемещению границы ферритного слоя.
Авторы справедливо указывают, что к борированному слою необходимо причислять не только объемы вблизи поверхности металла, но и всю зону структурного влияния диффундирующего бора. Это утверждение, по-видимому, имеет смысл распространить и на силицирование стали, т. е. в понятие «силицированный слой» необходимо включать: слой силицидов (чаще всего α"-сверхструктуры), слой стабильного высококремнистого феррита, подслой легированного кремнием аустенита (при охлаждении превращающегося в низкоуглеродистых сталях в феррит со столбчатыми зернами, а в сталях мартенситного класса - в прослойку перлита), зону повышенного содержания оттесненного из лежащих выше кремнистых объемов углерода. Глубже этой зоны, собственно, и располагается сердцевина металла, состав и структура которого остались неизменными.
В приведенных выше данных различных авторов о влиянии углерода на глубину силицированного слоя обращают на себя внимание значительные расхождения как количественные, так и качественные. У нас не вызывает сомнений, что причины этих расхождений были чисто методическими: авторы использовали для исследований наборы сталей, в которых при переходе от марки к марке изменялось не только содержание углерода, но и плавочные характеристики, концентрация примесей и т. п. С этой точки зрения представляет интерес применение, метода образцов переменного состава, предложенного акад. С.А. Векшинским в 1944 г. и затем развитого в работе Г.В. Федорова. Метод образцов переменного состава заключается в том, что изучение влияния концентрации какого-либо элемента на процессы диффузионного насыщения производится на образце, уже предварительно подвергнутом насыщению этим элементом. Например, для изучения влияния углерода на силицирование стали цилиндр из железа Армко подвергается глубокой цементации в радиальном направлении; затем, разрезав цилиндр на плоские шайбы, производится их силицирование в направлении образующей. Так как изменение содержания углерода было уже определено ранее послойным химическим анализом, изучение микроструктуры (с определением глубины силицированных слоев) одного насыщенного образца с содержанием углерода, изменяющимся плавно в пределах от 0,07 до 1,2%, позволяет определить влияние углерода на глубину силицированного слоя с недоступной ранее точностью. Метод образцов переменного состава может применяться при изучении влияния на процессы химико-термической обработки любого легирующего элемента в том интервале его концентраций, где этот элемент не образует с насыщаемым металлом соединений фиксированного состава со скачкообразно изменяющейся концентрацией. Известно, например, что железо образует твердые растворы в широком концентрационном интервале с важнейшими легирующими элементами: Cr, Ni, Mn, V, Si (благодаря этому они и применяются для легирования стали).
Основными преимуществами описанного метода являются: высокая точность относительных результатов, обеспечиваемая проведением всех измерений на одном образце, что устраняет, например, влияние различий в содержании неизбежных примесей в различных марках сталей; весьма высокая разрешающая способность, так как для исследования предоставляется практически непрерывный набор сплавов со сколько угодно малым различием по составу. Единственным возражением против применения этого метода может быть то, что в процессе вторичного насыщения (например, силицирования) может произойти диффузионное рассасывание углерода в глубь металла, и количественные результаты измерений в некоторой степени станут менее точными. Однако основное преимущество метода - наличие непрерывного спектра сплавов плавно изменяющегося состава - при этом сохраняется. К тому же при небольшой продолжительности насыщения - 2-3 час - цементованный слой не может приниматься за сколько-нибудь мощный диффузионный источник, рассасывания углерода из него практически не происходит. В еще меньшей степени такое рассасывание угрожало бы слоям, насыщенным металлами (например, хромом). Это было нами подтверждено совпадением данных, полученных с помощью образцов переменного состава и на наборах сталей с различным содержанием углерода.
Результаты, полученные нами методом образцов переменного по углероду состава, приведены на рис. 45. Очевидно, метод силицирования не влияет на характер торможения углеродом процесса насыщения. Однако наиболее существенной особенностью полученных зависимостей является наличие на кривых «площадки»: наиболее значительное влияние на глубину диффузионного слоя углерод оказывает между 0,05 и 0,2 вес.% его содержания, при 0,6-1,2% С влияние его менее ощутимо, но также значительно, в то время как в интервале 0,2-0,5% углерод практически не влияет на глубину силицированного слоя. Специальные исследования показали, что и при насыщении стали другими неметаллическими элементами - бором и фосфором (причем независимо от того, представляет ли собой полученный слой легированную a-фазу или соединения - бориды, фосфиды или силициды),- характер влияния углерода остается качественно аналогичным, а координаты «площадки» - практически неизменными. По-видимому, причины образования «площадки» лежат не в особенностях механизма диффузии того или иного неметаллического элемента в аустените, а в самой природе этого аустенита.

По нашему мнению, полученный характер изменения глубины силицированиого слоя обусловлен особенностями перераспределения углерода при силицировании. Как указывает Зайт, «оттеснение компоненты, первоначально равномерно распределенной по образцу, диффундирующей извне компонентой, является не чем иным, как диффузией при наличии градиента активности, образовавшегося за счет проникновения третьей компоненты». Градиент активности углерода в различных железоуглеродистых сплавах различен даже при одном и том же режиме насыщения. Исходя из полученных данных, можно ожидать, что при увеличении содержания углерода в стали градиент его активности (при прочих равных условиях) изменяется не линейно, а по более сложному закону. Другой характерной особенностью перераспределения углерода при силицировании является довольно сильная концентрационная зависимость коэффициента диффузии в аустените. Диффузионная подвижность углерода в высокоуглеродистых сплавах, как известно, заметно выше, чем в низкоуглеродистых. Соотношением этих двух факторов и определяется кинетика формирования силицированного слоя на углеродистых сталях.
Насыщение поверхности углеродистой стали элементом, понижающим растворимость углерода в аустените, приводит к вытеснению углерода не только из слоя стабильного феррита, но и из довольно значительной по глубине подслойной зоны. В результате оттеснения углерода из поверхностных зон и снижения растворяющей способности аустенита подслойной зоны появляется возможность достигнуть предела растворимости углерода в нем уже тогда, когда содержание углерода в самой стали не превышает 0,5%. Пока предел растворимости углерода не достигнут, нет необходимости в отводе его в глубь металла: поскольку содержание углерода в сердцевине служит препятствием для поступления его из подеяойной зоны лишь в случае наличия такой необходимости, становится понятным, почему до 0,5% С концентрация углерода на глубину силицированного слоя не влияет. В более высокоуглеродистой стали под тонкой малоуглеродистой зоной возникает прослойка, в которой процент углерода близок к пределу растворимости. Диффузионное перемещение этой области затрудняется тем сильнее, чем более высокоуглеродистая сталь подвергается насыщению и чем, следовательно, толще эта углеродистая зона. Это вызывает довольно резкое торможение процесса насыщения.
Быстрое уменьшение глубины диффузионных слоев по мере возрастания содержания углерода в сталях низкоуглеродистых - от 0,05 до 0,2% С - можно объяснить тем, что быстрый диффузионный отвод углерода из углеродистой части подслоя затруднен не высокой его концентрацией, а, наоборот, тем, что она еще слишком низка. Углерод в этом случае, по-видимому, не диффундирует в отдаленные от слоя объемы металла, а накапливается в подслое, так как для рассасывания этого углеродистого подслоя градиент концентрации углерода еще недостаточно велик и не обеспечивает отвод углерода в глубь металла со скоростью, равной или большей скорости роста диффузионного ферритного слоя.
Влияние углерода на скорость силицирования, по-видимомому, не проявлялось бы столь резко в случае наличия возможности выделения части углерода, сосредоточенного в подслойной высокоуглеродистой зоне, в виде карбида (что имеет место, например, при борировании высокоуглеродистых сталей). При силицировании и фосфорировании это, очевидно, невозможно.
Возникновение описанной «площадки» имеет определенное практическое значение: появляется возможность, не уменьшая скорости насыщения, подвергать силицированию довольно высокоуглеродистые стали (это относится, как будет показано ниже, и к сталям легированным), обладающие повышенными механическими свойствами, т. е. сочетать химическую стойкость поверхности деталей с механической прочностью сердцевины.
Все сказанное может быть отнесено не только к силицированию сталей, но и к борированию, алитированию; фосфорированию. Применительно к насыщению стали кремнием положения, сходные с изложенными выше, высказывались известным специалистом по силицированию Э. Фитцером, показавшим, что с повышением содержания углерода в стали глубина силицированиого слоя медленно уменьшается до тех пор, пока концентрация углерода не становится предельной (достаточной для создания сплошного перлитного подслоя).
Имеющиеся в литературе сведения о влиянии содержания углерода в стали на образование пористой зоны α"-фазы состава Fe3Si в силицированном слое немногочисленны и недостаточно убедительны.
Так, по данным японских авторов, на которые ссылаются А.И. Минкевич, А.В. Смирнов и В.М. Переверзев, повышение содержания углерода в стали расширяет интервал температур беспористого силицирования и сдвигает нижнюю его границу в сторону несколько более низких температур от 1200-1220°С (при 0,15% С) до 1060-1200°C (при 1,1% С). Получение беспористого слоя связывают с завариванием или заплавлением возникающих пор при проведении силицирования вблизи температуры плавления силицированиого слоя.
По нашему мнению, получение беспористых слоев при высоких температурах силицирования связано не столько с завариванием и заплавлением пор, сколько с уменьшением вероятности их образования. Область существования α"-фазы, как было показано выше, сужается при повышении температуры и сдвигается в сторону большей концентрации кремния. Одновременно уменьшается степень упорядоченности a"-фазы. Эти факторы приводят, с одной стороны, к меньшей концентрационной зависимости коэффициента диффузии кремния в железокремнистых сплавах и, с другой - к сближению парциальных коэффициентов диффузии железа и кремния, а следовательно, к уменьшению возможности образования диффузионных пор в слое.
В связи с отсутствием растворимости углерода в Fe3Si и наличием дополнительного барьера, препятствующего проникновению углерода к поверхности образца в зону α"-фазы, в виде практически не растворяющего углерод слоя кремнистого феррита, который отделяет α"-фазу от содержащей углерод сердцевины, не следует связывать описанное выше влияние содержания углерода в стали на температурный интервал беспористого силицирования со снижением температуры плавления силицированиого слоя с увеличением концентрации углерода в стали.
По нашим данным, углерод не оказывает значительного влияния на толщину пористой зоны α"-фазы силицированиого слоя. Как было показано выше, в случае электролизного силицирования при температуре 950 °C в расплаве высокой активности (75% Na2SiO3 + 25% NaCl) пористые слои α"-фазы, мало отличающиеся по толщине, формируются на железе Армко и стали 45. При 1050 °C и времени насыщения от 0,5 до 3 час на железе Армко получены более толстые слои α"-фазы, чем на стали 45. Повышение температуры насыщения до 1100°C привело к резкому уменьшению толщины пористых зон на железе Армко и стали 45.
На рис. 26 приведены микроструктуры силицированного слоя, полученного на цементированном образце железа Армко (с переменной концентрацией углерода от 0,06 до 1,2%) в высокоуглеродистой и ферритной областях после электролизного насыщения в расплаве моносиликата натрия с 10 вес.% NaF при температуре 1000°С за 2 час. Силицированный слой состоит из пористой зоны упорядоченного твердого раствора α", расположенной на поверхности образца, и слабо развитой зоны α-твердого раствора, примыкающей к сердцевине.
Зерна α"-фазы имеют игольчатое строение и ориентированы перпендикулярно поверхности образца. Пористость зоны Fe3Si заметно изменяется по глубине слоя. Наиболее развитая область пор расположена гораздо ближе к слою α-фазы, чем к поверхности образца, как в ферритной, так и в высокоуглеродистой части цементированного образца. Толщина и строение зон α- и α"-фаз силицированного слоя при изменении концентрации углерода от 0,06 до 1,3% изменяются незначительно.
При силицировании в среде галогенидов кремния и инертного газа доэвтектоидпых сталей сердцевина образцов обогащается углеродом, так как ферритная прослойка под слоем Fe3Si вытесняет углерод в глубь образца. У заэвтектоидных сталей гетерогенная реакция образования Fe3Si опережает образование кремнистого феррита, поэтому углерод не перемещается в сердцевину от поверхности, а выделяется в виде графита в слое Fe3Si (на стали с 1,4% С). Установлено наличие карбидных выделений на границах столбчатых зерен ферритного диффузионного слоя тонкого стального образца с 0,3% С, после того как в оставшейся узкой аустенитной зоне сердцевины достигнута предельная растворимость углерода.
По данным, скорость слоеобразования Fe3Si при одинаковых условиях силицирования тормозится с повышением содержания углерода до 0,6-1,0%. При больших содержаниях углерода скорость образования слоев Fe3Si увеличивается, углерод остается в слое α"-фазы в виде графита. Слои Fe3Si на высокоуглеродистых сталях практически не имеют технического значения из-за плохой сцепляемости с сердцевиной.

Рис. 9. Тетрагональная кристаллическая ячейка

При больших степенях переохлаждения возрастает термодинамическая неустойчивость аустенита, а скорость диффузии углерода резко падает. В этом случае происходит бездиффузионное превращение аустенита: ГЦК решетка аустенита перестраивается в ОЦК сдвиговым путем, при котором атомы железа перемещаются на расстояния менее межатомных. Весь углерод, ранее растворенный в решетке аустенита, остается в решетке феррита несмотря на то, что равновесная концентрация углерода в феррите не превышает 0,01 % при комнатной температуре. В результате образуется пересыщенный твердый раствор внедрения углерода в α -железе, который называется мартенситом. Количество углерода в решетке мартенсита много больше, чем в в равновесном состоянии, поэтому она сильно искажена и вместо кубической приобретает тетрагональную форму. Отношение периодов решетки мартенсита, т.е. степень тетрагональности, существенно отличается от единицы (с/а > 1). Чем больше углерода, тем выше степень тетрагональности мартенсита (рис. 9).

Мартенсит имеет высокую твердость (до 65 НRC). Высокая твердость мартенсита обусловлена во-первых, искажениями кристаллической решетки и соответственно большими внутренними напряжениями, определяемыми растворенным углеродом. А, во-вторых, возникновением фазового наклепа вследствие увеличения объема при превращении аустенита в мартенсит (плотность упаковки ГЦК-решетки больше ОЦК), в результате чего плотность дислокации в мартенсите достигает уровня плотности дислокации холоднодеформированной стали и равняется 10 10 –10 12 см -2 .

Скорость образования кристаллов мартенсита очень велика и достигает 1000 м/с. Атомы железа при перестройке γ→α смещаются упорядоченно, в строго определенных кристаллографических направлениях. Кроме того, сохраняется общая сопрягающаяся плоскость γ и α- решеток Fe, т.е. граница между фазами является когерентной. Поэтому кристаллическая решетка новой фазы мартенсита закономерно ориентирована и относительно исходной фазы - аустенита, относительно сомой себя. Последующие иглы мартенсита образуются под углом 60°, 120°или180° к предыдущим и ограничены их размерами. Направленность процесса и различие удельных объемов фаз (аустенита и мартенсита) приводят к тому, что аустенит попадает в замкнутые области между иглами мартенсита, испытывает напряжения сжатия, наклепывается и стабилизируется. Таким образом, в стали всегда сохраняется некоторое количество непревращенного, «остаточного аустенита», а конец мартенситного превращения (Mк) считается условным. Мартенситное превращение очень чувствительно к напряжению, а деформация аустенита может вызвать превращения даже при температурах выше Мн (образуется мартенсит деформации).

Мартенсит, как правило, образуется атермически, т.е. при непрерывном охлаждении. Задержка охлаждения при температуре выше температуры конца мартенситного превращения приводит к стабилизации аустенита и при последующем охлаждении его превращение затруднено и протекает с меньшей интенсивностью и полнотой. Количество остаточного аустенита при этом увеличивается, что нежелательно, так как это приводит к неоднородности свойств по сечению и изменению размеров деталей.

Положение точек Мн и Mк не зависит от скорости охлаждения, но зависит от содержания углерода в стали (рис. 10). Если содержание углерода в стали превышает 0,6%, то Мк лежит в области отрицательных температур. В этом случае, чтобы получить максимальное количество мартенсита, необходимо после закалки в воде до комнатной температуры сделать еще и обработку холодом.

Кристаллы в зависимости от состава сплава, а следовательно и от температуры образования, могут иметь различную морфологию. Различают два вида мартенсита: пластинчатый (игольчатый) и пакетный (реечный) (рис. 11). Пластинчатый мартенсит образуется в высокоуглеродистых сталях, имеющих низкие значения Мн и Мк. Сами кристаллы мартенсита в этом случае представляют собой линзовидные пластины, которые в плоскости шлифа имеют вид игл. Пакетный (реечный) мартенсит характерен для низко- и среднеуглеродистых, а также конструкционных легированных сталей. В этом случае кристаллы мартенсита имеют форму тонких реек, вытянутых в одном направлении (рис. 11, б) и объединенных в пакеты.

Рис. 10. Влияние содержания углерода в стали на температуру начала Мн и конца Mк мартенситного превращения

Рис. 11. Схема образования пластинчатого (игольчатого) (а) и пакетного (реечного) (б) мартенсита

Размеры кристаллов любой морфология мартенсита определяются величиной исходного зерна аустенита. Они тем крупнее, чем больше зерно аустенита. Первая пластина мартенсита имеет протяженность, соответствующую поперечному размеру зерна аустенита. Кристаллы, образующиеся при более низких температурах, имеют уже меньшую протяженность (рис. 11, а).

Таким образом, особенностями мартенситного превращения являются его бездиффузионный характер, ориентированность процесса, а для сталей еще и атермическая кинетика образования мартерсита.

Характерной чертой мартенсита является его высокая твердость и прочность, значения которых возрастают с увеличением содержания углерода в мартенсите. Временное сопротивление низкоуглеродистого мартенсита (0,025 % С) составляет 1000 МПа, а мартенсит с содержанием 0,6–0,7 % С имеет временное сопротивление 2 600–2 700 МПа. Однако с повышением в мартенсите содержания углерода возрастает и его склонность к хрупкому разрушению. Мартенсит, содержащий более 0,35–0,4 % С, имеет низкое сопротивление зарождению и распространению трещины, а также низкие значения вязкости разрушения KIс.

Увеличение удельного объема при образовании мартенсита является одной из основных причин возникновения при закалке больших внутренних напряжений, вызывающих деформацию и коробление изделий, а также появление закалочных трещин.

Промежуточное (бейнитное) превращение аустенита протекает по смешанному механизму и имеет черты кинетики диффузионного перлитного и бездиффузионного мартенситного превращений. Изучение бейнитного превращения не предусмотрено настоящей программой.

Превращение аустенита при непрерывном охлаждении.

Влияние непрерывного охлаждения на превращение аустенита можно проследить путем наложения кривых охлаждения на диаграмму изотермического распада аустенита (рис.12). Из рассмотрения этих зависимостей видно, что с повышением скорости охлаждения повышается степень переохлаждения аустенита и соответственно повышается дисперсность феррито-цементитной структуры.

Можно считать, что при небольшой скорости охлаждения v1 образуется перлитная структура, при большей скорости v2 - сорбитная структура и при еще большей скорости - трооститная структура. Бейнитная структура при непрерывном охлаждении углеродистой стали обычно не образуется. При очень высоких скоростях охлаждения(vR, v5) весь аустенит переохлаждается до точки Мн и превращается в мартенсит. Минимальную скорость охлаждения, при которой весь переохлажденный до Мн аустенит превращается в мартенсит, называют критической скоростью закалки (vR). Промежуточная скорость охлаждения v4 соответствует формированию структуры троостит + мартенсит. При пересечении первой С-образной кривой начинается аустенита распад аустенита на троостит, но не заканчивается, т.к. кривая охлаждения не пересекает вторую С-образною кривую. Оставшаяся часть аустенита претерпевает мартенситное превращение ниже Мн.

Рис. 12. Наложение кривых охлаждения на диаграмму изотермического распада.

Превращения при отпуске.

Неравновесные закалочные структуры мартенсит и аустенит остаточные стремяться перейти в более устойчивое состояние. Этот переход осуществляется диффузионным путем. Поэтому чем выше температура отпуска, тем интенсивнее протекают процессы распада неравновесных структур. Распад мартенсита происходит в несколько этапов. При нагреве до 2000С диффузия углерода из пересыщенной решетки мартенсита только начинается и по границам мартенситных кристаллов образуются ε – карбиды (FexС), толщиной несколько атомных слоев, которые не дифференцируются под оптическим микроскопом. Уменьшаются степень тетрагональности решетки мартенсита и остаточные напряжения. Такая структура называется мартенситом отпуска.

При нагреве до350 0 С диффузия углерода протекает интенсивнее, ε – карбид присоединяет недостающий углерод и превращается в цементит (Fe3С). Одновременно происходит превращение аустенита остаточного в мартенсит отпуска и он, как и мартенсит закалки, распадается на феррито-цементитную смесь. Нагрев до 450 0 С приводит к сфероидизации цементита и завершению диффузии избыточного углерода. Формируется структура, состоящая из феррита и мелкодисперсного цементита, называемая трооститом отпуска.

Рис.13. Схема, показывающая влияние глубины закалки на механические свойства закаленной и отпущенной стали.

Нагрев выше 4500С (до6500С) приводит к изменению морфологии фаз. Происходит укрупнение зерен феррита и цементита и дополнительная сфероидизация карбидных включений. Движущей силой этих процессов является уменьшение свободной энергии системы за счет уменьшения поверхностной энергии, такая структура называется сорбитом отпуска.

Феррито-цементитные смеси зернистого строения, при одинаковой твердости имеют более высокие значения предела текучести, относительного удлмнения и коэффициента ударной вязкости (рис.13.), чем пластинчатые структуры, получаемые после закалки или отжига. Ударная вязкость с повышением температуры отпуска увеличивается, однако существуют два температурных интервала отпуска. В которых ударная вязкость заметно понижается: 250-3500С и 550-6000С. Понижение коэффициента ударной вязкости при указанных температурах отпуска называется отпускной хрупкостью I и II рода (см. рис.14).

Рис.14. Влияние температуры отпуска и скорости охлаждения на ударную вязкость конструкционных сталей (1-быстрое охдаждение, 2- медленное охлаждение).

Отпускная хрупкость I рода (необратимая) не устраняется повторным отпуском, поэтому следует избегать проведения отпуска при температурах ее проявления. Отпускная хрупкость I рода наблюдается у всех конструкционных сталей независимо от степени легирования.

Природа отпускной хрупкости I рода недостаточно ясна. Возможными причинами могут являться: потеря вязкой составляющей аустенита (А→Мотп), наличие цементитных включений пластинчатой формы, неравномерность распада мартенсита.

Отпускная хрупкось II рода (обратимая) наблюдается в легированных сталях при медленном охлаждении. Её причиной считают выделение дисперсных фаз легирующих элементов по границам α-фазы и диффузию фосфора к границам зерен. Предотвратить отпускную хрупкось II рода можно путем ускоренного охлаждения в масле или воде после отпуска. Альтернативный путь - микролегирование молибденом или вольфрамом, которые связывают легирующие элементы, не давая им выделяться в виде хрупких частиц по границам зёрен.

Практика термической обработки.

Температура нагрева под закалку для сталей большинства марок определяется положением критических точек А1 и А3. Углеродистые доэвтектоидные стали нагревают на 30-50 0С выше Ас3, такая закалка называется полной. Углеродистые стали с содержанием углерода более 0,8% подвергают неполной закалке, т.е. нагревают на 30-50 0С выше Ас1 (подробнее см. методические указания к лабораторной работе « Закалка сталей»). Заэвтектоидные стали не закаливают из равновесного состояния, для них необходима предварительноя термическоя обработка: как минимум – нормализация, с целью устранения объемной сетки вторичного цементита, либо сфероидизирующий отжиг, с целью формирования карбидов зернистой формы.

Общая продолжительность нагрева под закалку складывается из времени прогрева, зависящего от формы и размеров изделий и времени, необходимого для завершения фазовых превращений. Для деталей сложной формы и большого сечения, с целью предотвращения коробления, рекомендуется ступенчатый нагрев. Охлаждение со скоростью больше критической обеспечивают применением специальных охлаждающих жидкостей: воды, масел, водных растворов солей, щелочей.

Закаливаемисть сталей – способность сталей повышать твердость в результате закалки, зависит главным образом от содержания углерода в стали. Чем больше в мартенсите углерода, тем выше его твердость.

Прокаливаемость- способность стали приобретать структуру закаленного слоя на определенную глубину. Прокалиеваемость определяется критической скоростью охлаждения. Чем меньше критическая скорость закалки, тем выше прокаливаемость стали. Если действительная скорость охлаждения в сердцевине изделия будет меньше критической скорости закалки, то в срдцевине произойдет диффузионный распад аустенита на феррито-карбидную смесь пластинчатого строения и прокаливаемость будет не полной. За глубину закаленной зоны принимают расстояние от поверхности в глубь до структурного слоя, содержащего не менее 50% мартенсита.

Способы закалки сталей.

При закалке изделий существует опасность появления деформаций и трещин в результате возникновения внутренних напряжений. Величина закалочных напряжений определяется формой изделий и содержанием углерода в стали. Чем больше различия в сечениях детали, тем большие внутренние напряжения возникают в ней при охлаждении. Чем больше содержание углерода в стали, тем больше объемные изменения при фазовом превращении и ниже температурный интервал мартенситного превращения, тем тщательнее следует выбирать условия охлаждения при закалке.

Рис. 15. Кривые охлаждения для различных способов закалки.

Закалка в одном охладителе (кривая V1) – наиболее простой и широко используемый способ закалки, однако он применим только для изделий несложной формы.

Закалка в двух средах (кривая V2) обычно применяется для инструмента из высокоуглеродистых сталей. Первое охлаждение проводится в воде, а затем деталь переносят в масло и в интервале мартенситного превращения деталь охлаждается медленнее, что способствует уменьшению внутренних напряжений.

Изотермическая закалка (кривая V3) предполагает изотермический распад аустенита при температуре немного выше Мн. В этом случае формируется структура нижнего бейнита, которая при достаточной прочности обладает повышений вязкостью.

Ступенчатая закалка (кривая V4) предполагает охлаждение и выдержку в среде, имеющей температуру немного выше Мн. В это время деталь приобретает температуру закалочной ванны во всех точках сечения, т.е. снижается градиент температур по сечению изделия. Затем следует окончательное медленное охлаждение, при котором и происходит превращение аустенита в мартенсит. Такой способ закалки уменьшает внутренние напряжения, увеличивает прокаливаемость и снижает вероятность закалочных деформаций.

Закалка в горячих средах (V5) предполагает точное сохранение размеров изделия (например- шаг резьбы), что достигается путем выдержки изделий при температуре ниже Мн. В этом случае аустенит частично стабилизируется и после окончательного охлаждения его количество увеличивается по сравнению с непрерывным охлаждением.

Особенности термической обработки легированных сталей.

ЛЭ группы Ni - Mn,Co,C,N понижают критические точки Ас1 и Ас3.

ЛЭ группы Cr – Cr, W, V, Mo, Ti, Nb, Zr повышают эти критические точки.

Поэтому для легированных сталей температуры нагрева для термической обработки находят только по справочникам!

Влияние ЛЭ на кинетику распада аустенита.

Кинетика распада аустенита определяет поведение стали в процессе термической обработки. Легирующие элементы замедляют диффузионный распад аустенита и задерживают бездиффузионное превращение.

Элементы, которые растворяются в феррите или цементите и не образуют специальных карбидов, кроме Со, оказывают лишь количественное влияние на процессы превращения (Ni, Si, Cu, Al, Mn), т.е. сдвигают S- образные кривые вправо по временной шкале. За счет этого уменьшается критическая скорость закалки, уменьшаются тепловые напряжения, увеличивается прокалиеваемость сталей. Особенно сильно задерживают диффузионный распад аустенита Mo, Cr, Mn. Карбидообразующие (кроме Mn) элементы, кроме количественного влияния оказывают и качественное влияние. Они разделяют перлитное и бейнитное превращения по Т шкале, изменяя вид S- образных кривых. Например в нержавеющих сталях с 14% Cr полностью отсутствует промежуточное превращение (рис,16.), а в сложнолегированных конструкционных 0,3%С с Cr, W или Mo, Ni или Mn отсутствует перлитное превращение. Для высоколегированных инструментальных сталей 0,9%С, содержащих Cr, W и V, S- образные кривые выглядят как на рис.17.

Рис.16. Диаграмма изотермического превращения переохлажденного аустенита для высокохромистых коррозионностойких сталей.

Рис 17. Диаграмма изотермического превращения переохлажденного аустенита для высоколегированных инструментальных сталей.

Легирующие элементы не влияют на кинетику мартенситного превращения. Их влияние сказывается на положении температурного интервала мартенситного превращения.

Si – не изменяет температуры начала и конца М- превращения.

Al и Co повышают температуру начала мартенситного превращения и тем самым способствуют уменьшению количества аустенита остаточного.

Все остальные ЛЭ сдвигают мартенситный интервал в область отрицательных температур и увеличивают количество аустенита остаточного.

На практике пользуются следующей расчетной формулой для определения Мн:

Мн =560 –320(%С) – 50(%Mn)- 30(%Cr) –20(%Ni+Mo).

Например, для стали Гатфильда Г13: Мн =560 –320-50*13=-4100С.

Поэтому после закалки фиксируется аустенитное состояние. У такого аустенита интересные свойства- он мягкий, но им можно дробить камни, т.к. во время удара образуется мартенсит деформации.

В зависимости от положения мартенситного интервала и S- образных кривых для легированных сталей возможны три вариата превращений при охлаждении на воздухе после нагрева под закалку (рис.18.)

Рис. 18. Диаграммы изотермического превращения переохлажденного аустенита для легированных сталей и нанесенными на них кривыми охлаждения на воздухе.

Легированные стали в нормализованном состоянии подразделяются на 3 класса:

1. Перлитный (рис.18.в)
2. Мартенситный (рис.18.б)
3. Аустенитный (рис.18.а)

Необходимо отметить, что данная классификация достаточно условна и относится к образцам небольших размеров.

VI. Модуль 6
Cпециальные стали. композиционные материалы. Полимерные материалы

§ 8. Как измерять скорость диффузии атомов, когда они не диффундируют?

Проблема диффузии - это одна из ключевых проблем физики твердого тела. Движущей силой диффузии обычно является различие концентраций растворенного вещества в разных объемах тела. Например, если в железе растворен углерод и в каких-то участках концентрация его атомов больше, чем в других, то атомы углерода будут двигаться в том направлении, где их меньше. Кристаллическая решетка большей части металлов соответствует одному из трех типов, показанных на рис. 26 упаковки ионов (шаров): гранецентрированная кубическая (рис. 26, а), гексагональная плотно-упакованная (рис. 26, б) и объемно центрированная кубическая (рис. 26, в).

При комнатной температуре железо существует в своей α-модификации и имеет решетку третьего типа. Атомы углерода располагаются в межузлиях решетки основного компонента, внедряются в промежутки между его атомами. Это, между прочим, не так легко, поскольку атомы металла плотно прилегают друг к другу. Например, в пору, соответствующую позиции в центре ребра куба, можно вписать шар радиуса 0,02 нм, так что даже маленький атом углерода не помещается в ней. Он с трудом "втискивается" на свое место и вызывает искажения в решетке, раздвигая соседние атомы железа.

В процессе диффузии атом углерода совершает "скачок" из того межузлия решетки железа, которое он занимает, в соседнее, такое же межузлие, затем в следующее и т. д. Каждый раз он с трудом "протискивается" между плотно прилегающими друг к другу атомами растворителя, прежде чем окажется в соседней позиции внедрения, где ему тоже тесно, но все же "терпимо". Для того чтобы диффундирующему атому совершить скачок, он должен обладать избыточной энергией (существует как бы некоторый энергетический барьер, который нужно преодолеть). Высота этого барьера и есть так называемая энергия активации диффузии Q. Чем выше температура, тем интенсивнее тепловые колебания атомов и тем легче преодолевается барьер.

Важнейшим показателем диффузионной подвижности атомов является коэффициент диффузии D. Согласно теории диффузии расстояние, на которое в среднем удаляется атом при диффузионных блужданиях за время t, пропорционально величине √Dt. Коэффициент диффузии имеет размерность см 2 /с, так что - размерность длины. Понятно, что коэффициент диффузии резко увеличивается с повышением температуры. Эту зависимость впервые установил шведский ученый С. Аррениус в 1889 г.:

D = D 0 e -Q/kT .

Здесь k - постоянная Больцмана, a D 0 - коэффициент пропорциональности (предэкспоненциальный множитель) * .

* (В книге Б. С. Бокштейна "Атомы блуждают по кристаллу" (М.: Наука, 1983. Библиотечка "Квант", вып. 28) детально рассмотрена проблема диффузии в твердых телах и убедительно показана необходимость определения параметров диффузии. )

Чтобы измерить коэффициент диффузии какого-либо вещества в данном металле, его (или его радиоактивный изотоп) наносят на поверхность металла, затем нагревают и длительное время выдерживают образец при высокой температуре, чтобы получить достаточно толстый слой металла со сравнительно большой концентрацией диффундирующего вещества (хотя бы около 100 мкм - чтобы можно было хорошо видеть этот слой в микроскопе и точно измерить его).

Тогда, зная диффузионный путь √Dt и время отжига, этим методом можно измерить коэффициент D с достаточной точностью. А как быть, если нужно знать коэффициент диффузии при невысоких температурах, когда для получения такого слоя требуются месяцы? Здесь нет никакого преувеличения. Например, коэффициент диффузии углерода в железе при комнатной температуре порядка 10 -17 см 2 /с, и перемещение атома углерода всего на одно межатомное расстояние требует уже нескольких секунд. А при температуре 900 - 950°С насыщение поверхности железа углеродом на глубину 1 мм (это очень распространенный в технике процесс - цементация) происходит за несколько часов. Понятно, что все дело в величине коэффициента диффузии, который при 900 °С составляет примерно 10 -7 см 2 /с, т. е. на 10 порядков больше, чем при комнатной температуре (экспонента!). Скорость диффузии при этом увеличивается, соответственно, на 5 порядков.

Между тем параметры диффузии при низких температурах знать очень нужно. В частности, в железе и стали уже при комнатной температуре идут важные структурные изменения, связанные с перемещениями атомов углерода на небольшие расстояния. Так как же быть? На помощь приходит уравнение Аррениуса. Поскольку D 0 и Q не зависят от температуры, достаточно измерить D при двух разных температурах (но обе должны быть высокими, так как нужен достаточно толстый слой). Тогда D 1 = D 0 e -Q/kT 1 и D 2 = D 0 e -Q/kT 2 , и в этой системе двух уравнений остается два неизвестных. Найдя D 0 и Q, мы можем методом экстраполяции вычислить коэффициент диффузии при любой температуре.

Справедливость уравнения Аррениуса многократно проверена экспериментально, но ведь все эти эксперименты проведены в области достаточно высоких температур. Будет ли оно действовать и при низких температурах, правомерна ли экстраполяция? Есть основания сомневаться в этом, по крайней мере, в некоторых случаях. Например, в сильно деформированном металле при низких температурах есть множество дефектов кристаллической решетки (о них речь в следующей главе), которые могут сильно влиять на диффузионную подвижность атомов. А при высоких температурах, необходимых для диффузионного отжига, их число уменьшается в тысячи раз, и мы поневоле получаем искаженное представление об их роли в диффузионных процессах.

Так нельзя ли определить коэффициент диффузии непосредственно при низкой температуре, когда самой диффузии практически нет (точнее, когда она идет крайне медленно)? Здесь как раз и скажет свое веское слово метод измерения внутреннего трения.

Как мы уже установили, при растворении в решетке α-железа атомы углерода с трудом размещаются между атомами железа и вынуждены раздвигать их. Особенно сильно смещаются из нормальных положений два ближайших атома железа, расположенные по краям того ребра, центр которого занял атом углерода. Изобразим элементарную ячейку α-железа утрированно (рис. 28, а), увеличив расстояния между атомами. Если в данной ячейке находится атом углерода, то она искажается так, как (тоже утрированно) показано на позиции "в" - вместо куба мы получаем призму, у которой размеры по оси Z больше, а по двум другим осям - меньше, чем у исходного куба.

Поскольку атомы углерода вызывают сильные искажения в решетке α-железа, в силу известного уже нам принципа Лe Шателье, оно не любит растворять углерод. При комнатной температуре предельная растворимость углерода в α-железе измеряется тысячными долями процента, так что один его атом приходится на несколько тысяч ячеек. Искажения быстро убывают по мере удаления от занятой атомом углерода ячейки, поэтому решетка в целом остается кубической. Кроме того, у атомов углерода нет никаких причин предпочитать ось Z другим осям, поэтому они в среднем равномерно распределяются по всем трем непараллельным ребрам куба. Условно эта ситуация изображена на позиции "б". Условность в том, что трем атомам углерода будет слишком тесно в одной ячейке. Если в одной из них атом углерода расположится в ребре, параллельном оси Z, то в другой удаленной на тысячи межатомных расстояний, он скорее всего окажется на ребре, параллельном оси X или Y и т. д.

Однако ситуация резко меняется, если мы приложим растягивающую силу, например, вдоль оси Z. Это само по себе вызывает искажения решетки того же вида, как на позиции "в". Вертикальные ребра растягиваются, остальные сжимаются (так же, естественно, изменяются внешние размеры самого растянутого образца). Теперь позиции внедрения, наиболее удобные для атомов углерода, перестают быть равноправными. Им удобнее располагаться в вертикальных ребрах, уже растянутых внешним напряжением, чем в горизонтальных - сжатых. Это вызовет перескоки атомов из позиций в осях X и Y в вертикальные ребра и вызовет их дополнительное растяжение. На рис. 28, г показано, к чему это приводит. Здесь та же условность, что и на позиции "б" - каждый атом совершает этот скачок, конечно, в пределах "своей" элементарной ячейки, но во всех ячейках, занятых атомами углерода, они будут стремиться перепрыгнуть в вертикальное ребро. Атом углерода ищет то место, где больше размер поры.

Но такие же скачки из одного ребра в другое атомы углерода совершают и при их диффузионном перемещении в решетке. Скорость скачка определяется диффузионной подвижностью атомов при данной температуре. Имеется простое соотношение между коэффициентом диффузии и временем скачка τ в решетке с длиной ребра а, которое было установлено А. Эйнштейном: D = а 2 /τ; это соотношение верно с точностью до коэффициента, зависящего от геометрии решетки и близкого к единице (переписанное в виде а = √Dτ, оно напомнит вам уже знакомое выражение - одно из основных уравнений диффузии).

Вот мы и получили типичный релаксационный процесс, вызывающий внутреннее трение. Будем циклически изменять нагрузку, приложенную вдоль оси Z (растяжение - сжатие). Если частота колебаний очень высока и время цикла мало по сравнению с τ, атомы не успеют совершить перескок, как напряжение уже изменит знак и ребра Z начнут сжиматься, становясь вместо более удобных, наоборот, более неудобными позициями внедрения. Атом углерода успевает лишь "захотеть" перескочить, как ситуация резко изменяется.

При слишком низких частотах все перескоки будут успевать следовать за изменяющимся напряжением. В ходе нагружения атомы успевают занять вертикальные ребра, в ходе разгрузки - перескочить обратно и создать первоначальное беспорядочное распределение по трем осям. Когда внешнее напряжение начнет сжимать кристалл вдоль оси Z, атомы из вертикальных осей будут переходить в горизонтальные и т. д., причем, поскольку время цикла велико по сравнению с τ, в каждый данный момент будет успевать устанавливаться именно то распределение атомов по трем осям, которое лучше всего соответствует величине и знаку напряжения.

Как мы уже знаем, в этих двух крайних случаях внутреннего трения нет. Оно достигнет максимума при частоте колебаний, отвечающей условию ωτ р = 1, причем τ р здесь близко по величине к τ - времени диффузионного скачка. Ведь не так уж важно, что именно является движущей силой скачков - различие в концентрации атомов углерода в разных местах, как при обычной диффузии, или периодически изменяющееся внешнее напряжение, как в нашем примере.

Теперь, измерив частоту ω, при которой внутреннее трение достигло максимума, и период решетки а, мы легко определим коэффициент D.

Интересно, что максимум внутреннего трения, обусловленный рассмотренным процессом, при комнатной температуре обнаруживается при частоте около 1 Гц, что очень удобно для измерений. Но вообще мы можем по своему усмотрению изменять и частоту колебаний, и температуру образца. Это дает возможность найти энергию активации того диффузионного процесса, который нас интересует. Например, при температуре Т 1 , согласно уравнению Аррениуса, коэффициент диффузии равен D 1 , а время скачка (по формуле Эйнштейна) τ 1 . Если при этой температуре мы будем плавно изменять частоту колебаний ω, то внутреннее трение достигнет максимума при ω 1 = 1/τ 1 . При температуре Т 2 максимум появится при другой частоте ω 2 , так как коэффициент диффузии при этой температуре равен D 2 и время скачка τ 2 . Так мы снова получаем два уравнения Аррениуса с двумя неизвестными D 0 и Q. Остальное - дело техники.

Вот мы и закончили самый, пожалуй, скучный раздел книги. Дальше, как мы рассчитываем, дело пойдет веселее. В "Записных книжках" написано: "Вы даже не представляете себе, каким я могу быть скучным и нудным". Если читатель улыбнется этой ильфовской шутке, то авторы могут себя поздравить. Если же скажет: "Вот именно", то они должны себе посочувствовать.

The unit parameters of quality of public water supply, defined methodology for their calculation and shows the steps for calculating the complex index of the quality of the water supply system are considered.

Key words: water, unit parameters of quality, a comprehensive indicator of quality, the method of calculation.

Belov Dmitry Borisovich, candidate of technical sciences, docent, imsbelov@,mail. ru, Russia, Tula, Tula State University,

Masenkov Evgeny Vyacheslavovich, postgraduate, masenkov-evgeny@yandex. ru, Russia, Tula, Tula State University

УДК669.017.3; 669.017.3:620.18

ВЛИЯНИЕ УСЛОВИЙ ОХЛАЖДЕНИЯ НА УРОВЕНЬ ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ И ПЕРЕРАСПРЕДЕЛЕНИЕ УГЛЕРОДА В АУСТЕНИТЕ И МАРТЕНСИТЕ ПРИ ЗАКАЛКЕ СРЕДНЕУГЛЕРОДИСТЫХ СТАЛЕЙ

Е.М. Гринберг, А.А. Алексеев, Е.Ю. Новикова, А.А. Яровицкая, А.Ф. Галкин

Изучено влияние скорости охлаждения при закалке науровень остаточных напряжений мартенсита после закалки сталей 40Х, 40Х13 и 40Н14. Показано, что факторы, способствующие увеличению возможного диффузионного пути углерода, приводят к формированию более неоднородного распределения углерода после закалки. Превалирующий вклад в перераспределение углерода в ходе закалочного охлаждения вносит сегрегация его на дефектах кристаллической решеткиаустенита в температурном интервале, предшествующем мартенситному превращению.

Ключевые слова: мартенситное превращение, скорость охлаждения, остаточные напряжения, перераспределение углерода, диффузионный путь, распад мартенсита.

В переохлажденном аустените в период охлаждения до точки Мн происходит перераспределение углерода в решетке аустенита с адсорбцией его на дефектах кристаллической структуры. Учитывая высокую подвижность углерода в аустените в интервале Тз -Мн, где Тз - температура нагрева стали под закалку, можно полагать, что подобное перераспределение должно приводить к заметному изменению первоначального распределения углерода.

С другой стороны, в мартенсите, образующемся в углеродистых сталях, процессы перераспределения углерода также получают заметное развитие. Результат этих процессов зависит от возможной протяженности

диффузионного пути атомов углерода. При этом в углеродистых и легированных сталях с содержанием углерода менее 0,6 % ввиду того, что точка Мн находится при сравнительно высоких температурах, процессы распада мартенсита могут получить существенное развитие уже во время охлаждения в мартенситном интервале .

Целью данной работы являлось исследование влияния скорости охлаждения при закалке на уровень остаточных напряжений, а также оценка роли и относительной величины вкладов от перераспределения углерода в переохлажденном аустените и в свежеобразованном мартенсите в изменение свойств и кинетики последующего распада мартенсита в среднеуглеро-дистых сталях.

В качестве объектов исследования приняты среднеуглеродистые стали 40Х, 40Х13 и 40Н14, химический состав которых представлен в табл. 1.

Таблица 1

Химический состав сталей

Марка стали Содержание элементов, % (масс.)

С Сг Со Мо 81 Мп N1 Си 8 Р

40Х 0,44 0,92 - - 0,30 0,71 0,30 0,30 0,035 0,035

40Х13 0,40 13,0 - - 0,8 0,8 0,60 0,30 0,025 0,030

40Н14 0,36 0,07 0,02 0,01 0,30 0,47 14,47 0,06 0,001 0,013

Скорость охлаждения при закалке варьировалась путем использования двух различных закалочных сред: 10 %-ный водный раствор №С1 (далее соль) и минеральное масло (далее масло) или их комбинаций. Режим нагрева под закалку выбирали из расчета получения равномерного распределения углерода в аустените. Температура нагрева под закалку составила: для стали 40Х - 860 °С, 40Х13 - 1050 °С, 40Н14 - 830 °С. Продолжительность изотермической выдержки при температуре нагрева под закалку - 20 мин.

Металлографический анализ образцов проводили на оптическом микроскопе "ОЬвегуег.Б1ш" при увеличении 500 крат. Измерения макротвердости проводили на приборе ТК-2. В качестве оценки ИЯС принимали среднее арифметическое из серии 5 параллельных измерений. Микротвердость измеряли на приборе ПМТ-3 при нагрузке 1 Н на нетравленных шлифах. Для удаления наклепанного поверхностного слоя применяли трехкратную переполировку с промежуточными травлениями. За результат измерения принимали среднее из 50 измерений.

Уровень остаточных макронапряжений определяли рентгенострук-турным методом на дифрактометре ДРОН-2 с использованием кобальтового Ка-излучения. Макронапряжения определяли по смещению рентгенов-

ской линии 211 на угол ДЭщь. Съёмку дифрактограмм проводили при шаговом сканировании (шаг 0,1о), обработку - с помощью прикладной программы для 1ВМРС «Анализ профиля рентгеновской линии методом моментов».

Учитывая методические особенности проведения экспериментов (удаление обезуглероженного приповерхностного слоя, измерения макротвердости, подготовка образцов к проведению измерений), первые измерения микротвердостипроизводились через 1,5-2 ч после завершения соответствующей термической обработки.

Закалочные среды, использованные при проведении исследования, обеспечивают скорости охлаждения, превышающие критические скорости закалки для исследуемых сталей. Микроструктурный анализ и результаты измерения макротвердостиподтверждают, что основной структурной составляющей в закаленных образцах всех исследованных сталей является мартенсит.

На рис. 1, а представлены результаты измерений уровня остаточных макронапряжений (о), а на рис.1, б - микротвердости (ИУ) образцов исследованных сталей после закалки в различных средах. Уменьшение скорости охлаждения при закалке в масле (по сравнению с закалкой в соли) увеличивает временной промежуток существования переохлажденного аустени-та и продолжительностьсамоотпускасвежеобразованного мартенсита. Это способствует повышению полноты перераспределения углерода, как в переохлажденном аустените, так и в образующемся мартенсите, что приводит к существенному снижению уровня остаточных напряжений и микротвердости для всех исследованных сталей.

■ Закалка в соли

■ Закалка в масле

■ Закалка в солп

ШЗакалка в масле

Рис. 1. Уровень остаточных макронапряжений (а) и микротвердость (б) закаленных сталей

Наличие высокого содержания хрома, снижающего диффузионную подвижность углерода, в стали 40Х13 обусловливает минимальную (для исследованных сталей) степень перераспределения углерода (несмотря на

существенно более высокую температуру нагрева под закалку). В результате для стали 40Х13 фиксируются максимальный уровень остаточных напряжений при закалке в обеих средах и минимальная разница в величине остаточных напряжений До = ос - ом, связанная с уменьшением скорости

закалочного охлаждения.

Для стали 40Н14 с высоким содержанием никеля, увеличивающим диффузионную подвижность углерода, наблюдается прямо противоположная картина. Величина остаточных напряжений в закаленных образцах этой стали (осиом) минимальна для каждой охлаждающей среды, а величина До максимальна. Для стали 40Х наблюдаются промежуточные значения этих параметров.

Уровень остаточных напряжений в свежезакаленных образцах среднеуглеродистых сталей обусловлен как степенью пересыщения твердого раствора углерода в ОЦК-железе (мартенсита), так и равномерностью распределения углерода. Размеры и форма образцов, использованных для исследований, позволяют пренебречь вкладом термических напряжений, связанных с неравномерностью охлаждения по сечению образца. Следовательно, различия в уровнях остаточных макронапряжений, обусловленные разной скоростью охлаждения при закалке, можно связать с различной степенью перераспределения углерода как в переохлажденном аустените (в процессе охлаждения до точки начала мартенситного превращения), так и в образующемся мартенсите при его охлаждении до комнатной температуры и выдержке при этой температуре до начала измерений.

Оценка возможного диффузионного пути атомов углерода 1д, выполненная с использованием данных работ по влиянию Сг и N1 на параметры диффузии углерода, показала следующее. Для стали 40Х13 в аустените при закалочном охлаждении от температуры нагрева под закалку до точки Мн/дв 1,5 раза меньше, чем в стали 40Х, и в 3,5 раза меньше, чем в стали 40Н14. При охлаждении от точки Мн до комнатной температуры (т.е. в мартенсите) /д имеет примерно равные значения для сталей 40Х и 40Н14, которые в два раза превосходят аналогичную величину для стали 40Х13. Это хорошо согласуется с представленными выше результатами по уровню остаточных напряжений и микротвердости.

Таким образом, в ходе охлаждения при непрерывной закалке, несмотря на его кратковременность, имеет место заметное перераспределение углерода как в аустените, так и в свежеобразованном мартенсите. Поскольку это перераспределение имеет диффузионную природу, то факторы, способствующие увеличению возможного диффузионного пути атомов углерода в у- и а-модификациях железа должны приводить к повышению полноты этого перераспределения, т.е. к увеличению степени неоднородности распределения углерода в закаленной стали.

Так, повышение скорости закалочного охлаждения и легирование карбидообразующими элементами при прочих равных условиях способствуют созданию более равномерного и, таким образом, менее термодинамически стабильного распределения углерода в мартенсите.

Для ответа на вопрос, какова доля вкладов в суммарное перераспределение углерода при закалочном охлаждении в аустенитном и мартен-ситном интервалах, использовали закалку образцов стали 40Х в двух средах. Закалку производили как через масло в соли, так и через соль в масле. Изменение последовательности закалочных сред обеспечивало различие скоростей прохождения соответствующих температурных интервалов в ходе охлаждения. В качестве контрольных режимов проводили непрерывную закалку в масле и в соли.

При использовании закалки в двух средах выбор времени пребывания в первой среде в соответствии с целью эксперимента должен был бы обеспечивать достижение температуры Мн, после чего образец как можно быстрее переносится во вторую охлаждающую среду. В связи с этим предварительно проводили оценку продолжительности выдержки, необходимой для достижения температуры Мн, для каждой из закалочных сред с использованием нескольких расчетных моделей. Время охлаждения образцов от 860 °С до точки Мн по формуле Френча составило для масла 5,7 с, для соли - 1,7 с. Расчеты, выполненные с использованием данных, представленных в работах , дали для масла 4,1 с, для соли - 0,8 с.

Учитывая различие результатов расчетов, высокие скорости охлаждения и, следовательно, узкие рамки варьирования времени пребывания в первой закалочной среде, нахождение образца на воздухе во время переноса его из одной закалочной среды в другую и другие факторы, было решено применить следующую схему проведения эксперимента (рис.2).

1 ч ^ч. 1 ч 1 N X | 4 X / N. / | х X 1 1 ч ^ ^^ ■ 4 ч - с(}лъ 1 сЛцсло\ 1 ч ^Ч. > ч х ч 4 , ч. ч ч

1 ч 6 соль 2 с. масло % р ^ 7 с1>л£ 3 с. маело ^ 3 масл VI , 2 холь пЦг с. соль ¡.гэс^к^б с. соль

8 1 ^ X соль + IX масло

Рис.2. Схема эксперимента по закалке в двух средах

Были реализованы режимы охлаждения, при которых перенос из первой охлаждающей среды во вторую производился при температурах: выше точки Мн (режимы 4 и 5 на рис.2); приближенных к точке Мн(режимы 3 и 6); ниже точки Мн (режимы 2 и 7). Кроме того, как указывалось выше, для сравнения использовали непрерывную закалку в масле (режим 1) и в соли (режим 8).

Результаты измерений макротведости после термической обработки по указанным режимам представлены в табл. 2.

Таблица 2

Результаты измерения твердости закаленной стали 40Х

Режим HRC Режим HRC

Как отмечалось в работах , различие в значениях макротвердости при закалке в различных средах не позволяет прийти к однозначным заключениям. В отличие от макротвердости, изменение микротвердости при тех же условиях демонстрирует более значимые различия в зависимости от использованных режимов охлаждения (рис. 3).

12345678 Режим охлаждения

Рис.3. Влияние режима охлаждения при закалке на микротвердость стали 40Х

Как и следовало ожидать, непрерывная закалка в масле (режим 1) обеспечивает максимальную продолжительность пребывания образцов в обоих интересующих температурных интервалах («Тз - Мн» и «Мн- 20

°С»), что обеспечивает наибольшую полноту перераспределения углерода и, как следствие этого, минимальные значения микротвердости. Напротив, непрерывная закалка в соли (режим 8) дает максимальную (из использованных) скорость прохождения этих температурных интервалов и соответственно минимальную степень перераспределения углерода и максимальную микротвердость.

При охлаждении по режимам 2, 3 и 4, при которых охлаждение в масле заканчивается вблизи точки Мн, а мартенситный интервал проходится с гораздо более высокой скоростью, микротвердость возрастает (по сравнению с непрерывной закалкой в масле), главным образом, за счет уменьшения полноты протекания самоотпуска свежеобразованного мартенсита в ходе превращения (или при последующей выдержке при комнатной температуре до начала измерений).

Существенно большие различия наблюдаются при использовании в качестве первой закалочной среды раствора №С1. Выдержка в соли в течение 1 с (режим 5), очевидно, не обеспечивает существенного снижения температуры закаливаемого образца перед переносом его в масло. В результате его микротвердость оказывается промежуточной между непрерывной закалкой в масле и закалкой по режимам 2, 3, 4. Увеличение времени пребывания в соли до 2 с (режим 6) приводит к существенному сокращению продолжительности перераспределения углерода в переохлажденном аустените при сохранении минимальной скорости прохождения мартенситного интервала. Это приводит к значительному повышению твердости по сравнению с закалкой в масле. Выдержка в соли в течение 3 с (режим 7), по-видимому, обеспечивает охлаждение с максимальной скоростью как в интервале существования переохлажденного аустенита, так и в части интервала «Мн- 20 °С». В результате значение микротвердости образцов, закаленных по этому режиму, оказывается почти таким же, как и при непрерывной закалке в соли.

Таким образом, уменьшение скорости охлаждения при непрерывной закалке способствует повышению полноты перераспределения углерода и связанному с этим снижению микротвердости, прежде всего, за счет увеличения временного промежутка существования переохлажденного аустенита. Вклад в суммарный эффект от перераспределения углерода в интервале охлаждения от точки Мн до комнатной температуры оказывается значительно меньшим.

1. Различие в уровне остаточных макронапряжений, обусловленное разной скоростью охлаждения при закалке среднеуглеродистых сталей, определяется степенью перераспределения углерода как в переохлажденном аустените (в процессе охлаждения до точки начала мартенситного превращения), так и в образующемся мартенсите при его охлаждении до комнатной температуры и выдержке при этой температуре до начала измерений.

2. Степень перераспределения углерода определяется, главным образом, продолжительностью пребывания в температурном интервале, предшествующем мартенситному превращению, то есть в аустенитной фазе. Вклад процессов перераспределения углерода в мартенсите оказывается значительно меньше. Таким образом, различное состояние мартенсита закаленной стали, связанное с различием скоростей закалочного охлаждения, обусловлено тем, что собственно мартенситное превращение в одной и той же стали начинается при различающемся исходном распределении углерода в переохлажденном аустените.

Исследование выполнено при финансовой поддержке РФФИ и Администрации Тульской области в рамках научного проекта № 15-4803237 «р_центр_а.

Список литературы

1. Смирнов М.А., Счастливцев В.М., Журавлев Л.Г. Основы термической обработки стали. Екатеринбург: УрО РАН, 1999. 495 с.

2. Криштал М.А. Диффузионные процессы в железных сплавах. М.: Наука, 1963. 278 с.

3. Бокштейн Б.С. Диффузия в металлах. М.: Металлургия, 1978. 248

4. Люты В. Закалочные среды: справочное издание, / под ред. Мас-ленкова С.Б.; пер. с пол. Челябинск: Металлургия, 1990. 192 с.

5. Гринберг Е.М., Кондаурова Е.Ю. Влияние скорости охлаждения при закалке на структуру и физико-механические свойства сталей // Известия ТулГУ. Сер. Материаловедение. 2000. Вып. 1. С. 156 - 160.

6. Гринберг Е.М., Варюк Т.С. Влияние скорости охлаждения при закалке на структуру и твердость сталей // Известия ТулГУ. Сер. Материаловедение. 2003. Вып.4. С. 143 - 148.

7. Влияние скорости охлаждения при закалке на уровень остаточных напряжений в сталях / Е.М. Гринберг, С.С. Гончаров, Е.Ю. Кондаурова, Е.С. Жарикова // Известия ТулГУ. Сер. Материаловедение. 2006. Вып.6. С. 6 - 16.

8. Влияние карбидо- и некарбидообразующих легирующих элементов на превращения метастабильных структур при отпуске среднеуглеро-дистых сталей / Е.М. Гринберг, С.С. Гончаров, Е.Ю. Кондаурова, Т.А. Кузина // Известия ТулГУ. Сер. Материаловедение. 2006. Вып. 6. С. 33 - 42.

Гринберг Евгений Маркусович, д-р техн. наук, проф., emgrinhergamail.ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет,

Алексеев Антон Анатольевич, асп., ant.suvorovamail.ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет,

Новикова Елена Юрьевна, канд. техн. наук, доц., kondaurovae@,mail.ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет,

Яровицкая Алина Александровна, студент, ladycat95@mail. ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет,

Галкин Андрей Федорович, студент, [email protected], Россия, Тула, Тульский государственный университет

THE EFFECT OF THE COOLING CONDITIONS ON THELEVEL OFRESIDUAL STRESSES AND REDISTRIBUTIONCARBON IN THE AUSTENITE AND MARTENSITE UPON HARDENINGIN MEDIUM-CARBON STEELS

E.M. Grinberg, A.A. Alekseev, E.Y. Novikova, A.A. Yarovitskaya, A.F. Galkin

The effect of the cooling rate upon hardening on the level of residual stresses of martensiteafter hardening steels 40Х, 40Х13 and 40Н14has been studied.It is shown that the factors contributing to a possible increase in the diffusion path of carbon, lead to the formation of morenonhomogeneous distribution of carbon after hardening. The prevailing contribution to the redistribution of carbon in the course of hardened cooling brings its segregation at crystal lattice defects in the austenite, which is present at temperaturesabove the martensitic transformation temperature.

Key words:martensitic transformation, cooling rate, residual stresses, redistribution of carbon,diffusionpath, decomposition of martensite.

Grinberg Evgeniy Markusovich, candidate of technical science, docent, emgrin-berg@,mail.ru, Russia, Tula, Tula State University,

Alekseev Anton Anatolevich, postgraduate, [email protected], Russia, Tula, Tula State University,

Novikova Elena Yurievna, candidate of technical science, docent, [email protected], Russia, Tula, Tula State University,

Yarovitskaya Alina Alexandrovna, student, ladycat95@,mail.ru, Russia, Tula, Tula State University,

Galkin Andrey Fedorovich, student, anfgalkinamail. ru, Russia, Tula, Tula State University