CC BY
29http://cyberleninka.ru/article/n/opyt-upravleniya-proektami-vnedreniya-ekspluatatsii-i-modernizatsii-korporativnyh-infoimatsionnyh-sistem.
[4] Михеева Т.А. Сравнительная характеристика программных продуктов в области управления проектами и проблемы их применения на отечественных судостроительных верфях.// Вестник ВГАВТ. 2016. № 49, С130-141 URL: http://www.vsuwt.ru/newsite/departments/science_innovation/ vestnik vgavt/Vestnik%2049.rar.
[5] Материалы сайта «Управление проектами: теория и практика современного менеджмента». / http://projectm.narod.ru/.
[6] Материалы сайта Российской Ассоциации Управления Проектами «СОВНЕТ». / http://www. sovnet.ru/.
THE QUESTION OF THE IMPLEMENTATION OF AUTOMATED PROJECT MANAGEMENT SYSTEMS IN THE SHIPBUILDING AND SHIP REPAIR ENTERPRISES
E. G. Burmistrov, T.A. Mikheyeva
Key words: shipbuilding and ship repair facilities (shipyards), automation systems management and planning, project management in enterprises, the effectiveness of project management systems, information technology.
In the article the questions of the feasibility of implementing automated control systems projects and production for domestic sudostroy-tional and ship-repair enterprises. Provides General guidelines for the introduction and adaptation of effective project management systems with specific companies.
Статья поступила в редакцию 05.06.2017 г.
УДК 669.14.018.54; 669.172.539.382
В.В. Глебов, доцент, к.ф.-м.н., ФГБОУВО «ВГУВТ» В.М. Блинов, профессор, д.т.н., ИМЕТРАН, Ф.Ф. Репин, профессор, к.т.н., ФГБОУ ВО «ВГУВТ» 603951, г. Нижний Новгород, ул. Нестерова, 5
МЕХАНИЗМЫ СТРУКТУРНОГО УПРОЧНЕНИЯ АЗОТСОДЕРЖАЩЕЙ АУСТЕНИТНОЙ СТАЛИ ТИПА 05Х22АГ14Н7М
Ключевые слова: азотсодержащая сталь, механизм упрочнения, твердорастворное упрочнение, зернограничное упрочнение, аустенит.
Рассмотрены механизмы твердорастворного и зернограничного упрочнения высокопрочных аустенитных сталей атомами азота. Проведено сравнение экспериментальных и расчетных значений прочностных характеристик в зависимости от содержания азота. Показано, что твердорастворное упрочнение является основным механизмом повышения прочности стали.
Аустенитные коррозионностойкие стали, обладая комплексом важных и полезных свойств, нашли широкое применение во многих отраслях машиностроения. Аустенитные стали имеют высокую коррозионную стойкость, хорошую жаростойкость и жаропрочность, повышенную пластичность и парамагнитность. Однако, существенным недостатком этих сталей, сдерживающим их применение в качестве материала
высоконагруженных деталей и конструкций, является невысокое значение предела текучести (со.г < 600 Мпа). Развитие целого ряда отраслей современного машиностроения (транспортного, судового, энергетического и т.д.) настоятельно требует создания и внедрения высокопрочных, вязких, пластичных, коррозионностойких и парамагнитных сталей. Задача повышения уровня прочностных свойств таких сталей является одной из важнейших в современном материаловедении [1].
Наиболее перспективным для повышения уровня прочности аустенитных нержавеющих сталей является применение механизма твердорастворного упрочнения путем увеличения содержания азота, что возможно при соответствующем подборе схемы легирования стали.
В работе [2] показано, что при растворении в железе атомов замещения происходит упрочнение твердого раствора, причем величина упрочнения зависит от ряда факторов: во-первых, от степени различия размеров атомов растворителя и растворенного легирующего элемента; во-вторых, от степени возмущения исходной электронной структуры, которую оценивают по разнице модулей сдвига растворителя и растворенного вещества. В растворах замещения атомы растворенного вещества вызывают, как правило, симметричные искажения кристаллической решетки растворителя, что приводит к сравнительно невысокому эффекту упрочнения.
В растворах внедрения, которые образуются при растворении С и N в а- и у- железе происходит асимметричное искажение решетки, обуславливающее значительно больший эффект упрочнения по сравнению с раствором замещения. Известно, что взаимодействие атома внедрения с дислокацией через возмущение объёма обычно существенно сильнее, чем атома замещения [3].
На рис. 1 приведена зависимость изменения предела текучести от концентрации легирующих элементов из которой видно, что эффект упрочнения при образовании твердого раствора внедрения ~ в 10 раз выше, чем в случае раствора замещения [2].
В работах [4, 5] показано, что азот в нержавеющих сталях понижает энергию дефекта упаковки ( уду. ), тогда как углерод её повышает. Известно [6, 7], что энергия дефектов упаковки тесно связана с характером пространственного распределения дислокаций. Например, низкая уду. приводит к расщеплению дислокаций, а, как известно, для таких дислокаций поперечное скольжение затруднено. В результате, уменьшение энергии дефектов упаковки обуславливает планарное распределение дислокаций. И наоборот, в металлах с высокой уду., благодаря тому, что дислокации не расщеплены, формируется ячеистая структура.
Д ао,2 ,МПа
О 40 80 120 160
Содержание легирующих элементов, % (мас.)
Рис. 1. Упрочнение аустенитных коррозионностойких сталей при введении элементов внедрения (1), ферритообразующих (2) и аустенитообразующих (3) элементов замещения.
Еще одним путем повышения прочностных свойств аустенитного твердого раствора является измельчение зерна [4]. Известно, что влияние размера зерна на предел текучести описывается соотношением Холла-Петча:
Озер ку Хй ,
где:
озер - зернограничный вклад в предел текучести, МПа; ку - коэффициент зернограничного упрочнения, Мпа х мм1'2; й - средний диаметр линейного сечения зерна, мм.
В [8] было выявлено следующее влияние азота на предел текучести: суммарный вклад азота в 00,2 состоит из двух частей, одна из которых - твердорастворное упрочнение,; другая связана с зсрнограничным механизмом упрочнения, что проявляется в существенном увеличении коэффициента ку в уравнении Холла-Петча с ростом концентрации азота.
Однако в [8] остается невыясненным, почему азот оказывает такое влияние на коэффициент зернограничного упрочнения ку.
Согласно [9,10] увеличение зернограничного упрочнения не связано с сегрегацией атомов азота по границам зерен, а определяется взаимодействием атомов азота с дислокациями внутри зерна.
Предел прочности твердых растворов состоит из двух вкладов: один из них является атермическим о0,2 атер , а второй - о0,2 терм , который является термически активируемым процессом, обусловленным температурной зависимостью процесса преодоления препятствий движущимися дислокациями [11].
00,2 = 00,2 атер + 00,2 терм ;
Рис. 2. Схема взаимодействия между дислокацией и растворенными атомами: а - действующие препятствия в соответствии с теорией Мотта-Набарро; б - предельное состояние дислокации в соответствии с теорией Флейшера-Фриделя; с - скопление притягивающих препятствий шириной 2^ и движение линии дислокации в теории Лабуша с дополнением Набарро [11].
Сила взаимодействия /0, действующая на линию дислокации от одного препятствия, настолько мала, что угол в, на который изменяется направление дислокации из-
за взаимодействия, намного меньше 1: в = f0IT «1, где T напряжение линии дислокации. Мотт и Набарро предположили, что среднее внутреннее поле напряжений с, создаваемое внедренными атомами, имеет некоторую характерную длину волны X (Рис. 2а). Когда в «1, линия дислокации не может соответствовать этому полю напряжений и, поэтому средняя величина с0 действует на Ь» X. Статистические отклонения сь от среднего поля напряжений рассматриваются как «эффективные препятствия» и величина Ь полностью соответствовала линии дислокации с эффективными препятствиями. Результаты расчетов приводят к следующей зависимости напряжения сдвига тс , которое нужно приложить, чтобы преодолеть скопление атомов внедрения атомной концентрации с^:
Тс ~ Со 413 са< 11/9 Г1|31ом са< :
На практике такой зависимости предела текучести твердого раствора от концентрации не наблюдалось. Недостаток теории Мотта-Набарро, как показал Лабуш, связан с необоснованным выбором дины волны X и методом расчета среднего отклонения величины аь внутреннего поля напряжений.
Суть теории Флейшера-Фриделя состоит в анализе скольжения дислокации через скопление внедренных атомов (рис. 2 б), причем они рассматриваются как точечные препятствия. Среднее расстояние между рассматриваемыми препятствиями Ь . В критическом состоянии равенство внешнего и внутреннего напряжений действующих на дислокацию достигается при: тЬ ~ /0 / Ь , где Ь вектор Бюргерса. Условием критического состояния, когда происходит отрыв дислокации от препятствий является Е ~ 1/с . Из формулы для силы Т, действующей по линии дислокации, получаем Е = Ь3 тЬ /2 Т, и учитывая условие тЬ ~/0 / Ь получаем уравнение
Тс Ь = /03/2 с1/2 (27)-1/2 .
Несмотря на ряд недостатков, данное уравнение удовлетворительно описывает данные эксперимента.
Теория, предложенная Лабушем, является модификацией теории Мотта-Набарро (Рис. 2в). Лабуш предложил более точный расчет среднего отклонения величины аь внутреннего поля напряжений, с учетом влияния ближайших атомных плоскостей, примыкающих к плоскости скольжения. Он также получил более надежное выражение для характерной длины волны X внутреннего поля напряжений (X = nBw ), где В -число ~1.
Лабуш предложил следующее выражение для критического напряжения сдвига:
Тс Ь = Л'-/04/3 c2I3wlI3T-lI3 ;
где Л' число ~ 1.
Такое изменение предела текучести твердых растворов в зависимости от концентрации также наблюдалось в эксперименте. При более детальном анализе упрочнения также важен учет несоответствия размеров атомов и модулей упругости. Сила взаимодействия/0 в уравнениях (3.2) и (3.3) пропорциональна параметру взаимодействия еь , а еь 2=П +Б2 д2 , где несоответствие модулей и несоответствие размеров определяются модулем сдвига О, параметром решетки а и концентрацией с. ц = (1/0)(ё0Мс) и д = (1/а)ёа/ёс). Б постоянная ~ 20.
Однако в большинстве экспериментальных данных отмечается линейная зависимость предела текучести от содержания азота, что заставляет предположить влияние других факторов на атермическую составляющую С0,2 , кроме размерного несоответствия и различия модулей упругости. В соотвествии с [11] можно предположить, что вклад азота в увеличение предела текучести обусловлен упорядоченным расположением атомов азота и ближним порядком в расположении атомов замещения (Сг).
При рассмотрении термической составляющей с0,2 следует отметить, что существенное увеличение предела текучести аустенитных азотсодержащих сталей наблюдается при температурах ниже 500°К и, в особенности, при температурах ниже комнатной (рис. 3) [11]. При этом аномальный эффект упрочнения при пониженных температурах сопровождается достаточно высокой пластичностью и прочностью, если содержание азота не превышает критического значения. Поэтому аустенитные азотсодержащие стали представляют собой хороший конструкционный материал для криогенной техники.
1000
^---.■-.-1----
п гот кю к/в га Те мператур-а. ( оЪь)
Рис. 3. Влияние азота на температурную зависимость предела текучести аустенитных сталей 03Х21Н10 (М ~ 0,27%) и 05Х26Н32М3 (с N ~ 0,045% и N ~ 0,35%) [11].
Существенное влияние азота на низкотемпературное упрочнение аустенитных сталей связано с его влиянием на энергию дефекта упаковки при пониженных температурах. В соответствии с [11] следует отметить, что повышение содержания азота в стали увеличивает число свободных электронов и приводит к более высокой плотности состояний на поверхности Ферми, причем с уменьшением температуры плотность состояний растет. Это обуславливает снижение энергии дефекта упаковки [12],что облегчает процесс его образования. Поэтому чем выше концентрация свободных электронов в стали, тем сильнее зависимость энергии дефекта упаковки от температуры, т.е. более резко выявляется падение уду. при снижении температуры.
Зернограничное упрочнение аустенитных сталей с азотом обычно выражается как увеличение ку в соотношении Холла-Петча, причем ку характеризует перенос скольжения дислокаций через границу зерна. При повышении содержания азота в составе стали, упрочняющий эффект границ зерен увеличивается. На основе экспериментальных данных в [11] утверждается, что связь атомов азота с дислокациями сильнее, чем с атомами углерода, причем закрепление дислокаций атомами азота усиливается с ростом концентрации азота. Таким образом, можно сделать вывод о том, что вклад азота в механизм зернограничного упрочнения происходит за счет сильного взаимодействия атомов азота с дислокациями, блокирующими источники дислокаций, которые должны инициировать в соседних зернах перенос пластической деформации от зерна к зерну. Для разблокировки источников дислокаций требуется увеличение приложенного напряжения.
С учетом результатов работы [13] нами была выполнена оценка вкладов твердорастворного и зернограничного механизмов упрочнения для стали типа 05Х22АГ14Н7М. При расчете использовались экспериментальные данные работы [14], представленные в виде таблиц 1, 2.
Таблица 1
Химический состав опытных плавок сталей типа 05Х22АГ14Н7М
Номер плавки Содержание элементов, масс.%
С N Сг Мп N1 Мо V
5 0,070 0,64 23,1 11,9 4,90 0,80 0,25 0,45
7 0,070 0,74 24,3 14,2 8,20 0,80 0,27 0,10
8 0,060 0,38 18,9 11,8 7,67 1,00 0,21 0,33
9 0,070 0,57 18,7 12,4 6,90 1,00 0,30 0,15
10 0,075 0,55 19,2 11,0 7,70 0,83 0,85 0,20
11 0,070 0,73 20,2 11,0 7,50 0,83 1,34 0,25
12 0,050 0,61 21,6 13,1 7,30 0,73 0,40 0,23
Таблица 2
Механические свойства опытных плавок сталей типа 05Х22АГ14Н7М
Номер плавки N масс.% Св, МПа С0,2, МПа 5,% у, % КС^ МДж/м2
5 0,64 1013 612 46,8 63,0 2,28
7 0,74 1047 646 41,4 44,8 0,96
8 0,38 876 515 50,5 70,4 3,22
9 0,57 1015 617 41,5 58,6 2,02
10 0,55 969 693 38,0 63,5 2,10
11 0,73 1001 692 36,1 53,8 1,18
12 0,61 998 625 46,0 54,5 0,99
Расчет предела текучести и предела прочности стали выполняли по следующим соотношениям [13]:
С0,2 = С0 + Кс'СN ;
где С0 = 255 Мпа; К = 495 Мпа/%;
Се = С0 + Кс'С N ;
где С0 = 525 Мпа; Кс = 785 Мпа/%;
Результаты расчетов представлены на рис. 4 и 5.
Рис. 4. Влияние содержания азота на предел текучести стали типа 05Х22АГ14Н7М (ряд 1 - эксперимент. данные из табл. 2; ряд 2 - расчет).
Рис. 5. Влияние содержания азота на предел прочности стали типа 05Х22АГ14Н7М (ряд 1 - эксперимент. данные из табл. 2; ряд 2 - расчет).
Также была выполнена оценка зернограничного упрочнения в зависимости от концентрации азота в стали согласно [13]:
Ку = Ку° + KCN ;
где Ку0 - 25 МПа-мм112 ; К = 11,7 МПа-мм112 .
Результаты расчета Ку в зависимости от содержания азота представлены на рис. 6. Анализируя полученные результаты, можно сделать вывод о том, что в аустенитных азотсодержащих сталях основным механизмом упрочнения является твердорастворный механизм, т.к. угол наклона кривых на рис. 4,5 существенно выше, чем на рис. 6. Тангенс угла наклона кривых на рис.4,5 составляет ~ 490-780, а на рис. 6 имеет значение ~ 12. Это подтверждает вывод о преобладающем вкладе в упрочнение азотсодержащей стали твердорастворного механизма, что согласуется с выводами работ [11,13].
29
0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8
Содержание азота, %
Рис. 6. Влияние содержания азота на коэффициент зернограничного упрочнения
Список литературы:
[1] Банных О.А., Блинов В.М. Дисперсионно-твердеющие немагнитные ванадийсодержащие стали, М., Наука, 1980.
[2] Пикеринг Ф.Б. Физическое металловедение и разработка сталей, М., Металлургия, 1982.
[3] Штремель М.А. Прочность сплавов, ч. I, Дефекты решетки, М., МИСИС, 1999.
[4] Базалеева К.О. Особенности строения различно легированных азотсодержащих сплавов железа, Кандидат. диссертация, М., МИСИС, 2001.
[5] Блинов Е.В. Разработка высокопрочного коррозионностойкого высокоазотистого немагнитного сплава для высоконагруженных деталей, Кандидат. диссертация, М., ИМЕТ РАН, 2008.
[6] Хоникомб Р. Пластическая деформация металлов, М., Мир, 1972.
[7] Золотаревский В.С. Механические свойства металлов, М., МИСИС, 1998.
[8] Norstrom L.A. The influence of nitrogen and grain size on yield strength in type AISI 316L austen-itic stainless steel, Met. Sci., 1977, № 6.
[9] Геращенко И.П., Никитина Н.В., Карманчук И.В. Влияние азота на механизм упрочнения аустенитной нержавеющей стали, Известия ВУЗ'ов, Физика, 1999, №7.
[10] Козлов Э.В., Теплякова Л.А., Конева Н.А., Гаврилюк В.Г., Попова Н.А., Игнатенко Л.Н., Федосеева Г.Л., Смук С.Ю., Пауль А.В., Подковка В.П. Роль твердорастворного упрочнения и взаимодействий в дислокационном ансамбле в формировании напряжения течения азотсодержащей аустенитной стали Известия вузов, Физика, 1996, №3.
[11] Valentin G. Gavriljuk, Hans Berns, High Nitrogen Steels: structure, properties, manufacture, applications, Springer, 1999.
[12] Панин В.Е., Дударев Е.Ф., Бушнев Л.С. Структура и механические свойства твердых растворов замещения, М., Металлургия, 1971.
[13] Эфрос Н.Б., Лоладзе Л.В., Заика Т.П., Шишкова Н.В., Тютенко В.С., Эфрос Б.М., Варюхин В.Н., Структура и механизмы упрочнения высокоазотистых аустенитных сталей, Физика и техника высоких давлений, 2007, т.17, №1.
[14] Глебов В.В., Тюсина Н.М., Каленихин Ю.Н., Пойменов И.Л., Блинов В.М., Пермитин В.Е. Высокопрочная немагнитная сталь для тяжелонагруженных деталей транспортного машиностроения, Известия АН СССР, сер. Металлы, 1989, №1.
MECHANISMS OF STRUCTURAL HARDENING OF NITROGEN-CONTAINING AUSTENITIC STEEL OF THE TYPE 05Х22АГ14Н7М
V.V. Glebov, V.M. Blinov, F.F. Repin
Key words: high nitrogen steels, hardening mechanism, solid-solution hardening, strengthening grain boundaries, austenite.
The mechanisms of solid-solution and grain-boundary hardening of high-strength austenitic steels by nitrogen atoms are considered. The experimental and calculated values of the strength characteristics are compared with the nitrogen content. It is shown that solid-solution hardening is the main mechanism for increasing the strength of steel.
Статья поступила в редакцию 19.06.2017 г.
УДК 620.193.16:629.12.037.11
Е.О. Горбаченко, аспирант, «Государственный университет морского и речного флота им. адмирала С. О. Макарова»
Ю.Н. Цветков1, д.т.н., профессор, зав. кафедрой, «ГУМРФ им. адм. С.О. Макарова» 198035, г. Санкт-Петербург, ул. Двинская, 5/7
ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ИНКУБАЦИОННОГО ПЕРИОДА КАВИТАЦИОННОГО ИЗНАШИВАНИЯ ЛОПАСТЕЙ
ГРЕБНЫХ ВИНТОВ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ МЕТОДА ИЗМЕРЕНИЯ ПРОФИЛЯ ПОВЕРХНОСТИ
Ключевые слова: Кавитационное изнашивание, гребной винт, инкубационнный период, среднее арифметическое отклонение профиля.
Проведены измерения высоты неровностей поверхности лопастей гребного винта в очаге кавитационного износа. Показано, что в очаге при движении от его центра можно найти точку, состояние поверхности в которой в момент осмотра движителя соответствует окончанию инкубационного периода; эта точка расположена на границе зоны наклёпа и зоны отделения материала. Предложена методика прогнозирования инкубационного периода, основанная на использовании значения высоты неровностей, соответствующей окончанию инкубационного периода при кавитацион-ном воздействии на поверхность.
Введение
Кавитационное изнашивание лопастей гребных винтов (ГВ) - одна из самых распространённых причин ремонта судовых движителей. Особенность явления кавитации ГВ в том, что, если при вращении винта возникает кавитация, то, в большинстве случаев она сопровождается кавитационным изнашиванием (кавитационной эрозией) лопастей. Основная причина высокой эрозионной способности кавитации судовых движителей - её нестационарный характер из-за того, что гребной винт работает за корпусом судна, и скорость возникающего вследствие движения судна попутного потока неодинакова по площади диска винта: размер кавитационной каверны при вращении лопасти периодически изменяется - каверна взрывным образом возникает,
1 Переписку вести с этим автором: адрес электронной почты - yuritsvet@mail.ru
