CC BY
161
УДК 539.374:539.25:539.4.015
Установление соответствия между степенью деформации, твердостью и размерами элементов структуры железа и конструкционных сталей при большой пластической деформации различными способами
М.В. Дегтярев, Т.И. Чащухина, Л.М. Воронова, В.И. Копылов1
Институт физики металлов УрО РАН, Екатеринбург, 620990, Россия 1 Физико-технический институт НАНБ, Минск, 220141, Беларусь
Проведено сопоставление степени деформации осадкой и сдвигом под высоким квазигидростатическим давлением, равно-канально-угловым прессованием, гидроэкструзией и перекрестной прокаткой армко-железа и сталей 30Г2Р и 30ХГСН2А на основе предположения, что близкие значения твердости, размеров структурных составляющих и идентичный тип структур свидетельствуют об одинаковой накопленной деформации. Предложены способы расчета накопленной деформации сдвигом под давлением и равноканально-угловым прессованием, при использовании которых значения твердости и размеров элементов структуры находятся во взаимном соответствии и в соответствии с величиной рассчитанной деформации. Выявлена зависимость размера элементов структуры от давления, приложенного при деформации.
Ключевые слова: большая пластическая деформация, сдвиг под высоким давлением, равноканально-угловое прессование, гидроэкструзия, прокатка, степень деформации, структура, твердость
Correlation between the strain degree, hardness, and structure element size in iron and structural steels under high plastic deformation by various patterns
M.V. Degtyarev, T.I. Chashchukhina, L.M. Voronova, and V.I. Kopylov1
Institute of Physics of Metals, UrB RAS, Ekaterinburg, 620990, Russia 1 Physicotechnical Institute, NANB, Minsk, 220141, Belarus
In the work, we compare the strain degree of armco iron and 30Mn2B and 30CrMnSiNi2N steels in upsetting and shear under high quasi-hydrostatic pressure, equal channel angular pressing, hydrostatic extrusion, and cross rolling reasoning from the assumption that close values of hardness, similar sizes of structural components, and identical types of structures are evidence for equal accumulated strains. The accumulated strain in high-pressure shear and equal channel angular pressing are calculated with methods in which the hardness and sizes of structural elements are in mutual correspondence and in correspondence with the calculated strain. The size of structural elements is found to depend on applied pressure.
Keywords: high plastic strain, high-pressure shear, equal channel angular pressing, hydrostatic extrusion, rolling, strain degree, structure, hardness
1. Введение
Большая пластическая деформация служит одним из способов создания в материалах наноструктурного состояния [1]. Признаками образования такого состояния, независимо от метода получения, считаются измельчение элементов структуры ниже некоторой пороговой величины (порядка 101 мкм) и преобладание на границах высокоугловых разориентировок [2]. С этой целью используют различные способы деформации, такие как аЬс-ковку [3], винтовую гидроэкструзию [4],
равноканально-угловое прессование [5], а также сдвиг под высоким квазигидростатическим давлением в наковальнях Бриджмена [6]. Эти методы различаются условиями деформации: давлением, температурой, скоростью деформации и напряженным состоянием материала в очаге деформации, что оказывает влияние на структуру и свойства материала. Систематическое исследование по сопоставлению структуры и свойств материала, деформированного различными методами, до сих пор не реализовано. Одной из причин, затрудняющих
© Дегтярев М.В., Чащухина Т.И., Воронова Л.М., Копылов В.И., 2013
проведение такого исследования, является отсутствие универсального способа расчета степени деформации, позволяющего сопоставить величину деформации, достигнутую разными способами.
В настоящее время отсутствует единый подход к оценке степени деформации даже одним из вышеуказанных методов — сдвигом под давлением. Расчет проводится по различным формулам, приводящим к существенно различающимся результатам [7, 8] либо по числу оборотов наковальни [7, 9, 10]. В ряде работ авторы предполагают, что после некоторой достаточно большой деформации, когда в материале формируется так называемая «диссипативная» [11] или «стационарная» [4] структура, оценка степени деформации не нужна, именно такая деформация в литературе получила название «интенсивной». В этом случае считается, что структура материала одинаково проработана по всему объему образца, за исключением небольшой его центральной части [12]. Такой подход затрудняет сопоставление результатов, полученных как на разных образцах, деформированных сдвигом под давлением, так и на образцах, деформированных разными способами. Кроме того, он не учитывает установленный в работах [10, 13] факт неоднородности деформации по радиусу образца.
В настоящей работе проведено сопоставление деформации по разным схемам на основе предположения, что в материале, деформация которого приводит к непрерывному накоплению дефектов, близкие значения твердости, размеров структурных составляющих и идентичный тип структур свидетельствуют об одинаковой накопленной деформации.
2. Материалы и методика исследования
В качестве материалов исследования были выбраны армко-железо, содержащее 0.009 % С, и конструкционные стали 30Г2Р и 30ХГСН2А (табл. 1), деформация которых при комнатной температуре и давлении до 13 ГПа не сопровождается динамической рекристаллизацией или сдвиговым фазовым превращением, что обеспечивает непрерывное накопление дефектов.
Армко-железо деформировали по различным схемам: осадкой, перекрестной прокаткой, гидроэкструзией, равноканально-угловым прессованием и сдвигом под давлением. Деформация по этим схемам, кроме прокатки, проходит в условиях высокого давления. Осад-
ку проводили в наковальнях Бриджмена под давлением 2, 6 и 14 ГПа, а сдвиг — под давлением 6 ГПа с углом поворота наковальни от 15° до 15 оборотов. При гидроэкструзии деформацию набирали за 1, 2 и 3 прохода под давлением около 1 ГПа. Равноканально-угловое прессование проводили по режиму Б с числом циклов N = 6 и углом пресечения каналов 90°, максимальное давление составляло 2 ГПа [5]. Число проходов при перекрестной прокатке достигало 20. Логарифмическая деформация при осадке изменялась в интервале от 0.2 до 0.7, при гидроэкструзии составляла 0.9, 1.7, 2.3, при прокатке максимальная степень деформации достигала е = 5.
Сталь 30Г2Р и 30ХГСН2А перед деформацией подвергали закалке по стандартному режиму и отпуску при 650 °С в течение 1 ч. Деформацию осуществляли по двум схемам: перекрестной прокаткой с логарифмической деформацией от 1 до 3.5 и сдвигом под давлением 10 ГПа с углом поворота наковальни от 15° до 5 оборотов.
Истинную деформацию при осадке и перекрестной прокатке рассчитывали по изменению толщины образца:
е = 1п (й0/к), (1)
где к0, к — толщина образца до и после деформации соответственно, а при гидроэкструзии по изменению поперечного сечения
е = 1п( -„/ -), (2)
где -0, — площадь поперечного сечения образца до и после деформации за i проходов.
Существует несколько подходов к расчету степени деформации сдвигом под давлением и равноканально-угловым прессованием, которые будут подробно рассмотрены ниже.
Твердость образцов, деформированных по всем схемам, измеряли на приборе ПМТ-3 при нагрузке 0.5 Н. После деформации сдвигом под давлением измерения проводили по двум взаимно перпендикулярным диаметрам образца через 0.25 мм и при построении зависимости твердости от степени деформации значения, полученные на разных образцах, усредняли по интервалам логарифмической деформации Де = 0.4. Погрешность измерений с учетом повторяемости результатов на разных образцах, деформированных с одной степенью, не превышала 7 %.
Таблица 1
Химический состав исследованных материалов
Марка
Содержание элементов, вес. %
С Мп Si Сг № Мо Си В S Р
Армко-железо 0.009 0.18 0.13 - - 0.10 - 0.019 0.010
30Г2Р 0.300 1.70 0.28 - - - 0.003 0.012 0.012
30ХГСН2А 0.310 1.26 1.08 1.08 2.0 0.1 - - 0.004 0.005
Исследование структуры проводили иа электронном микроскопе JEM-200CX в плоскости образца после деформации перекрестной прокаткой и сдвигом под давлением в направлении, параллельном и перпендикулярном последнему сдвигу после равноканально-уг-лового прессования, и вдоль и поперек оси образца после гидроэкструзии. Размер элементов структуры рассчитывали на темнопольных изображениях по результатам более 200 измерений с погрешностью менее 10 % [14].
3. Результаты и их обсуждение
На практике применяются две схемы деформации методом сдвига под давлением. Первая, использованная в настоящей работе, допускает неограниченное вытекание деформируемого материала из-под наковален. Существенный недостаток этой схемы заключается в непрерывном уменьшении толщины образца до размеров, ограничивающих изучение структуры и свойств материала и ставящих предел возможной накопленной деформации. Вторая схема предусматривает боковую поддержку деформируемого образца, предотвращающую после заполнения зазоров его дальнейшее утонение. Однако в этой схеме повышаются контактные напряжения на боковой поверхности, препятствующие деформированию периферийной части образца и способствующие неконтролируемому фрикционному нагреву материала.
При деформации по первой схеме сложность расчета степени деформации связана с двумя особенностями метода—зависимостью сдвиговой деформации от расстояния до центра образца и уменьшением толщины образца при увеличении угла поворота наковальни [15, 16]. В ряде работ [7, 13, 17, 18] предложено оценивать
степень деформации сдвига как при кручении круглого стержня:
У = , (3)
где у—локальная деформация относительного сдвига; ф — угол поворота подвижной наковальни; г—расстояние от оси вращения наковальни; — толщина образца после деформации на расстоянии г от центра.
Поскольку толщина закручиваемого образца небольшая, а деформация составляет несколько полных оборотов, сдвиговая деформация может достигать больших численных значений (порядка 105). Чтобы избежать связанные с этим неудобства, полученные значения логарифмируют [18, 19, 20-22]:
е8 = 1п у. (4)
При малых углах поворота наковальни ф, чтобы избежать отрицательных значений деформации, предложена формула [19]
е8 = 1п(1 + у2)1/2. (5)
Так как деформируемый образец, утоняясь, изменяет свои размеры, истинной является логарифмическая деформация [23], рассчитываемая по изменению поперечного сечения или высоты по формуле (1).
Сдвиговая деформация может быть сопоставлена с истинной в соответствии с уравнением [24]
у = ке, (6)
где к — коэффициент, характеризующий напряженное состояние, соответствующее схеме деформации. При осесимметричных схемах деформации, например осадке, к =43, при неосесимметричных, к которым относится равноканально-угловое прессование, к = 2 [5, 24]. На этом основании деформация сдвигом под давлением, эквивалентная истинной логарифмической деформации
Рис. 1. Сравнение твердости никеля после деформации сдвигом под давлением (□) и прокаткой (•); О — исходная твердость. Расчет степени деформации при сдвиге под давлением по формуле (4) [20] (а) и (7) (б)
осадкой (формула (1)), должна рассчитываться как [12]:
(7)
Формула (7) применяется при описании промышленных процессов обработки металлов давлением, когда деформация близка к 1. Расчет по формулам (1), (3), (7) показывает, что при сдвиге под давлением деформация осадкой ничтожно мала по сравнению со сдвиговой. На этом основании осадкой в ранних работах пренебрегали [6, 13, 19, 20].
В работе [20] было проведено сравнительное исследование никеля и сплава на его основе после деформации сдвигом под давлением и перекрестной прокаткой с е = 4. Степени деформации рассчитывали при сдвиге и перекрестной прокатке по формулам (4) и (1) соответственно. Оказалось, что равным расчетным степеням деформации соответствуют близкие значения микротвердости деформированных материалов (рис. 1, а). Расчет сдвиговой деформации по формуле (7) приводит к большим значениям е, в результате чего оказывается, что при прокатке с е = 3-4 материал имеет тенденцию к большему упрочнению, чем при сдвиге под давлением с той же степенью (рис. 1, б). Этот результат необъясним, поскольку, напротив, высокое давление способствует повышению плотности дислокаций в деформиру-мых материалах [25] и, значит, при равной степени деформации должно приводить к большей твердости.
Следует отметить, что большая пластическая деформация никеля сдвигом под давлением с е8 > 3 может сопровождаться динамическим возвратом [26], нано-двойникованием и динамической рекристаллизацией [18], т.е. процессами, снижающими деформационные эффекты от величины накопленной деформации. В железе и конструкционных сталях, исследованных в настоящей работе, деформация приводит к непрерывному накоплению дефектов (нет условий для развития динамического возврата, динамической рекристаллизации или сдвиговых фазовых превращений). В этом случае
несоответствие твердости для эквивалентных деформаций при прокатке и сдвиге становится более очевидным (рис. 2).
При сопоставлении разных схем деформации следует также учитывать влияние высокого давления на структуру и твердость деформированного материала. В работе [27] было установлено, что влияние высокого давления уменьшается с увеличением содержания углерода в стали и при содержании углерода 0.3 % влияние на твердость не выявляется. Поэтому специальное исследование, позволившее обосновать формулу расчета степени деформации при сдвиге под давлением, проводили на сталях 30Г2Р и 30ХГСН2А.
На рис. 2 видно, что при деформации с е8 < 2, рассчитанной по формуле (7), значения твердости стали после сдвига под давлением и перекрестной прокатки совпадают. Аналогичные результаты были получены в работе [28], где сталь 30ХГСН2А деформировали в интервале 0.2 < е8 < 1.4 растяжением, волочением под давлением, гидроэкструзией с противодавлением и сдвигом под давлением. Твердость оказалась одинаковой после равных эквивалентных деформаций независимо от схемы деформирования. Это соответствие нарушается при больших степенях деформации. Твердость стали, деформированной сдвигом под давлением с е8 > 2, ниже, чем после эквивалентной деформации перекрестной прокаткой, и с увеличением степени деформации различие возрастает (рис. 2). Это связано со сложным характером деформации методом сдвига под давлением, когда сдвиговая деформация сопровождается осадкой и радиальной раздачей образца, т.е. изменением его размеров. В этом случае наиболее упрочненные периферийные слои материала непрерывно выдавливаются из-под наковален, а им на смену приходит материал из центральной части образца, имеющий более низкую твердость. Поэтому расчеты по формуле (7) для данной схемы деформации оказываются некорректными. Условие равной твердости и равенства размеров элементов
Эквивалентная деформация е(
Эквивалентная деформация е(
Рис. 2. Твердость стали 30Г2Р (а) и 30ХГСН2А (б) после деформации сдвигом под давлением (□) и перекрестной прокаткой (•); О — исходная твердость. Расчет степени деформации при сдвиге под давлением по формуле (7)
структуры после равной степени деформации сдвигом и перекрестной прокаткой (рис. 3) обеспечивает формула, учитывающая деформацию, обусловленную как вращением наковальни, так и осадкой образца:
е = е8 + еи = 1п[1 + (щ/^ )2]05 + Щ^/К ). (8) Исследование структуры и распределения твердости по радиусу образцов, деформированных сдвигом под давлением, показало, что при расчете по формуле (8) одинаковой деформации, полученной на разных образцах независимо от того, какое число оборотов наковальни привело к ее достижению, соответствуют близкие значения твердости (рис. 4) и размеры элементов структуры [15, 29]. Таким образом, применение формулы (8) позволило сопоставить экспериментальные данные,
полученные после деформации образцов с разным углом поворота наковальни. В дальнейшем расчеты производили по этой формуле.
Деформация сталей методом равноканально-угло-вого прессования затруднена из-за высокой прочности материала и реализуется только при повышении температуры [30], что неизбежно приводит к изменению дефектного состояния структуры. Поэтому сравнительное исследование упрочнения и измельчения структуры с помощью методов равноканально-углового прессования, гидроэкструзии, перекрестной прокатки, осадки и сдвига под давлением проводили на армко-железе.
В литературе деформацию при равноканально-угло-вом прессовании оценивают по разным методикам, дающим расхождение в несколько раз [2, 5, 12]. На плоскости пересечения каналов сосредоточена однородная локализованная деформация простого сдвига с интенсивностью ДГ = 2С^Ф. Многократная циклическая обработка материала по этой схеме обеспечивает интенсивность деформации за N циклов [5]:
Г = ЖГ = (9)
где 2 Ф — угол пересечения каналов.
При однородном напряженно-деформированном состоянии материала и сохранении неизменными поперечных размеров заготовки истинная логарифмическая деформация определяется по формуле [2]:
е = лг&( Г/ 2) = 1п{Г/ 2 + [(Г/2)2 +1]1/2}. (10)
Эквивалентная деформация после равноканально-угло-вого прессования в соответствии с уравнением (6):
ееЧ =Г/ 2. (11)
Таким образом, в настоящей работе интенсивность деформации составляет Г = 12, истинная логарифмическая деформация е = 2.5, а эквивалентная деформация % = 6
Рис. 3. Твердость стали 30Г2Р (а) и 30ХГСН2А (б) и средний размер элемента структуры в стали 30Г2Р (в) после деформации сдвигом под давлением (□) и перекрестной прокаткой (•); О — исходная твердость. Расчет степени деформации при сдвиге под давлением по формуле (8)
Рис. 4. Сопоставление твердости стали 30ХГСН2А, деформированной сдвигом под давлением с разными углами поворота наковальни: □ — твердость, измеренная на расстоянии г = = 1.5 мм на образцах, деформированных с разными углами поворота наковальни, остальные значки — твердость, измеренная по радиусу образцов, деформированных с углом поворота наковальни: 15° (•); 90° (*); 1 оборот (А); 5 оборотов (♦)
Рис. 5. Твердость армко-железа, деформированного по разным схемам: сдвиг под давлением (♦); гидроэкструзия (и); перекрестная прокатка (*); осадка под давлением 2 ГПа (•), 6 ГПа (#), 14 ГПа (О); равноканально-угловое прессование расчет по формуле (10) (Д) и (11) (Д); □ — исходная твердость
На рис. 5 приведено изменение твердости армко-железа при деформации по различным схемам. Видно, что до е = 1 одинаковым расчетным деформациям соответствуют близкие значения твердости независимо от схемы. При б ольших деформациях значения твердости после прокатки и гидроэкструзии лежат заметно ниже зависимости твердости от логарифмической деформации при сдвиге под давлением. Как было отмечено выше, это различие может быть обусловлено влиянием приложенного давления. Твердость армко-железа после равноканально-углового прессования совпадает с твердостью после сдвига под давлением с е = 2.5. Именно такую логарифмическую деформацию равноканально-угловым прессованием дает расчет по формуле (10). Расчет эквивалентной деформации по формуле (11) привел к значению е = 6. В этом случае твердость армко-железа, деформированного равноканально-угловым прессованием, хорошо ложится на продолжение зависимости для прокатки. Низкая твердость армко-железа после гидроэкструзии, вероятно, связана с двумя обстоятельствами: масштабным фактором и разогревом образца при деформации [31]. Образец после прокатки имеет толщину порядка 0.1 мм, а после гидроэкструзии — 10 мм. Известно, что поверхностные слои образца, деформированного прокаткой, упрочняются заметно сильнее внутренних объемов материала, а при толщине 0.1 мм образец фактически состоит из поверхностных силь-ноупрочненных слоев. Гидроэкструзия обеспечивает более равномерное распределение твердости по сечению, а массивность образца обусловливает большее влияние деформационного разогрева. Также деформационный разогрев испытывает материал при равноканально-уг-ловом прессовании [32]. Напротив, при сдвиге под дав-
лением и осадке в наковальнях Бриджмена благодаря быстрому теплоотводу через массивные наковальни разогрев практически отсутствует [11].
Согласно электронно-микроскопическому исследованию деформация равноканально-угловым прессованием и гидроэкструзией привела к формированию однотипной фрагментированной структуры, элементы которой вытянуты преимущественно в одном направлении и имеют высоко- и малоугловые границы (рис. 6). Структура в направлении, параллельном и перпендикулярном направлению последнего сдвига, при равноканально-угловом прессовании не различается. Тогда как при гидроэкструзии в направлении оси образца наблюдается вытянутая структура, которая в перпендикулярном направлении выглядит равноосной. В структуре образца, деформированного гидроэкструзией, видны следы нагрева: дислокационные стенки и разориентированные фрагменты, содержащие низкую плотность дислокаций (рис. 6, б-г).
При осадке под давлением 2 и 6 ГПа, как и при прокатке, формируется слаборазориентированная ячеистая структура (рис. 7, а, б). Повышение давления до 14 ГПа привело к образованию отдельных элементов структуры реечного типа с высокоугловыми границами (рис. 7, в) в результате фазового (а-в-а)-превращения, по-видимому, обратимого, т.к. 8-фаза после разгрузки не сохранилась. При сдвиге под давлением с е = 2.5 формируется ячеистая структура, подобная образовавшейся при прокатке с е = 5 (рис. 7, б, г), что подтверждается и близкими значениями твердости. С увеличением степени деформации при сдвиге под давлением появляются высокоугловые границы, ячеистая структура (рис. 7, г) трансформируется в смешанную (рис. 7, д, е), и после деформации с е > 5.5 структура образована равноосными разориентированными микрокристаллитами — субмикрокристаллическая структура [27]. Сравнение рисунков 6, д, е и 7, г - е показывает, что после равноканально-углового прессования формируется структура смешанного типа, в которой наряду с микрокристаллами сохраняются вытянутые слаборазориен-тированные фрагменты, т.е. она более проработана, чем после сдвига, прокатки и гидроэкструзии с е близкой к 2.5, но еще далека от субмикрокристаллической структуры. Таким образом, расчет степени деформации при равноканально-угловом прессовании по формуле (10), видимо, некорректно описывает структуру, т.к. по характеру она не соответствует полученным после е = 2.5 другими методами. С другой стороны, расчет по формуле (11) дает е = 6. Такая деформация достигается только сдвигом под давлением и приводит к формированию субмикрокристаллической структуры. Если принять во внимание небольшое приложенное при равноканально-угловом прессовании давление (2 ГПа против 6 ГПа при сдвиге) и возможность разогрева образца, то становятся
понятными более низкая, чем при сдвиге, твердость и меньшая разориентированность структуры.
Средний размер микрокристаллитов после деформации сдвигом под давлением уменьшается до 0.1 мкм с увеличением логарифмической деформации до е = 9 (рис. 8). Элементы структуры после равноканально-углового прессования и гидроэкструзии вытянуты, только их поперечный размер ds оказывается меньше 0.5 мкм, продольный размер составляет 1-2 мкм (рис. 9). Коэффициент формы элементов структуры k = больше после гидроэкструзии и увеличивается с увеличением числа проходов (£РКУП = 3, кг/э = 6 после е = = 1.7 и ^/э = 11 после е = 2.3). Средний размер элементов структуры, определенный без учета их вытянутости, составляет после гидроэкструзии и равноканально-уг-лового прессования 1-1.5 и 0.8 мкм соответственно. Средний размер дислокационных ячеек, образовавшихся в результате прокатки, уменьшается с увеличением степени деформации, но после е > 4 остается более
1 мкм. Выявлена зависимость размера элементов структуры от приложенного давления при осадке. Увеличение давления от 2 до 14 ГПа приводит почти к двукратному уменьшению размера (рис. 8).
Использованные в настоящей работе методы деформации можно разделить на две группы в зависимости от приложенного давления. Прокатка, гидроэкструзия, равноканально-угловое прессование и осадка под давлением 2 ГПа осуществляются при относительно низком давлении, а сдвиг и осадка под давлением больше 6 ГПа — при высоком. На рис. 8 изменение среднего размера элементов структуры зависимости от степени деформации под высоким и относительно низким давлением показано сплошной и пунктирной линиями соответственно. Видно, что деформация под давлением 6 ГПа приводит к заметно большему измельчению, чем деформация под давлением 1-2 ГПа.
Таким образом, максимальное измельчение (до 0.1 мкм) наблюдается при деформации сдвигом под
Рис. 6. Микроструктура армко-железа после гидроэкструзии в направлении оси образца (а-г) и после равноканально-углового прессования в направлении, параллельном (<)) и перпендикулярном (е) направлению последнего сдвига; е = 2.3 (а), 1.7 (б-г), б, г, е — темнопольные изображения в рефлексе типа (110)а
Рис. 7. Микроструктура армко-железа, деформированного прокаткой (а, б), осадкой под давлением 14 ГПа (в), сдвигом под давлением 6 ГПа (г-е); е = 5 (а, б), 0.7 (в), 2.5 (г), 5 (Э, е); б, г, е — темнопольные изображения в рефлексе типа (110)а
Рис. 8. Изменение размера элементов структуры армко-железа при разных схемах деформации: сдвиг под давлением (♦); гидроэкструзия (■ — продольный и □ — поперечный размер); перекрестная прокатка (*); осадка под давлением 2 ГПа (•), 6 ГПа (#), 14 ГПа (О); равноканально-угловое прессование (Л — продольный и Л — поперечный размер); сплошная линия — деформация под давлением 6 ГПа; пунктирная линия — усредненные данные для деформации под давлением 1-2 ГПа
давлением. После равноканально-углового прессования и гидроэкструзии только поперечный размер элементов структуры (около 0.4-0.2 мкм) сопоставим с размером микрокристаллитов, полученных сдвигом под давлением, однако продольный размер превышает 1 мкм.
Массивные образцы, деформированные гидроэкструзией и равноканально-угловым прессованием, позволяют электронно-микроскопическим методом определить размеры элементов структуры вдоль и поперек оси образца и направления последнего сдвига соответственно. После прокатки, осадки в наковальнях Бридж-мена и сдвига под давлением малая толщина образца существенно затрудняет определение размера элемента структуры в направлении, перпендикулярном плоскости образца. Из литературы известно, что после сдвига под давлением размер в направлении оси кручения образца приблизительно в 3 раза меньше, чем в плоскости образца [18]. Как было отмечено ранее, после равноканально-углового прессования коэффициент формы элементов
2 4
с1, мкм
2 4
<1 мкм
Рис. 9. Распределение элементов структуры по размерам при гидроэкструзии (а) и равноканально-угловом прессовании (б); сплошная линия — поперечный размер, пунктирная линия — продольный размер
структуры также близок к 3. Можно предположить, что близким к этому коэффициентом формы будут характеризоваться элементы структуры, сформированные при осадке и прокатке. На рис. 8 видно, что размеры элементов структуры после гидроэкструзии (продольный) и прокатки (в плоскости прокатки) образуют единую зависимость от степени деформации. Значение продольного размера после равноканально-углового прессования лежит на продолжении этой зависимости, если рассчитывать степень деформации по формуле (11).
Степень деформации при равноканально-угловом прессовании, рассчитанная по формулам (10) и (11), составила 2.5 и 6.0 соответственно. При расчете по формуле (10) равноканально-угловое прессование приводит к такому же упрочнению, как сдвиг под давлением, а по формуле (11) — как гидроэкструзия и прокатка. По данным рис. 8 при равной твердости после равнока-нально-углового прессования и сдвига под давлением (расчет по формулам (8) и (10)) последний метод приводит к более сильному (в 4 раза) измельчению элементов структуры, т.е. твердость после равноканально-углового прессования в большей степени должна определяться не размером элементов структуры, а каким-то другим фактором. Если же полагать, что справедлива формула (11), то видно, что после равноканально-углового прессования, сдвига под давлением, гидроэкструзии и прокатки значения твердости и размеров элементов структуры находятся во взаимном соответствии и в соответствии со степенью деформации и величиной приложенного давления.
4. Заключение
Предложен критерий оценки деформации, накопленной разными способами, по уровню упрочнения, характеру полученной структуры и степени измельчения ее
элементов в материалах, деформация которых приводит к непрерывному накоплению дефектов. Выбраны формулы расчета степени деформации при сдвиге под давлением и равноканально-угловом прессовании. При относительно небольшой деформации е < 1 хорошее соответствие твердости после различных схем деформирования обеспечивается на основе расчета эквивалентной деформации. При большой деформации сдвигом под давлением условие равной твердости и равенства размеров элементов структуры после близкой степени деформации обеспечивает логарифмическая деформация, рассчитанная с учетом осадки образца. При равноканально-угловом прессовании наиболее корректным оказывается расчет эквивалентной деформации.
Выявлено влияние давления на размеры элементов структуры армко-железа, деформированного различными способами. Деформация под давлением 6 ГПа приводит к заметно большему измельчению, чем деформация под давлением 1-2 ГПа. Максимальное измельчение (до 0.1 мкм) элементов структуры достигнуто при сдвиге под давлением, что обусловлено наибольшей накопленной деформацией. После равноканально-угло-вого прессования и гидроэкструзии только поперечный размер элементов структуры (около 0.4-0.2 мкм) сопоставим с размером микрокристаллитов, полученных сдвигом под давлением, тогда как продольный размер превышает 1 мкм.
Авторы выражают благодарность В.П. Пилюгину и А.В. Александрову за проведение деформации сдвигом под давлением и гидроэкструзией.
Работа выполнена по теме «Структура» (№ государственной регистрации 01201064335) и при частичной финансовой поддержке гранта РФФИ № 11-0300401 и проекта УрО РАН №№ 12-У-2-1017. Электронно-микроскопическое исследование выполнено в ЦКПЭМ ИФМ УрО РАН.
Литература
1. Hansen N. Hall-Petch relation and boundary strengthening // Scripta Mat. - 2004. - V. 51. - No. 8. - P. 801-806.
2. ГусевА.И. Нанокристаллические материалы: методы получения и
свойства. - Екатеринбург: УрО РАН, 1998. - 200 с.
3. Миронов С.Ю., Салищев Г.А. Влияние размера зерна и однородности микроструктуры на равномерность деформации технически чистого титана // ФММ. - 2001. - Т. 92. - № 5. - С. 81-88.
4. Бейгельзимер Я.Е., Варюхин В.Н., Орлов Д.В., Сынков С.Г. Винтовая экструзия — процесс накопления деформаций. - Донецк: ТЕАН, 2003. - 87 с.
5. Сегал В.М., Резников В.И., Копылов В.И., Павлик Д.А., Малышев В.Ф. Процессы пластического структурообразования металлов. - Минск: Навука i тэхнша, 1994. - 232 с.
6. Бриджмен П. Исследование больших пластических деформаций и разрыва. - М: Изд-во иностранной литературы, 1955. - 444 с.
7. Zhilyaev A.P., Nurislamova G.V., Baro M.D., Szpunar J.A., Langdon T.G. Experimental parameters influencing grain refinements and microstructural evolution during high-pressure torsion // Acta Mat. -2003. - V. 51. - P. 753-765.
8. Левитас В.И. Большие упругопластические деформации материа-
лов при высоком давлении. - Киев: Наукова думка, 1987. - 232 с.
9. Ivanisenko Yu., Lojkowski W., Valiev R.Z., Fecht H.-J. The mechanism
of formation of nanostructure and dissolution of cementite in a pear-litic steel during high pressure torsion // Acta Mat. - 2003. - V. 51. -P. 5555-5570.
10. LiaoX.Z., Zhao Y.H., Zhu Y.T., ValievR.Z., GunderovD.V. Grain-size effect on the deformation mechanisms of nanostructured copper processed by high-pressure torsion // J. Appl. Phys. - 2004. - V. 96. -P. 636-640.
11. ТепловВ.А., Пилюгин В.П., Талуц Г.Г. Образование диссипативной структуры и фазовые переходы в сплавах железа при сдвиге под давлением // Изв. РАН. Металлы. - 1992. - № 2. - С. 109-115.
12. ВалиевР.З., АлександровИ.В. Наноструктурные материалы, полученные интенсивной пластической деформацией. - М.: Логос, 2000. - 272 с.
13. Верещагин Л.Ф. Синтетические алмазы и гидроэкструзия. - М.: Наука, 1982. - 328 с.
14. Салтыков С.А. Стереометрическая металлография. - М.: Металлургия, 1970. - 375 с.
15. Дегтярев М.В., Чащухина Т.И., Воронова Л.М., Давыдова Л.С., Пилюгин В.П. Деформационное упрочнение и структура конструкционной стали при сдвиге под давлением // ФММ. - 2000. - Т. 90. -№ 6. - С. 83-90.
16. Vorhauer A., Pippan R. On the homogeneity of deformation by high pressure torsion // Scripta Mat. - 2004. - V. 51. - P. 921-925.
17. ПьюХ.Л. Механические свойства материалов под высоким давлением. Вып. 1. - М.: Мир, 1973. - 296 с.
18. Дитенберг И.А., Тюменцев А.Н., Корзников А.В., Корзникова Е.А. Эволюция микроструктуры никеля при деформации кручением под давлением // Физ. мезомех. - 2012. - Т. 15. - № 5. - С. 59-68.
19. Кузнецов Р.И., Быков В.И., Чернышев В.П., Пилюгин В.П., Ефре-мовН.А., ПашеевА.В. Пластическая деформация твердых тел под давлением. - Свердловск, 1985. - 32 с. / Препринт ИФМ УНЦ АН СССР № 4/85.
20. Смирнова Н.А., Левит В.И., Пилюгин В.П., Кузнецов Р.И., Давыдова Л.С., Сазонова В.А. Эволюция структуры ГЦК монокристаллов при больших пластических деформациях // ФММ. - 1986. — Т. 61. - № 6. - С. 1170-1177.
21. Попов А.А., Валиев Р.З., Пышминцев И.Ю., Демаков С.Л., Илларионов А.Г. Формирование структуры и свойств технически чистого титана с нанокристаллической структурой после деформации и последующего нагрева // ФММ. - 1997. - Т. 83. - № 5. - С. 127133.
22. Сабиров И.Н., Юнусова Н.Ф., Исламгалиев Р.К., Валиев Р.З. Высокопрочное состояние в наноструктурном алюминиевом сплаве, полученном интенсивной пластической деформацией // ФММ. - 2002. - Т. 93. - № 1. - С. 102-107.
23. БернштейнМ.Л., ЗаймовскийВ.А. Механические свойства металлов. - М.: Металлургия, 1979. - 495 с.
24. Богатов А.А., Мижирицкий О.И., Смирнов С.В. Ресурс пластичности металлов при обработке давлением. - М.: Металлургия, 1984. - 144 с.
25. Зайцев В.И. Физика пластичности гидростатически сжатых кристаллов. - Киев: Наукова думка, 1983. - 188 с.
26. Пилюгин В.П., Гапонцева Т.М., Чащухина Т.И., Воронова Л.М., Щинова Л.И., Дегтярев М.В. Эволюция структуры и твердости никеля при холодной и низкотемпературной деформации под давлением // ФММ. - 2008. - Т. 105. - № 4. - С. 438-448.
27. Чащухина Т.И., Дегтярев М.В., Воронова Л.М., Давыдова Л.С., Пилюгин В.П. Влияние способа деформации на изменение твердости и структуры армко-железа и конструкционной стали при деформировании и последующем отжиге // ФММ. - 2001. - Т. 91.-№ 5. - С. 75-83.
28. Давыдова Л.С., Дегтярев М.В., Кузнецов Р.И., Левит В.И., Ново-жонов В.И., Пилюгин В.П., Смирнова Н.А. Субструктура и свойства мартенсита конструкционных легированных сталей после деформирования по различным схемам // ФММ. - 1986. - T. 61. -№ 2. - C. 339-347.
29. ДегтяревМ.В., Воронова Л.М., Чащухина Т.И. Низкотемпературная рекристаллизация чистого железа, деформированного сдвигом под давлением // ФММ. - 2004. - Т. 97. - № 1. - С. 78-88.
30. Астафурова Е.Г., Захарова Г.Г., Найденкин Е.В., Добаткин С.В., Рааб Г.И. Влияние равноканального углового прессования на структуру и механические свойства низкоуглеродистой стали 10Г2ФТ // ФММ. - 2010. - Т. 110. - № 3. - С. 275-284.
31. Береснев Б.И., Трушин Е.В. Процесс гидроэкструзии. - М.: Наука, 1976. - 200 с.
32. Копылов В.И., Макаров И.М., Нестерова Е.В., Рыбин В.В. Кристаллографический анализ субмикрокристаллической структуры, полученной РКУ-прессованием высокочистой меди // Вопросы материаловедения. - 2002. - Т. 29. - № 1. - С. 273-278.
Поступила в редакцию 19.03.2013 г.
Сведения об авторах
Дегтярев Михаил Васильевич, д.т.н., снс, зам. дир. ИФМ УрО РАН, degtyarev@imp.uran.ru Чащухина Татьяна Игоревна, к.т.н., снс ИФМ УрО РАН, highpress@imp.uran.ru Воронова Людмила Мееровна, к.т.н., снс ИФМ УрО РАН, highpress@imp.uran.ru Копылов Владимир Ильич, к.т.н., снс, доц., внс ФТИ НАНБ, kopylov.ecap@gmail.com
