Paquetes en acero. Como se forman

El tema de este artículo es algo inusual para Habr. Me impulsó a escribir un deseo simple y comprensible para recordar que en un momento en nuestro país había un nivel muy alto de ciencia del metal, en particular su sección sobre el estudio de las causas de la destrucción de materiales de alta resistencia bajo carga. Incluso antes de llegar a LANIT, estaba involucrado en una investigación sobre este tema y todavía no he perdido interés en él. El problema de la destrucción de materiales tampoco se ha vuelto menos relevante, por lo tanto, les traigo una publicación sobre las causas de la aparición de delaminación en aceros de alta resistencia.


Se creía que la destrucción de materiales, en particular de aceros de alta resistencia, ocurre casi instantáneamente a la carga máxima. Sin embargo, numerosos casos de destrucción y el estudio de sus causas han demostrado que la destrucción catastrófica puede desarrollarse mucho antes de alcanzar este máximo.

Por primera vez, se registraron casos masivos de tal destrucción durante la Segunda Guerra Mundial. En los Estados Unidos, los transportes marinos de la serie Liberty se produjeron en serie para abastecer a las fuerzas aliadas, cuya fabricación comenzó a utilizarse ampliamente mediante la soldadura de elementos individuales de los cascos de los barcos (anteriormente las chapas del casco estaban conectadas por remachado). Entonces, estos barcos mostraron tal característica que, literalmente, después de uno o dos cruces marítimos, aparecieron grietas extendidas en el casco, por lo que su posterior operación causó serias preocupaciones. Incluso hubo casos en que los vasos se partieron por la mitad cuando estaban excitados. Pero como había compartimentos herméticos en los cascos, las mitades permanecieron a flote y continuaron nadando independientemente (por la voluntad de los vientos y las olas).

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Al final resultó que, la causa de las grietas fue la falta de atención a detalles como cortar varios agujeros tecnológicos en los cascos (pozos de registro). Tales aberturas no deben contener esquinas afiladas. Los ángulos agudos, como los concentradores de tensión en el casco, que se producen alternativamente cuando el casco está en la parte superior de la ola o en las crestas de dos olas, contribuyen al desarrollo gradual de grietas por fatiga. El cuerpo soldado, a diferencia del remachado, es un medio continuo en el que la grieta puede propagarse sin impedimentos, lo que finalmente condujo a la falla.

Hoy en día, se observaron ejemplos de destrucción catastrófica espontánea en tuberías de gas, cuando para su construcción se utilizaron tuberías de gran diámetro (1220-1420 mm) hechas de aceros de alta resistencia fabricados con tecnología de laminado controlado. El gas en la tubería se bombea a alta presión (75-100 atm).

En algunos casos de emergencia, se observó propagación de grietas y ruptura de tuberías a una longitud muy grande, que ocurrió a una velocidad tremenda, casi como una explosión. Está claro que tal destrucción conlleva consecuencias catastróficas. La causa de dicho daño fueron las grietas microscópicas que se producen en la tubería de acero cuando se altera su impermeabilización, la llamada corrosión bajo tensión.

Puede parecer que una presión de 100 atm no representa un peligro grave, ya que corresponde a una carga de solo 10 MPa, y el acero para tuberías de alta calidad tiene un límite elástico superior a 400 MPa. Pero además de las tensiones estáticas debidas a la presión del gas, las tuberías de gas principales difieren de otras estructuras metálicas en su enorme capacidad energética debido a su gran extensión, manifiestan los efectos a gran escala más pronunciados de naturaleza energética debido al enorme suministro de energía elástica concentrada en el metal de la tubería y el gas comprimido que se bombea a través de la tubería. Por ejemplo, en una tubería con un diámetro de 1420 mm a una presión de 75 atm, la reserva específica de energía elástica en el gas bombeado es de 51 mJ por metro de la tubería, y en el metal en sí solo 0.6 mJ / m. En comparación, en una tubería con un diámetro de 1220 mm, el suministro de energía elástica de un gas a una presión de 55 atm es la mitad de 26 mJ / m. Por lo tanto, una tubería de gas de larga distancia es como un sistema único altamente estresado y se comporta como una estructura gigante de una pieza, sometida a una prueba de resistencia.

Con una carga estática prolongada y un mayor suministro de energía elástica en el sistema de carga, muchos materiales, incluso muy plásticos, son propensos a fracturas tardías. Esta tendencia se debe a la localización gradual de la deformación plástica cerca de una grieta microscópica y al desarrollo posterior de fractura en los volúmenes de material más estresados. Esta circunstancia hace que el material de la tubería sea extremadamente impredecible con respecto al riesgo de destrucción repentina. Por cierto, el hecho de que las tuberías de gas de mayor diámetro son más propensas a la destrucción catastrófica se tuvo en cuenta al tender las tuberías de gas Nord Stream 2 y Turkish Stream: el diámetro de las tuberías en estas tuberías es de 1143 mm.

Se han llevado a cabo numerosos estudios tanto en el extranjero como en nuestro país, se ha desarrollado una base teórica que ha permitido establecer las causas del daño descrito anteriormente y dar recomendaciones para prevenir tales fenómenos. En todos los casos, el origen de las fracturas espontáneas no controladas son los núcleos de grietas, que pueden ser muy microscópicos, desarrollarse durante un tiempo bastante largo y, en última instancia, conducir a fracturas casi instantáneas, cuando la grieta comienza a propagarse en acero con la velocidad del sonido.

A continuación, como ejemplo, daré uno de esos estudios, que muestra cuán profundamente se requería profundizar en el mecanismo de formación de destrucción incontrolada.

El estuche ayudó a elegir un objeto muy interesante para la investigación: una parte larga hecha de acero de aleación media con un espesor de 80 mm. Varias de esas partes, cuando se enfrían en agua después del calentamiento para el tratamiento térmico, forman grietas: delaminación en el medio del grosor de la parte. También hubo un solo caso de separación completa de la parte cuando se enfrió el grosor en toda la longitud, que fue acompañado por una grieta ensordecedora, de modo que en lugar de una parte, se retiró dos la mitad del grosor del tanque de enfriamiento, que no estaba previsto por el proceso tecnológico.

Para el estudio, se seleccionaron detalles en los que las grietas se extendían a una longitud de 700 a 1.500 mm. Cabe señalar que la resistencia a la tracción de este acero después del temple y templado es de al menos 1300 MPa, y en el estado templado, la resistencia es aún mayor, por lo tanto, la delaminación de las piezas, así como la formación de grietas extendidas en él, causaron al menos sorpresa.

En los procesos tecnológicos modernos, el enfriamiento de las piezas de trabajo en agua después del calentamiento térmico o laminado es muy utilizado, lo que en principio conduce a tensiones térmicas significativas, pero estas tensiones, como muestran los cálculos, todavía están por debajo del límite elástico del acero, por lo que en este caso parecía que no pudo conducir a la destrucción de la pieza.

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Material y metodología de investigación.

Los paquetes en los espacios en blanco se detectaron después del tratamiento térmico final. Se ubicaron en el borde inferior de la pieza de trabajo a lo largo de la longitud correspondiente a la parte axial de la chapa. Los paquetes se extendieron a una profundidad de uno a varios centímetros, y en casos aislados podrían conducir a la estratificación completa de la pieza de trabajo por grosor.

De las tres partes en las que se encontraron longitudes de delaminación de 780, 1000 y 1500 mm a lo largo del borde inferior de la parte, se tomaron muestras de 250-300x600 mm, que estaban directamente adyacentes a la capa (zona axial de la lámina), así como muestras del borde superior (en adelante, borde de la hoja), que correspondía a la superficie del lingote.

Las plantillas se cortaron a partir de muestras usando corte abrasivo, de las cuales se cortaron muestras en blanco mediante corte anódico-mecánico para estudiar las propiedades macro y microestructura, físicas y mecánicas (en las direcciones transversal y vertical en relación con el plano de laminación). Se cortaron muestras verticales para evaluar la tenacidad y el factor de intensidad de tensión de modo que la muesca se ubicara en el plano de rodadura en la parte central de la lámina.

Un estudio detallado de las propiedades mecánicas de este acero (resistencia, tenacidad, ductilidad) en muestras cortadas de áreas adyacentes a la grieta y en zonas libres de defectos no reveló ninguna desviación de los valores nominales correspondientes a este grado. Por lo tanto, para identificar la tendencia del acero a la deslaminación a lo largo del espesor de la lámina, se utilizó un criterio de intensidad de tensión, denotado en la mecánica de fractura como K _1c . Este criterio tiene una dimensión bastante extraña, a primera vista, kg / mm ^3/2 (MPa / m ^1/2 ). El significado físico de este criterio es la tensión a la que se produce la fractura por separación, en presencia de una grieta de un tamaño crítico en el material. Las pruebas se llevan a cabo de tal manera que se hace crecer una grieta en una muestra especial mediante la aplicación de cargas cíclicas, y luego, gradualmente, aplicando una carga de tensión creciente a la muestra con una grieta, se observa el crecimiento de la grieta y, en el momento de la fractura, el valor de tensión es fijo.

La muestra para la prueba de tracción excéntrica tiene una configuración bastante complicada (por la cual recibió el nombre de argot "pantalones"), y no es menos difícil de fabricar (Fig. 1). De acuerdo con GOST 25.506-85, se conoce como tipo 3, utilizamos muestras con un espesor de 25 mm.

Fig. 1. Muestra para pruebas de tracción excéntricas

Se aplicó una grieta por fatiga en un pulsador TsDM-10 con una carga superior de 2000-3000 y una carga inferior de 500 kg. La frecuencia de pulsación es de 750 ciclos por segundo, el número de pulsaciones es de 3-5 mil. La grieta por fatiga se nucleó con una carga superior de 3000 kg, y su crecimiento hasta una longitud de 1,5-2 mm se realizó con una carga superior de 2000 kg. Para una observación más conveniente del crecimiento de una grieta, se instiló previamente una tinta de impresión diluida con queroseno en la muesca, que fue absorbida por la grieta durante su crecimiento. Las pruebas de las muestras se llevaron a cabo en una máquina DU-19 (Francia) con un registro del diagrama de apertura de grietas forzadas. La resistencia a la fractura se estimó mediante una fórmula tan simple :

K _1c = [P / (t * b ^1/2 )] * [29.6 * (l / b) ^1/2 - 185.5 * (l / b) ^3/2 + 655.7 * (l / b) ^5/2 - 1017 * (l / b) ^7/2 + 638.9 * (l / b) ^1/2 ], kg / mm 3/2

P - fuerza de destrucción de la muestra, kg;
t es el grosor de la muestra, mm;
b es el ancho de la muestra, mm;
l es la longitud de la muesca con una grieta por fatiga, mm.

Macro y microestructura de acero

La estratificación en las partes investigadas se encuentra en el centro a lo largo del grosor de la lámina, se extiende en diferentes partes a diferentes profundidades, su trayectoria tiene un carácter escalonado. No se detectan rastros de deformación plástica en la parte superior del paquete en las plantillas transversales. La macroestructura de todas las muestras estudiadas se caracteriza por una estructura densa, no hay defectos pronunciados como burbujas de gas, tiras de segregación, áreas con una estructura dendrítica rugosa.

No se observaron diferencias notables en la microestructura en diferentes zonas.

El metal se caracteriza por una banda notable (Fig. 2), que está asociada con la estructura dendrítica del metal fundido inicial en el lingote de acero y es característica de los aceros de aleación laminados. Las tiras de diversa capacidad de grabado se alargan a lo largo de la dirección de rodadura y difieren notablemente en la microdureza y en el contenido de elementos de aleación. Las bandas de luz contienen una mayor cantidad de molibdeno, níquel, cobre, silicio y manganeso (la determinación se realizó mediante microanálisis de rayos X), los sulfuros de HB y los óxidos de línea también se concentran en ellos, y el haz también se propaga a través de bandas de luz.

La trayectoria de la grieta tiene un carácter escalonado (Fig. 3), no hay áreas que indiquen la ocurrencia de deformación macroplástica antes de la fractura, se observan numerosas áreas y surcos en la superficie, lo que indica una naturaleza frágil de la fractura.

Fig. 2. La estructura laminar y la ubicación del HB. x 100

Fig. 3. La naturaleza de la trayectoria de la grieta-delaminación. x 1

Contaminación con inclusiones no metálicas y la influencia de HB en las características de falla de acero bajo carga

Se encontraron sulfuros de manganeso, plástico, alargados a lo largo de la dirección de laminación, en piezas de acero (Fig. 4), así como óxidos complejos ubicados a lo largo de la dirección de laminación en forma de cadenas y líneas (Fig. 6).

Fig. 4. Ubicación de las inclusiones de sulfuro. x400

La contaminación con HB es típica para el acero de hogar abierto del método de fundición. En la zona central de la lámina, la contaminación del espesor con sulfuros plásticos y óxidos de línea es ligeramente mayor. Los sulfuros y óxidos son selectivamente relativos a la estructura con bandas, en bandas donde hay un mayor contenido de Ni, Mo, Cu, Si, Mn (Fig. 5).

Fig. 5. La ubicación de las inclusiones de óxido en la estructura con bandas. x400

En la fractura de copa viscosa de las muestras de impacto transversal y vertical, se observan numerosos HBs, principalmente sulfuros, no se detectan núcleos de grietas (Fig. 6, Fig. 7). La naturaleza similar de la fractura indica que la destrucción pasó por las acumulaciones de HB.

Fig. 7. La estructura de la fractura de las muestras de choque transversal. x800

Fig. 8. La estructura de la fractura de muestras de impacto vertical. x1600

Estudiamos el efecto de HB sobre la naturaleza de la deformación plástica y la fractura observando estas inclusiones a grandes aumentos.

En muestras verticales, se forman grietas frágiles en los sitios de sulfuros y óxidos que ocurren casi simultáneamente en todas las inclusiones en el campo de visión en ausencia de deformación plástica del metal base (Fig. 9).

La tensión a la que se forman las microgrietas en las inclusiones es un 10-15% menor que la aparición de la deformación plástica del metal base, determinada por la aparición de marcas de deslizamiento. Las microfisuras que surgieron en los sulfuros inician bandas de deslizamiento en el metal base, a lo largo de las cuales se produce una mayor propagación de grietas (Fig. 9-10).

Fig. 9. El origen de las grietas en sulfuros (muestras verticales, deformación = 1%). x500

En las líneas de sulfuros alargados, es posible facilitar la fusión de varias microgrietas en una (Fig. 11).

En áreas donde no hay HBs presentes, la deformación plástica local con la formación de microgrietas en bandas de deslizamiento se observa solo cuando el metal ha agotado su margen de plasticidad.

Fig. 10. Bandas de deslizamiento iniciadas por una grieta de sulfuro. x 500

Fig. 11. El desarrollo de grietas en la línea de sulfuros. x 500

Propiedades mecánicas

Las propiedades mecánicas y plásticas del acero en las direcciones longitudinal y transversal en las zonas estudiadas de las tres partes investigadas coinciden con una probabilidad de 0,95.

El acero se caracteriza por una dispersión significativa de propiedades al compararlas en muestras transversales y verticales en relación con el plano de rodadura (como dicen, las propiedades tienen un coeficiente de anisotropía significativo). Las propiedades plásticas en la parte axial de la lámina son notablemente más bajas que en el borde. Al analizar muestras verticales en cuanto a resistencia, ductilidad y tenacidad, estas propiedades reflejan hasta cierto punto la tendencia del acero a formar delaminación, sin embargo, el coeficiente de correlación calculado entre la longitud de delaminación en las partes y las propiedades en la dirección vertical es significativamente menor que el coeficiente tabular a un nivel de significación de 0.8, es decir, esta dependencia no es significativa.

Los resultados de la determinación de K _1c por el método de tensión excéntrica de muestras transversales de 25 mm de espesor con una muesca lateral y una grieta por fatiga (Fig. 12) pasaron la prueba de corrección por criterios de la relación del factor de intensidad de tensión con respecto al límite elástico del acero. Con un espesor de muestra seleccionado de 25 mm y una longitud de muesca con una grieta de 28-30 mm, las muestras transversales tampoco satisfacen este criterio (se requieren muestras más grandes) y los resultados de sus pruebas solo pueden usarse como aproximados.

Para muestras verticales para tensión excéntrica, se cumplen todas las condiciones de prueba necesarias y suficientes, y los resultados son correctos cuando el grosor de las muestras es de 25 mm (Fig. 12).

Fig. 12. La relación del factor de intensidad de tensión con la longitud de los haces (muestras transversales y verticales para tensión excéntrica)

El parámetro K _1c marca significativamente la diferencia en la calidad del metal de la zona axial y el borde de la lámina dentro de la misma fusión. Los intervalos para K _1c en el eje y el borde de la hoja no se superponen, incluso con un alto nivel de confianza de 0.95, el valor máximo de K _1c en la zona axial es menor que el valor mínimo de K _1c para el borde de la hoja. No se pudo obtener una diferencia tan clara en las propiedades utilizando los indicadores de ductilidad y tenacidad descritos anteriormente.

El coeficiente de correlación entre la longitud de las estratificaciones en las partes y los valores de K _1c para la zona axial es 0.89, lo que confirma la fiabilidad de la relación entre estos valores.

Aún más convincente es el parámetro combinado, que tiene una dimensión de longitud y es directamente proporcional a la longitud de la grieta embrionaria, capaz de propagación espontánea y espontánea a un nivel de tensiones de tensión por debajo del límite elástico (Fig. 13). El coeficiente de correlación entre la longitud de los paquetes y el parámetro (K _1c / σ ₂ ) ² es 0.94. Esto nos permite representar esta dependencia como una función lineal. La extrapolación de esta función con la longitud del paquete igual a cero da un valor crítico en el cual, con un valor mayor, la probabilidad de paquete también es igual a cero. Con un límite elástico medio de 1120 MPa para la zona axial, el valor de K _1c , en el que la probabilidad de aparición de delaminación es cercana a cero, corresponde a 101 MPa / m ^1/2 .

Fig. 13. La relación del indicador generalizado con la longitud de los paquetes (tensión excéntrica, muestras verticales)

La razón de la aparición de delaminaciones en la chapa de acero es la naturaleza mecánica fibrosa del metal, debido al rodamiento de la heterogeneidad dendrítica del metal y la disposición en capas asociada de inclusiones no metálicas. El papel de las inclusiones no metálicas y otras partículas extrañas se reduce a la concentración de tensión cerca de las inclusiones, la posibilidad de agrietamiento de tales partículas, la ruptura de la conexión entre las inclusiones y la base de acero, y la propagación adicional de la microgrieta formada, que ocurre en tensiones inferiores a la resistencia a la fluencia. Posteriormente, la grieta se propaga a lo largo de los caminos más fáciles en grupos de inclusiones no metálicas y la interfaz de acero con base de partículas.

Los valores del criterio de intensidad de tensión encontrado muestran que a un nivel de tensión de 700-800 MPa (a pesar del límite elástico del acero no inferior a 1050 MPa), el acero conserva la capacidad de resistir la propagación de grietas si el tamaño del núcleo de la grieta no supera los 1.3 mm de profundidad a lo largo de la longitud 13 mm, cuando se superan estos indicadores, se destruye el acero. Al mismo nivel de tensiones que surgen en la dirección transversal a la dirección de rodadura, el acero estudiado puede resistir la fractura frágil si el tamaño de la muesca no supera los 2.5 mm de profundidad y 25 mm de longitud.

El ejemplo anterior del estudio de la resistencia al agrietamiento muestra claramente que la falla del acero en presencia de discontinuidades microscópicas e inclusiones no metálicas puede ocurrir con tensiones por debajo de su límite elástico, lo que, al calcular la resistencia de las estructuras sin tener en cuenta esta circunstancia, puede crear la ilusión de la confiabilidad del material en condiciones operativas.