CC BY
81
УДК 620.197:669.15 Д-р техн. наук С. Б. Бєліков1, канд. техн. наук О. Е. Нарівський2
1 Національний технічний університет, м. Запоріжжя; 2 ВАТ завод «Павлоградхіммаш», м. Павлоград
КІНЕТИКА КОРОЗІЙНИХ ПРОЦЕСІВ СТАЛЕЙ Діві 321 ТА 12Х18Н10Т У НЕЙТРАЛЬНИХ ХЛОРИДОВМІСНИХ РОЗЧИНАХ ТА ШВИДКІСТЬ ЇХ КОРОЗІЇ
Досліджено кінетику корозійного руйнування сталей ЛїБї 321 та 12Х18Н10Т у нейтральних хлоридовмісних розчинах. Установлено закономірності розчинення заліза, хрому та нікелю зі сталіЛІБІ321 у хлоридовмісних розчинах з рН6;7;8 та концентрацією хлоридів 300 mg/l залежно від її хімічного складу, структурної гетерогенності і механічних властивостей. Враховуючи кінетику корозійного руйнування досліджених сталей, розраховано швидкість їх загальної та пітінгової корозії.
Ключові слова: пітінгова корозія, нейтральний хлоридовмісний розчин, швидкість корозії, кінетика корозійного руйнування.
Вступ
Корозійностійку сталь АІ8І 321 та її вітчизняний аналог 12Х18Н10Т часто застосовують у виробництві ємнісної та теплообмінної апаратури. Проте ці короз -ійностійкі сталі, крім загальної корозії, часто піддаються пітінгуванню у нейтральних хлоридовмісних середовищах [1, 2]. До того ж, пітінги часто є осередком зародження та розповсюдження корозійних тріщин на поверхні обладнання [3;4]. При цьому відомо [5], що різні плавки однієї марки сталі мають різну корозійну стійкість у агресивних середовищах. Отже, щоб вибрати сталь з оптимальною корозійною стійкістю, потрібні знання про кінетику корозійних процесів на поверхні сталі у цих середовищах. Тому нижче досліджували кінетику корозійного руйнування сталей АІ8І 321 та 12Х18Н10Т у нейтральних хлоридовмісних розчинах, які є моделлю оборотної води, та визначали швидкість їх загальної та пітінгової корозії.
Матеріали та методика досліджень
Зразки виготовляли із п’яти промислових плавок корозійностійкої сталі АІ8І 321 і для порівняння із однієї плавки сталі 12Х18Н10Т. Зразки діаметром 42 шш і завтовшки 1шш механічно полірували до шорсткості 0,1 мш. Хімічний склад досліджених сталей виз-
начали рентгенівським методом на багатоканальному рентгенівському спектрометрі СРМ-25. На кожному зразку проводили по 15 вимірювань. Дисперсію відхилення вмісту хімічних елементів у сталях АІБІ 321 та 12Х18Н10Т визначали за формулою (1):
2
де - середньоквадратичне відхилення;
n - кількість випробувань; х - вміст елементу, mas.%.
Статистичні дані про вміст хімічних елементів у досліджених сталях подано в табл. 1. Дисперсія відхилення результатів вимірювання становить для вуглецю ±0,003, мангану ±0,005, силіцію ±0,004, хрому ±0,002, нікелю ±0,005, титану ±0,001, купруму ±0,003, молібдену ±0,001,вольфраму ±0,002, азоту ±0,001 і фосфору ±0,003 mas. %.
Зразки досліджених сталей термостатували у хлоридовмісних розчинах з рН 6;7;8 та концентрацією хлоридів 300 mg/l при температурі 70 °С упродовж 240 годин. Хлоридовмісні розчини із вищезгаданими параметрами отримували додаючи у водяний розчин хлористий магній MgCl2, хлоридну кислоту HCl або
Таблиця 1 - Хімічний склад сталей AISI 321 і 12Х18Н10Т
Сталь, плавка Вміст легувальних елементів, %
C-10-3 Mn Si Cr Ni Ті Cu Mo W P N
AISI 321 №1 35 1,66 0,54 17,10 9,10 0,32 0,242 0,242 0,021 0,0330 0,012
AISI 321 №2 30 1,59 0,66 16,43 9,14 0,34 0,242 0,224 0,030 0,0270 0,011
AISI 321 №3 64 1,22 0,52 17,43 9,70 0,41 0,307 0,316 0,021 0,0315 0,012
AISI 321 №4 30 1,62 0,41 17,41 9,24 0,31 0,387 0,096 0,026 0,0290 0,013
AISI 321 №5 40 1,70 0,49 17,70 9,10 0,35 0,334 0,089 0,025 0,0279 0,013
12Х18Н10Т 60 1,70 0,49 17,97 10,46 0,46 0,228 0,150 0,086 0,0280 -
© С. Б. Бєліков, О. Е. Нарівський, 2011
36
гідроксид натрію №ОН. Вміст заліза в розчинах після термостатування зразків визначали методом, який базується на взаємодії іонів двовалентного заліза з 1,10 фенотроліном із утворенням червоного комплексу з максимальним світлопоглинанням 510 пт. Відновлення заліза (ІІІ) до заліза (ІІ) проводили, застосовуючи гідроксиламін. Вміст хрому в розчинах після термо-статування зразків визначали методом, який базується на реакції Сг+6 з дефеніловим спиртом, з наступним визначенням оптичної густини цієї сполуки на КФК-3 при X = 540 пт. Вміст нікелю в розчинах визначали методом, який базується на взаємодії іонів нікелю з діметилгліоксином у слабоаміачному середовищі за наявності брому, з утворенням комплексної сполуки від жовтого до червоного кольору залежно від концентрації нікелю. Фотометричним методом визначали оптичну густину при X = 440 пт. Коефіцієнти селективного розчинення хрому і нікелю визначали за формулою:
"'(Сг, М)
Дт(Сг,N1) ' т(Рє)
Дт,
(2)
(№є) ' т(Сг,N1)
де ^(Сг№) - коефіцієнт селективного розчинення хрому або нікелю;
Дт(Сг№) - вміст хрому або нікелю в розчинах після термостатування у них зразків, mg;
Дт(Ре) - вміст заліза в розчинах після термостатування в них зразків, mg;
Д(Сг№) - вміст хрому або нікелю у сталях, шає.%;
Д„,- вміст заліза у сталі, шає.%
(Ре) 1 ’
Прямолінійні регресійні залежності між вмістом ДРе, ДСг, ДМ у розчинах після термостатування в них зразків та вмістом хімічних елементів у досліджених сталях (№), складовими їх структури (й3 - розмір зерна аустеніту; об’єм оксидів V та нітридів титану V в сталі; Ь , Ь - середня відстань між оксидами або нітридами титану) і їх механічними властивостями (стЬ; ст0 2; 5) визначали методом найменших квадратів [6] за формулою
ДБе; ДСг; ДМ = Ш.; ±; V ;V; Ь ; Ь ;ст„ • ст,; 5), (3)
г г і і 37 ок7 н7 ок7 н7 0,27 Ь7 /7 х '
де Дре^ ДСГі; Д№і - вміст заліза, хрому та нікелю у розчинах після термостатування у них зразків, mg;
N - вміст хімічних елементів у досліджених сталях, шає.% (табл. 1);
й3 - середній діаметр зерна аустеніту, цш;
V - об’єм оксидів у сталі, об. %;
V - об’єм нітридів титану в сталі, об. %;
Ь , Ь - середня відстань між оксидами або нітридами титану, мш;
ст02 - умовна границя текучості, шРа;
стЬ - тимчасовий опір розриву, шРа;
5 - відносне подовження, %.
Середній діаметр зерна аустеніту, об’єм оксидів, нітридів титану та середню відстань між ними визначали раніше [5, 7]. Механічні властивості (ст02, стЬ, 5)
досліджених сталей визначали згідно з ГОСТ 1497-75 на розривній машині Р20 для статичного випробування металів з похибкою вимірювання не більше ніж 1 % (табл. 2).
Таблиця 2 - Механічні властивості сталі АІ8І 321
Плавка, № Механічні показники
аЬ, шРа а0 2, шРа 5;%
1 615 304 69
2 654 332 65
3 569 239 48
4 582 245 55
5 586 291 70
Якщо сталь кородувала в активному стані, то визначали швидкість загальної корозії Vk за формулою [8]:
Vk =
87600
Бґ
т№є + тСг + тМі
р №є рСг рИі
(4)
де тРе тСГ т№ - корозійні втрати заліза, хрому та нікелю, mg;
Б - площа зразка, єш2;
ґ - час випробувань, год;
р (Ре.Сг№) - густина заліза, хрому та нікелю, g/sm3.
Дані про швидкість загальної корозії досліджених сталей надано в табл. 4. Середню швидкість зростання пітінгів 5, цш/год визначали за методикою, яку надано раніше в журналі «Фізико-хімічна механіка матеріалів», який найближчим часом вийде з друку.
Результати досліджень та їх обговорення
У результаті корозійних випробувань та хімічного аналізу розчинів після термостатування в них зразків зі сталей АІ8І321 та 12Х18Н10Т встановлено, що досліджені сталі зазнали найбільших корозійних втрат заліза у хлоридовмісних розчинах з рН7 (табл. 3). Так, у хлоридовмісному розчині з рН7 корозійні втрати заліза зі сталі АІ8І 321 у середньому 7,61 раза більше, ніж у хлоридовмісному розчині з рН6 та у 14,47 раза, ніж із рН8. Аналогічну тенденцію спостережено для сталі 12Х18Н10Т, оскільки корозійні втрати заліза з дослідженої сталі у хлоридовмісному розчині з рН7 у 6,9 раза більше, ніж у хлоридовмісному розчині з рН6 та у 13,4 раза, ніж з рН8.
Такі закономірності найвірогідніше зумовлено тим, що в нейтральному хлоридовмісному розчині з рН7 іони хлору найінтенсивніше адсорбуються у шпаринах оксидної плівки досліджених сталей. При цьому відомо [3, 9], що залізо має меншу енергію десорбції зі сталей, ніж хром та нікель. Варто зазначити, що різні плавки сталі АІ8І 321 та сталь 12Х18Н10Т суттєво відрізняються за корозійними втратами заліза у хло-ридовмісному розчині з рН7. Так, найбільші корозійні втрати заліза 2297•10-6mg виявлено у плавки 2 сталі АІ8І 321, а найменші 185Ы0-6 та 1877•10-6mg у плавки 5 сталі АІ8І 321 та сталі 12Х18Н10Т. Таку тенден-
Таблиця 3 - Корозійні втрати ДРе;ДСг;Д№ зі сталей АІ8І 321 та 12Х18Н10Т після термостатування у нейтральних хлоридовмісних розчинах при температурі 70 °С упродовж 240 годин
Параметри розчину Хімічний елемент Марка сталі, плавка
АІ8І 321 (1) АІ8І 321 (2) АІ8І 321 (3) АІ8І 321 (4) АІ8І 321 (5) 12Х18Н10Т
рН СС1 , шй/1 Корозійні втрати, mg•10 6
Ре 276 268 278 259 261 272
6 300 Сг 100 588 441 362 284 128
Мі 800 1054 4032 1479 4030 2897
Ре 1930 2297 2048 2087 1851 1877
7 300 Сг 1109 692 2480 2838 468 796
Мі 621 1575 2148 2464 2580 2387
Ре 150 150 130 146 130 140
8 300 Сг 483 1710 2480 2838 500 796
Мі 1957 1193 3102 1384 1193 2911
цію, в основному, зумовлено зміною вмісту хрому й азоту в сталях АІ8І 321 та об’єму оксидів V і середньої відстані між нітридами титану Ьн. Оскільки виявлено, що коефіцієнти прямолінійної кореляції між корозійними втратами заліза ДРе зі сталі АІ8І 321 та вмістом у ній хрому Сг, азоту N об’ємом оксидів і середньою відстанню між нітридами титану відповідно становлять г1 = 0,81; -0,70; 0,64; 0,91. Значимість коефіцієнтів кореляції г1 = 0,81 між ДРе та Сг і г1 = 0,91 між ДРе та ЬН перевірено за /-критерієм Стьюдента з рівнем значимості 0,05. Значимість коефіцієнтів кореляції г, = -0,70 між ДРе та N і г,=0,64 між ДРе та V за
1 1 ок
/-критерієм Стьюдента не оцінювали, оскільки зазде-легідь відомо, що вона менша ніж 0,10. Однак між цими величинами можна розробити прямолінійні рег-ресійні залежності, тому що коефіцієнти кореляції між ними більші, ніж критичне значення (0,61). Отже, розробимо прямолінійні регресійні залежності між вищезгаданими величинами:
ДРе = 10-6(6938-284,4Сг) г1=-0,81; (5)
ДРе = 10'6(708,6+16,93ЬН) г1=0,91; (6)
ДРе = 10-6(3792,4+100000М г1=0,70; (7)
ДРе = 10-6(1732,9+33333,3^к) г1=0,64. (8)
За формулами (5, 6) виходить, що корозійні втрати заліза зі сталі АІ8І 321 за прямолінійною закономірністю знижуються зі збільшенням у ній вмісту хрому та зменшенням кількості великих за розміром нітридів титану. Формули (7, 8) маловартнісні, однак можна зазначити, що корозійні втрати заліза зі сталі АІ8І 321 знижуються, коли в ній збільшується вміст азоту та зменшується об’єм оксидів. Решта хімічних елементів, які входять до складу сталі АІ8І 321, складові її структури та механічні властивості не впливають на корозійні втрати заліза. Адже коефіцієнти кореляції між ДРе сталі АІ8І 321 та вмістом у ній вуглецю, мангану, силіцію, нікелю, фосфору, об’ємом нітридів титану, середньою відстанню між оксидами і середнім діаметром зерна аустеніту відповідно станов-
лять 0,51; -0,22; 0,55; 0,11; 0,56; 0,1; -0,50; -0,02. Узагальнюючи вищезгадане, відзначимо, що у хлоридов-місному розчині з рН7 корозійні втрати заліза зі сталі АІ8І 321, в основному, залежать від вмісту в ній хрому та кількості великих за розміром нітридів титану.
У хлоридовмісному розчині з рН6 різні плавки сталі АІ8І 321 несуттєво відрізняються за корозійними втратами заліза. Так, плавка 4 сталі АІ8І 321 має найменші 259-10-6, а плавка 3 найбільші 278•10-6mg корозійні втрати заліза. Таку закономірність зумовлено тим, що зміна хімічного складу сталі АІ8І 321 та її структурна гетерогенність і механічні показники майже не впливають на корозійні втрати заліза. Оскільки між короз -ійними втратами заліза ДРе зі сталі АІ8І 321 та вмістом у ній вуглецю, мангану, силіцію, хрому, нікелю, фосфору, азоту, об’ємом оксидів, нітридів титану, середньою відстанню між ними, стЬ, ст02 та 5 встановлено низьку прямолінійну кореляцію з коефіцієнтами г1 = 0,53; -0,62; 0,44; -0,23; 0,51; -0,63; -0,57; 0,50; 0,64; 0,42; 0,06; 0,01; -0,23. Відзначимо, що між корозійними втратами заліза ДРе зі сталі АІ8І 321 та вмістом у ній мангану, фосфору і об’ємом нітридів титану коефіцієнти кореляції г1 = -0,62; -0,63; 0,64 більші, ніж критичне значення (0,61). Отже, розробимо регресійні залежності між цими величинами:
ДРе= 10'6(311-27,5Мп) г1=-0,62; (9)
ДРе= 10-6(428-5882Р) г1=-0,63; (10)
ДРе= 10'6(249+57,99КН) г1=0,64. (11)
Значущість коефіцієнтів кореляції між величинами рівнянь (9-11) за / - критерієм Стьюдента не оцінювали, оскільки ці рівняння заздалегідь є маловартісними. Однак спільний вплив цих чинників може виявитися достатньо суттєвим. Відтак можна зазначити, що корозійні втрати заліза зі сталі АІ8І 321 знижуються зі збільшенням у ній вмісту мангану і фосфору та зменшенням об’єму нітридів титану. Варто зауважити, що між корозійними втратами заліза зі сталі АІ8І 321 та середнім діаметром зерна аустеніту й3 встанов-
лено кореляцію з коефіцієнтом г1 = 0,92. Значимість коефіцієнта кореляції г1 = 0,92 між ДРе та й3 оцінено за /-критерієм Стьюдента з рівнем значимості 0,05.Отже, розробимо прямолінійну регресійну залежність між цими величинами:
ДРе = 10'6(227,48+165,4й3) г1 = 0,92. (12)
Згідно з (12) корозійні втрати заліза зі сталі АІ8І 321 за прямолінійною закономірністю зростають за збільшенням середнього діаметра зерна аустеніту. Взагалі узагальнюючи вищезгадане можна зазначити, що у хлоридовмісному розчині з рН6 корозійні втрати заліза зі сталі АІ8І 321, в основному, залежать від значення середнього діаметра зерна аустеніту.
У хлоридовмісному розчині з рН8, як і в розчині з рН6, різні плавки сталі АІ8І 321 суттєво не відрізняються за корозійними втратами заліза. Таку тенденцію зумовлено тим, що майже всі хімічні елементи, які входять до складу сталі АІ8І 321, складові її структури і механічні властивості не впливають на корозійні втрати заліза. Оскільки встановлено, що коефіцієнти кореляції між корозійними втратами заліза зі сталі АІ8І 321 та вмістом у ній вуглецю, мангану, силіцію, нікелю, фосфору, азоту, об’ємом оксидів, нітридів титану і середньою відстанню між ними, середнім діаметром зерна аустеніту, показником ст02 та 5 відповідно становлять г1 = -0,29; 0,46; 0,32; -0,54; 0,50; -0,44; -0,06; 0,51; 0,13; 0,47; 0,28; 0,51; 0,31. Лише між ДРе сталі АІ8І 321 та вмістом у ній хрому Сг, тимчасовим опіором деформації ст0 2 встановлено кореляцію з коефіцієнтами г = -0,73; 0,73. Значимість коефіцієнтів кореляції між цими величинами перевірено за /-критерієм Стьюдента з рівнем значимості 0,10. Отже, розробимо прямолінійні регресійні залежності між цими величинами:
ДРе = 10-6(410,1-15,6Сг) г 1 =-0,73; (13)
ДРе = 10-6(7,69+0,22у0 2) г1 = 0,73. (14)
Згідно з формулами (13, 14), корозійні втрати заліза зі сталі АІ8І 321 за прямолінійною закономірністю зростають зі зменшенням у ній вмісту хрому та збільшенням її тимчасового опору деформації. Найвірогідніше, це зумовлено тим, що в цьому хлоридовм-існому розчині хром пасивує сталь і таким чином знижує інтенсивність розчинення заліза, а зі збільшенням густини дислокацій зростає тимчасовий опір деформації сталі та інтенсивніше відбуваються анодні процеси, які прискорюють іонізацію заліза. Аналіз формул (5, 6, 8, 12-14) показав, що у хлоридовмісних розчинах з рН6; 7; 8 корозійне розчинення заліза зі сталі АІ8І 321 відбувається за різними механізми, а саме: у хлоридовмісному розчині з рН7 іонізація та розчинення заліза в першу чергу відбувається в околі нітридів титану. При цьому інтенсивність цього процесу знижується зі збільшенням у сталі вмісту хрому. У хлори-довмісному розчині з рН6 анодними ділянками на поверхні сталі АІ8І 321, в основному, є границі зерен, де
іонізується та розчиняється залізо. До того ж, зі збільшенням середнього діаметра зерна аустеніту інтенсивність анодної реакції зростає. Це зумовлено тим, що зі збільшенням середнього діаметра зерна аустеніту на границях зерен збільшується ступінь некоге-рентності кристалітних ґраток. А через це, як відомо [10], зростає енергія активації металу.
Зі збільшенням лужності хлоридовмісного розчину до рН8 анодні процеси на поверхні сталі АІ8І 321відбуваються на місцях з найбільшою густиною дислокацій, а саме в околі оксидів, нітридів титану та на границях зерен аустеніту.
Встановлено, що у хлоридовмісному розчині з рН7 корозійні втрати хрому зі сталі АІ8І 321 у середньому в 1,06 раза менше, ніж у хлоридовмісному розчині з рН8, але в 4,27 раза більше, ніж у розчині з рН6. Щоб пояснити таку тенденцію, визначимо вплив різних чинників на корозійні втрати хрому зі сталі АІ8І 321 у хлоридовмісних розчинах з рН6; 7; 8. Доведено, що у хлоридовмісному розчині з рН7 корозійні втрати хрому зі сталі АІ8І 321не залежать від її хімічного складу, структурної гетерогенності та тимчасового опору деформації стЬ. Адже між корозійними втратами хрому зі сталі АІ8І 321 та вмістом у ній вуглецю, мангану, силіцію, хрому, нікелю, фосфору, азоту, об’ємом оксидів, нітридів титану та середньою відстанню між ними, середнім діаметром зерна аустеніту та тимчасовим опором деформації стЬ встановлено низьку прямолінійну кореляцію з коефіцієнтами г =-0,07; -0,55; -0,60; 0,31; 0,67; 0,47; 0,30; -0,21; -0,56; 0,31; 0,15; 0,07;-0,61.
Коефіцієнти кореляції між корозійними втратами хрому зі сталі АІ8І 321 та вмістом у ній нікелю г = 0,67, тимчасовим опором деформації г1=-0,61 більше, ніж критичне значення (0,61). Однак значущість коефіцієнтів кореляції між цими величинами за /-критерієм не оцінювали, оскільки зрозуміло, що ці рег-ресійні залежності (15, 16) маловартнісні. Проте для якісної оцінки корозійних процесів вони придатні:
ДСг = 10'6(-24211+2778№) г1=0,67; (15)
ДСг = 10'6(13217-19,4стЬ) г1=-0,61. (16)
Згідно з формулами (15, 16), корозійні втрати хрому зі сталі АІ8І 321зростають зі збільшенням у ній вмісту нікелю та зменшенням тимчасового опору деформації.
Між корозійними втратами хрому зі сталі АІ8І 321 та її границею текучості ст02 і відносним подовженням д встановлено достатньо щільну /прямолінійну кореляцію з коефіцієнтами г =-0,88; -0,89. Значущість коефіцієнтів кореляції між цими величинами перевірено за /-критерієм Стьюдента з рівнем значущості 0,05. Отже, розробимо регресійні залежності між цими величинами:
ДСг = 10'6(8253-23,87ст02) г1 = 0,88; (17)
ДСг = 10-6(7646-99,815) г1 = 0,89. (18)
Згідно з формулами (17, 18), корозійні втрати хрому зі сталі AISI 321 за прямолінійною закономірністю знижуються зі збільшенням ст0 2 та д. Отже, чим більша здатність сталі до деформації, тим менші корозійні втрати хрому. Найвірогідніше це зумовлено тим, що іонізація хрому відбувається на анодних ділянках сталі, де найбільша густина дислокацій. При цьому чим більша здатність сталі до деформації, тим менша густина дислокацій в околі включень та на границях зерен, які найчастіше є анодними ділянками.
У хлоридовмісному розчині з рН6 корозійні втрати хрому зі сталі AISI 321 залежать від вмісту в ній вуглецю, об’єму оксидів та середньої відстані між оксидами та нітридами титану. Оскільки виявлено, що коефіцієнти прямолінійної кореляції між Д& сталі AISI 321 та вмістом у ній вуглецю, об’ємом оксидів та середньою відстанню між оксидами і нітридами титану становлять r; = 0,72; 0,73; -0,62; 0,68. Значущість коефіцієнтів кореляції r; =-0,62 між Д& та L і r; = 0,68 між Д& та VH за t- критерієм Стьюдента не перевіряли, оскільки ці залежності маловартнісні. Однак ці залежності є цілком придатними для якісної оцінки впливу цих чинників на корозійні втрати сталі AI SI 321. Значущість коефіцієнтів кореляції r; = 0,72 між Д& та С і r; = 0,73 між Д& та V перевірено за t- критерієм Стьюдента з рівнем значущості 0,10. Отже, розробимо регресійні залежності між вищезгаданими величинами:
ДО- = 10-6(988-1,8І^ок) r;=-0,62; (19)
ДО- = 10-6(-711,7+13^Н) r;=0,68; (20)
Д& = 10-6(-34,3+8333,3С) r;=0,72; (21)
ДCr = 10‘6(-23,3+50000^ж) r;=0,73. (22)
Згідно з формулами (19-22), корозійні втрати хрому зі сталі AISI 321 зростають зі збільшенням у ній об’єму великих за розміром оксидів і кількості великих за розміром карбонітридів титану. Можна зазначити, що решта хімічних елементів, складових структури та механічні властивості сталі AISI 321 не впливають на корозійні втрати хрому у хлоридовмісному розчині з рН6. Оскільки виявлено, що коефіцієнти кореляції між Д& сталі AISI 321 та вмістом у ній мангану, силіцію, хрому, нікелю, фосфору, азоту, об’ємом нітридів титану, середнім діаметром зерна аустеніту і механічними властивостями сть, ст0 S відповідно становлять r; =-0,41; 0,44; -0,48; 0,33; 0,38; -0,49; -0,30; -0,35; 0,28; 0,05; 0,42. З аналізу вищезгаданого можна припустити, що найінтенсивніша іонізація хрому має місце на анодних ділянках металу в околі великих за розміром оксидів та карбонітридів титану. У хлори-довмісному розчині з рН8 найбільші корозійні втрати хрому 2480 -10-6 і 2838 -10-6 спостережено у плавок 3;4 сталі AISI 321, а найменші 483 • 10-6 і 500 • 10-6mg у плавок 1; 5 (табл. 3). Це зумовлено тим, що плавки 1; 5 сталі AISI 321 мають найбільше 69; 70 %, а плавки 3; 4 найменше 48; 55 % відносне подовження
(табл. 2). До того ж, між ACr сталі AISI 321 та її відносним подовженням встановлено прямолінійну кореляцію з коефіцієнтом r; =-0,89. Дещо меншу кореляцію встановлено між ACr сталі AISI 321 та вмістом у ній нікелю r; = 0,63, фосфору r;= 0,66 і границею текучості r; = -0,65. Залежності між цими величинами маловартісні, однак їх можна застосувати для якісної оцінки впливу цих показників на корозійні втрати хрому зі сталі AISI 321. Значущість коефіцієнта кореляції r; =-0,89 між ACr та 5 перевірено за t - критерієм Стьюдента з рівнем значущості 0,05. Отже, розробимо прямолінійні регресійні залежності між цими величинами:
ACr = 10-6(-23420+2703Ni) r; = 0,63; (23)
ACr = 10-6(-19847+806376Р) r; = 0,66; (24)
ACr = 10‘6(6661-17,93ct02 ) r; =-0,65; (25)
ACr = 10-6(7868-1025) r; =-0,89. (26)
Згідно з формулами (23-26), корозійні втрати хрому зі сталі AISI 321 зростають зі збільшенням у ній вмісту нікелю, фосфору та зменшенням границі текучості і відносного подовження. Закономірності (25;26) переконують, що корозійні втрати хрому зі сталі AISI 321 зростають, коли зменшується її здатність до пластичної деформації. Тому можна припустити, що корозійні втрати хрому з дослідженої сталі найінтенсив-ніше відбуваються у місцях найбільшої густини дислокацій. Найбільше скупчення дислокацій, як правило, спостерігають в околі включень та на границях зерен. У цих місцях також спостерігають сегрегацію фосфору та інших шкідливих домішок. Це пояснює, чому в хлоридовмісному розчині з рН8 зі збільшенням у сталі AISI 321 вмісту фосфору зростають корозійні втрати хрому. Відомо, що нікель збільшує здатність конструкційних матеріалів до пластичної деформації. Тому між закономірностями (23) та (25, 26), на перший погляд, є протиріччя. Однак це можна пояснити наступним чином. А саме зі збільшенням у сталі вмісту нікелю стабілізується аустеніт. Внаслідок цього також стабілізуються параметри кристалітної гратки аустеніту, які набувають своїх максимальних значень. Через це зростає здатність сталі до деформації та зменшується енергія іонізації атомів елементів, які входять до складу кристалітної гратки аустеніту.
Аналіз даних табл. 3 та регресійних залежностей (5-26) показав, що у хлоридовмісних розчинах з рН6; 7; 8 кінетика розчинення заліза та хрому зі сталі AISI 321 залежить від її хімічного складу, структурної гетерогенності й механічних властивостей. Проте щоб з’ ясувати, у якому стані кородують сталі AI SI 321 та 12Х18Н10Т, за формулою (2) визначимо коефіцієнти селективного розчинення хрому в хлоридовмісних розчинах з рН6; 7; 8. Встановлено, що у хлоридовмісному розчині з рН6 коефіцієнти селективного розчинення хрому зі сталей AISI 321 та 12Х18Н10Т відповідно становлять ZC = 1,5; 9,6; 6,4; 5,7; 4,3; 1,8. Отже,
досліджені сталі кородують в активному стані. Слід зауважити, що плавка 1 сталі AISI 321 та сталь 12Х18Н10Т мають коефіцієнти ZCr, близькі до одиниці. Відтак, враховуючи похибки вимірювання вмісту хрому та заліза як у сталі, так і у хлоридовмісному розчині після термостатування у них зразків, можна припустити, що ці сталі можуть кородувати як у активному, так і в пасивному стані. Останнє при досягненні сталлю критичної температури пітінгування є причиною пітінгової корозії. Варто зазначити, що в цьому хлоридовмісному розчині, крім хрому, на поверхні досліджених сталей ще інтенсивніше знижується вміст нікелю, оскільки коефіцієнти селективного розчинення нікелю відповідно становлять ZNi = 22,7; 30,9; 105,6; 43,8; 119,8; 70,1. i
Зі збільшенням лужності хлоридовмісного розчину до рН7 спостережено зниження коефіцієнтів селективного розчинення хрому ZCr = 2,4; 1,3; 4,9; 5,5; 1,0; 1,6 зі сталей AISI 321 та 12Х18Н10Т. Слід зауважити, що плавки 2; 5 сталі AISI 321 та сталь 12Х18Н10Т можуть кородувати в перехідному стані. Отже, внаслідок цього є небезпека пітінгування цих сталей. При цьому у хлоридовмісному розчині з рН7 інтенсивність зростання пітінгів на поверхні досліджених сталей є більшою, ніж у розчині з рН6. Оскільки у хлоридовм-існому розчині з рН7 коефіцієнти селективного розчинення нікелю зі сталей AISI 321 та 12Х18Н10Т відповідно становлять ZNi=2,5; 5,4; 7,6; 9,1; 10,8; 8,4, що в середньому у 78,6 раза менше, ніж у розчині з рН6.
Зі збільшенням лужності хлоридовмісного розчину до рН8 виявлено, що сталі AISI 321 та 12Х18Н10Т кородують у стабільно активному стані, оскільки коефіцієнти селективного розчинення хрому відповідно становлять ZCr = 13,4; 49,7; 77,3; 79,2; 15,3; 21,8. Це унеможливлює пітінгування досліджених сталей у цих умовах, але швидкість загальної корозії сталей зростає, адже коефіцієнти ZNi зросли і відповідно становлять 102; 62,4; 173,7; 72,7; 71,2; 136,8.
Встановлено, що у хлоридовмісних розчинах з рН6 корозійні втрати нікелю зі сталі AISI 321 залежать від вмісту у ній хрому Cr та тимчасового опору деформації аь. Значущість коефіцієнтів кореляції r = 0,71 між Д№ та Cr і r = -0,71 між AN та а перевірено за t-критерієм Стьюдента з рівнем значущості 0,10. Отже, розробимо прямолінійні регресійні залежності між цими величинами:
ANi=10"6(-37748+23256Cr) ^=0,71; (27)
ANi=10-6(22187-33,1afe) ^=-0,71. (28)
Аналіз формул (27, 28) показав, що корозійні втрати нікелю зі сталі AISI 321 за прямолінійною закономірністю зростають, коли в ній збільшується вміст хрому та знижується тимчасовий опір деформації. Згідно з формулою (27) та даними табл. 1, Д№ сталі AISI 321 зростають на 29535-10-6mg зі збільшенням у ній вмісту хрому від 16,43 плавки 2 до 17,7 mas. % плавки 5. За
формулою (27) та даними табл. 2, Д№ сталі AISI 321 знижуються на 2376-10-6mg зі збільшенням її тимчасового опору деформації від 582 плавки 4 до 654 mPa плавки 2. Відтак корозійні втрати нікелю зі сталі AISI 321 в основному залежать від тимчасового опору деформації. Адже між Д№ сталі AISI 321 та вмістом у ній вуглецю, мангану, силіцію, азоту, об’ємом оксидів, нітридів титану, середньою відстанню між ними, середнім діаметром зерна аустеніту, границею текучості і відносним подовженням встановлено ще меншу прямолінійну кореляцію з коефіцієнтами r = 0,33; -0,47; -0,28; 0,40; 0,11; -0,51; -0,17; -0,44; -0,30; -0,48; -0,31.
У хлоридовмісному розчині з рН7 виявлено, що корозійні втрати нікелю Д№ зі сталі AISI 321 залежать від об’єму нітридів титану УН та середнього діаметра зерна аустеніту d Так, між Д№ сталі AISI 321 та УН і d3 встановлено прямолінійну кореляцію з коефіцієнтами r = -0,95; -0,83, які більші ніж критичне значення. Значущість коефіцієнтів кореляції між цими величинами перевірено за /-критерієм Стьюдента з рівнем значущості 0,05. Отже, запишемо аналітичні залежності між цими величинами:
Д№ = 10'6(4654-8333Уя) ^=-0,95; (29)
Д№ = 10'6(5349-14286d3) ^=-0,83. (30)
Згідно з формулами (29, 30), корозійні втрати нікелю зі сталі AISI 321 зростають, коли зменшується в ній об’єм нітридів титану та середній діаметр зерна аустеніту. Об’єм нітридів титану та середній діаметр зерна аустеніту є характеристиками структурної гетерогенності сталі AISI 321. Оскільки корозійні втрати нікелю зі сталі AISI 321 добре корелюють з цими параметрами, можна припустити, що цей процес найінтенсивніше відбувається в околі нітридів титану та межами зерен аустеніту. Такі показники гетерогенності сталі AISI 321, як середня відстань між оксидами і нітридами титану, об’єм оксидів, механічні показники <з ст02 і 5 та хімічний склад не впливають на корозійні втрати нікелю. Адже коефіцієнти кореляції між цими величинами менші, ніж критичне значення r = (0,61) та відповідно становлять r = 0,20; -0,35; -0,14; -0,59; -0,55; -0,39; 0,02; -0,15; -0,53; 0,57; 0,59.
Зі збільшенням лужності хлоридовмісного розчину до рН8 кінетика корозійного розчинення нікелю зі сталі AISI 321 дещо змінилася. Так, коефіцієнти прямолінійної кореляції між корозійними втратами нікелю зі сталі AISI 321 та середнім діаметром зерна аустеніту і її відносним подовженням збільшилися до 0,65 та -0,68. Значущість коефіцієнтів кореляції між цими величинами за /-критерієм Стьюдента не перевіряли. Однак враховуючи, що ці коефіцієнти кореляції більші, ніж критичне значення (0,61), розробимо прямолінійні регресійні залежності між вищезгаданими величинами:
Д№ = 10-6(-966+11111d3) rj = 0,65; (31)
Д№ = 10-6(5295-57,55) rl = 0,68. (32)
Хоча залежності (31, 32) маловартнісні можна зазначити, що корозійні втрати нікелю зі сталі АІ8І 321 зростають зі збільшенням середнього діаметра зерна аустеніту та зменшенням її відносного подовження. Слід нагадати, що у хлоридовмісному розчині з рН7 корозійні втрати нікелю зі сталі АІ8І 321, навпаки, знижуються, коли зростає середній діаметр зерна аустеніту. Отже, механізм розчинення нікелю зі сталі АІ8І 321 залежить від рН хлоридовмісного розчину. Найвірогідніше в нейтральному хлоридовмісному розчині з рН7 зі збільшенням середнього діаметра зерна аустеніту зростає кут між зернами, через це на границях зерен більше накопичується шкідливих домішок, які сегреговано межами зерен. Саме ці домішки уповільнюють анодний процес і, таким чином, знижують інтенсивність іонізації нікелю та відповідно швидкість його розчинення. Напевно, за аналогічним механізмом відбувається розчинення нікелю зі сталі АІ8І 321 на межі нітридів титану з аустенітною матрицею. Оскільки у хлоридовмісному розчині з рН7 корозійні втрати нікелю зі сталі АІ8І 321 знижуються, коли в ній збільшується об’єм нітридів титану (29). Зі збільшенням лужності хлоридовмісного розчину до рН8 у ньому зростає кількість розчиненого кисню. Оскільки відомо [11], що в розчинах, які містять хлорид та гідроксидіони, в анодному процесі, в першу чергу, беруть участь іони хлору. При цьому гідрооксидіони відновлюються до гідроксидів (33). Однак у такому стані гідроксиди не можуть існувати тривалий час, тому що вони розкладаються з виділенням кисню і води (34):
4ОН-+4-е = 4ОН0; (33)
4ОН0 = 2Н2О+О2. (34)
Внаслідок цього зростають швидкість катодної реакції відновлення кисню та анодної реакції іонізації нікелю. Крім того, зі збільшенням середнього діаметра зерна аустеніту сталі АІ8І 321, окрім зниження її відносного подовження, зменшується енергія іонізації нікелю. Порівняння перших похідних рівнянь (30, 31)
показало, що інтенсивність корозійних втрат нікелю зі сталі АІ8І 321 зі зміною середнього діаметра зерна аустеніту в хлоридовмісних розчинах з рН7 на 23 % більше, ніж у розчинах з рН8.
Після визначення кінетики корозійних процесів при розчиненні сталей АІ8І 321 у нейтральних хлоридов-місних розчинах розрахуємо швидкість їх корозії, враховуючи, в якому стані кородує сталь.
У хлоридовмісному розчині з рН8 сталі АІ8І 321 та 12Х18Н10Т кородують в активному стані (табл. 4). Тому за формулою (4) розрахуємо швидкість їх загальної корозії. За результатами корозійних випробувань та розрахунків установлено, що найменша швидкість загальної корозії 0,0058 у плавки 5 сталі АІ8І 321, а найбільша 0,0187 шш/рік у плавки 3 (табл. 4). Це в основному зумовлено тим, що плавка 5 сталі АІ8І 321 після плавки 1 має найменші корозійні втрати хрому і нікелю, а плавка 3 має найбільші корозійні втрати нікелю та друга за втратами хрому (табл. 3). Взагалі у цьому хлоридовмісному розчині корозійну стійкість досліджених сталей за десятибальною шкалою можна оцінити таким чином. Плавки 1; 5 сталі АІ8І 321 мають третій бал корозійної стійкості та характеризуються як дуже стійкі конструкційні матеріали. Плавки 2; 3; 4 сталі АІ8І 321 та 12Х18Н10Т мають четвертий бал корозійної стійкості та характеризуються як стійкі матеріали.
У хлоридовмісному розчині з рН7 плавки 1; 3; 4 сталі АІ8І 321 кородують у стабільноактивному стані, а плавки 2; 5 та сталь 12Х18Н10Т в активно-пасивному. Тому останні, крім загальної корозії, також піддаються пітінгуванню. Розрахунковим шляхом установлено, що плавка 2 сталі АІ8І 321 має найменшу 0,067, а сталь 12Х18Н10Т - найбільшу 0,138 цш/год середню швидкість зростання пітінгів. Таку тенденцію зумовлено тим, що сталь 12Х18Н10Т на 100 полях зору мікроскопа містить тринадцять карбонітридів титану розміром від 7,9 до 11,85 цш, а плавка 2 сталі АІ8І 321 24 нітриди титану розміром від 7,9 до 11,85 цш та п’ять від 11,85 до 15,8 цш. Відомо [1], що біля таких вклю-
Таблиця 4 - Швидкість корозії сталей АІ8І 321 та 12Х18Н10Т у нейтральних хлоридовмісних розчинах
Марка, плавка, № Стан сталі у розчині Загальна швидкість корозії, шш/рік Середня швидкість зростання пітінгів, ¡іш/год
рН6 рН7 рН8 рН6 рН7 рН8 рН6 рН7 рН8
AISI 321(1) актив пас. актив актив 0,0037 0,0124 0,0081 0,020 0 0
AISI 321 (2) актив актив пас. актив 0,0062 0,0149 0,0103 0 0,067 0
AISI 321 (3) актив актив актив 0,0145 0,0223 0,0187 0 0 0
AISI 321 (4) актив актив актив 0,0066 0,0247 0,0150 0 0 0
AISI 321 (5) актив актив пас. актив 0,0139 0,0156 0,0058 0 0,018 0
12Х18Н10Т актив пас. актив пас. актив 0,0100 0,0163 0,012 0,120 0,138 0
- - - 0,0092 0,0177 0,0117 - - -
чень утворюються активні пітінги. До того ж, є дані [12], що чим більше на поверхні конструкційних матеріалів пітінгів, тим менша швидкість їх зростання у глибину.
Слід зауважити, що у хлоридовмісному розчині з рН7 швидкість загальної корозії сталей АІ8І 321 та 12Х18Н10Т у 1,51 раза більше, ніж у хлоридовмісно-му розчині з рН8 та у 1,92 раза, ніж у хлоридовмісно-му розчині з рН6 (табл. 4). Відтак найбільшу швидкість загальної корозії сталей АІ8І 321 та 12Х18Н10Т спостережено у хлоридовмісному розчині з рН7. У цьому хлоридовмісному розчині також встановлено максимальну швидкість зростання пітінгів у глибину (табл. 4). Це узгоджується з загальновідомими даними [12].
Узагальнюючи вищезгадане зауважимо, що знання кінетичних процесів корозійного руйнування сталей АІ8І 321 та 12Х18Н10Т у нейтральних хлоридов-місних розчинах з концентрацією 300 mg/l уможлив -люють вибір цих конструкційних матеріалів за оптимальним хімічним складом, структурою гетерогенністю і механічними властивостями щодо їх стійкості як до загальної, так і до пітінгової корозії в оборотних водах.
Висновки
У нейтральних хлоридовмісних розчинах з рН6;7;8 визначено кінетику корозійних процесів на поверхні сталей АІ8І 321 та 12Х18Н10Т. Доведено, що у хлоридовмісному розчині з рН8 досліджені сталі кородують в активному стані. У хлоридовмісному розчині з рН6;7 сталь 12Х18Н10Т кородує в активно-пасивному стані. Отже, вона піддалася пітінгуванню. Показано, що у хлоридовмісному розчині з рН7 швидкість зростання пітінгів у глибину є більшою, ніж у розчині з рН6. Встановлено, що у хлоридовмісному розчині з рН6 плавка 1, а у хлоридовмісному розчині з рН7 плавка 2;5 сталі АІ8І 321 також піддалися пітінгуванню. Взагалі виявлено, що у хлоридовмісному розчині з рН7 швидкість загальної корозії сталей АІ8І 321 та 12Х18Н10Т у 1,92 раза більше, ніж у хлоридовмісному розчині з рН6, та у 1,51 раза, ніж у розчині з рН8. Показано, що корозійне руйнування сталей АІ8І 321 та 12Х18Н10Т у досліджених хлоридовмісних розчинах зумовлено розчиненням заліза, хрому та нікелю. При цьому в хлоридовмісному розчині з рН7 корозійні втрати заліза зі сталі АІ8І 321 за прямолінійною закономірністю зростають зі збільшенням у ній кількості великих за розміром нітридів титану та зменшенням вмісту хрому. При цьому корозійні втрати хрому зростають зі зменшенням границі текучості та відносного подовження, а нікелю зі зменшенням об’єму нітридів титану та середнього діаметра зерна аустеніту. Встановлено, що у хлоридовмісному розчині з рН6 ко-
розійні втрати заліза зі сталі АІ8І 321 за прямолінійною закономірністю зростають, коли збільшується середній діаметр зерна аустеніту. При цьому корозійні втрати хрому зростають зі збільшенням вмісту вуглецю та об’єму оксидів, а нікелю зі збільшенням вмісту хрому та зменшенням тимчасового опору деформації. Доведено, що у хлоридовмісному розчині з рН8 досліджені сталі кородують в активному стані. Встановлено, що корозійні втрати заліза зі сталі АІ8І 321 зростають зі зменшенням у ній вмісту хрому і границі текучості. При цьому корозійні втрати хрому та нікелю зі сталі АІ8І 321 зростають, коли зменшується її відносне подовження.
Перелік посилань
1. Нарівський О. Е. Мікромеханізм корозійного руйнування пластин теплообмінників / О. Е. Нарівський // Фізи-ко-хімічна механіка матеріалів. -2007. - № 1. - С. 110116.
2. Нарівський О. Е. Корозійне руйнування пластинчастих теплообмінників /О. Е. Нарівський // Фізико-хімічна механіка матеріалів. - 2005. - № 1. - С. 104-108.
3. Похмурський В. І. Корозійна втома металів і сплавів /
B. І. Похмірський, М. С. Хома. - Львів : СПОЛОМ, 2008. -301 с.
4. Архипов О. Г. Зв’язок структурно вибіркової корозії і корозійного розтріскування нержавних сталей / О. Г. Архипов // Фізико-хіміна механіка матеріалів. -2009. - № 4. - С. 27-30.
5. Нарівський О. Е. Вплив гетерогенності сталі АІ8І 321 на її пітінгування у хлоридовмсному середовищі / О. Е. Нарівський / Фізико-хімічна механіка матеріалів. -2007. - № 2. - С. 100-106.
6. Данко П. Е. Высшая математика в упражнениях и задачах // П. Е. Данко, А. Г. Попов. - М. : Высш. шк., 1986. -415 с.
7. Нарівський О. Е. Корозійно-електрохімічна поведінка конструкційних матеріалів для пластинчастих теплообмінників у модельних оборотних водах : дисс. ... кандидата техн. наук : 05.17.14 / Нарівський Олексій Еду-ардович / Львів, 2009. - 209 с.
8. Стали и сплавы коррозионно-стойкие. Методы испытания на стойкость против межкристаллитной коррозии : ГОСТ 6032-89(ИСО 3651/2-76). - [Действующий от 1990-07-01]. - М. : Изд-во стандартов, 1990. -41 с.
9 Корній С. А. Моделювання початкової стадії корозії ме-
талів із застосуванням квантово-хімічного підходу : автореф. дисс. на соиск. научн. степени канд. техн. наук /
C. А Корній. - Львів, 2003. - 20 с.
10. Технология металлов / [Кнорозов Б. В., Усов Л. Ф., Третьяков А. В. и др.] ; под ред. Б. В. Кнорозова. - [2-е изд.]. - М. : Металлургия, 1975. - 903 с.
11 Томаров М. А. Неорганическая химия // М. А. Тама-ров. - М. : Медицина, 1974. - 480 с.
12. Розенфельд И. Л. Коррозия и зашита металлов // И. Л. Ро-зенфельд. - М. : Металлургия, 1970. - 448 с.
Одержано 09.06.2010
Беликов С.Б., Наривский А.Э. Кинетика коррозионных процессов сталей AISI 321 и 12X18H10T в нейтральных хлоридсодержащих растворах и скорость их коррозии
Исследована кинетика коррозионного разрушения сталей AISI 321 и 12Х18Н10Т в нейтральных хлоридсодержащих растворах. Установлено закономерности растворения железа, хрома и никеля из стали AISI 321 в хлоридсодержащих растворах с рН6;7;8 и концентрацией хлоридов 300 mg/l в зависимости от ее химического состава, структурой гетерогенности и механических свойств. Учитывая кинетику коррозионного разрушения исследованных сталей, рассчитаны скорость их общей и питтинговой коррозии.
Ключевые слова: питтинговая коррозия, нейтральный хлоридсодержащий раствор, скорость коррозии, кинетика коррозионного разрушения.
Belykov S., Narivs’kiy A. Kinetics of steel AISI 321 and 12X18H10T corrosion process in neutral chloride containing solutions and corrosion rate
The kinetics ofsteel AISI 321 and 12X18H10T corrosion in neutral chloride containing solutions was researched. The laws of iron, chromium and nickel steel AISI 321 dissolution in chloride containing solutions at pH6, 7, 8, and the concentration of chloride 300 mg/l, depending on its chemical composition, structure heterogeneity and mechanical properties were established. Using the investigated steels corrosion kinetics the general and pitting corrosion speed was calculated.
Key words: pitting corrosion, neutral chloride containing solution, the corrosion rate, the kinetics of corrosion.
ПРО ТЕОРЕТИЧНУ ОЦІНКУ РОЗПОДІЛУ ГУСТИНИ ДИСЛОКАЦІЙ У ФЕРИТНИХ КОРОЗІЙНОСТІЙКИХ СТАЛЯХ НА СТАДІЇ ЛІНІЙНОГО ЗМІЦНЕННЯ
Із застосуванням імовірнісного підходу отримано розподіл густини дислокацій у феритних корозійностійких сталях на стадії лінійного зміцнення у вигляді гаусівського (нормального) закону.
Ключові слова: густина дислокацій, розподіл, гаусівський (нормальний) закон.
УДК621.73.143:669.14.018.8
І. Ю. Кисільова1, д-р техн. наук В. Ю. Ольшанецький2
1 Національний університет, 2 Національний технічний університет,
м. Запоріжжя
Для поліпшення якості та ефективності використання листових хромистих корозійностійких сталей необхідно підвищувати їх технологічну пластичність. Оцінку деформівності таких матеріалів зазвичай проводять з урахуванням низки механічних властивостей. Однак ці методики не дозволяють із достатньою точністю оцінювати здатність металу до деформування і прогнозувати кількість браку при масовому виробництві. З цією метою в роботі досліджено розподіли параметрів тонкої структури та визначено можливі границі зміни їх значень; також зроблено спробу пов’язати розподіл характеристик тонкої структури з розподілами механічних властивостей, у першу чергу тих, що відповідають за якість пластичного деформування.
Пластичну деформацію викликає незворотнє переміщення дефектів кристалічної гратки - дислокацій. Перехід від пружної деформації до пластичної залежить від властивостей дислокацій, які, у свою чергу, визначаються характером зв’язків у кристалічній гратці, типом кристалічної гратки, наявністю в ній включень та дефектів іншої мірності. При пластичному деформуванні істотну роль відіграє не тільки рух, а
де т , ST - оцінки математичного сподівання та стандарту розподілу.
сталі 03Х18ТБч
У роботі [1] отримано розподіл границі текучості
(1)
Спочатку розглянемо теоретичний підхід для розв’язання цього питання.
© І. Ю. Кисільова, В. Ю. Ольшанецький, 2011
44
