Механические свойства длительно работающих сталей и природа предела текучести Текст научной статьи по специальности «Физика»

ТЕХНОЛОГИЯ МЕТАЛЛОВ

УДК. 621.052.08

А.Н. Смирнов

МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ДЛИТЕЛЬНО РАБОТАЮЩИХ СТАЛЕЙ И ПРИРОДА ПРЕДЕЛА ТЕКУЧЕСТИ

В тепловой энергетике наиболее широкое применение нашли хромомолибденованадиевые стали, из которых изготовлены сотни тысяч тонн труб для электростанций России. В настоящее время более 80% всего энергооборудования отработало свой расчетный срок и поэтому оценка его работоспособности и определение остаточного ресурса весьма актуальная задача.

Так как механические свойства являются одними из важнейших показателей определения эксплуатационной надежности металла всех технических устройств (включая и опасные производственные объекты) в представленной работе изучали их изменения в процессе длительной эксплуатации в различных зонах по сечениям труб и физическую природу предела текучести.

Механические характеристики определяли на вырезке из паропровода диаметром

219,0мм с толщиной стенки 25,0мм после 176256 часов эксплуатации при давлении 13,0

Мпа и температуре 5450 С. Материал - сталь 12Х1МФ. Микроструктуру изучали методами электронной микроскопии.

По сечению трубы было вырезано 17 образцов для испытаний на растяжение. Все сечение трубы было поделено на три зоны: внешнюю, внутреннюю и среднюю. Часть механических свойств усреднялась по этим зонам для сопоставления их со структурными параметрами и механическими свойствами исходной стали. Образцы 1-5 от-

носились к внешней зоне, 6-12 -к средней и 13-17 - к внутренней. Испытания на растяжение были выполнены на машине типа «Inston» с автоматической записью диаграммы. Первичная диаграмма пересчитывалась в диаграмму «напряжение - деформация». Из таких кривых определяли модуль упругости, предел текучести, коэффициент упрочнения на линейной стадии, напряжение перехода к стадии III сш и соответст-

вующую степень деформации £ш, напряжение и деформацию равномерного удлинения и временное сопротивление разрыву. После измерения параметров шейки подсчитывалось истинное удлинение, относительное сужение и истинное напряжение разрушения.

Прочностные свойства по сечению трубы. После длительной эксплуатации механические свойства стали по сечению трубы несколько отличаются. Прежде всего обратим внимание на рис. 1.

На нем представлены зависимости предела текучести от, напряжения

равномерного растяжения Ор, временного сопротивления св и истинного предела проч-

ности оист по сечению трубы.

Внешняя часть трубы обладает более высоким пределом текучести, затем происходит постепенное снижение от к внутренней зоне. Разброс механических характеристик на пределе текучести относительно невелик. Значения предела текучести изменяются в интервале

310...365 МПа. Их интересно сравнивать с рекомендованными ГОСТ значениями от для стали 12Х1МФ в исходном состоянии [1 - 4]. Оказывается, они изменяются в пределах

255..330 МПа в случае измерения их при комнатной температуре (Ткомн). Можно констати-

номер образца

Рис. 1. Зависимости предела текучести от, напряжения равномерного растяжения Ор, временного сопротивления Ов и истинного предела прочности Оист по сечению трубы (п - номер образца, см. текст)

ровать, что после 176256 часов работы трубы предел текучести ее материала не вышел за пределы, допустимые ГОСТ для этой стали.

Разброс для напряжения равномерного удлинения Ор такой же, как для предела текучести (рис.1). Величина Ор меняется в пределах 450...520 МПа. Оно слабо изменяется по сечению трубы, оставаясь в среднем, равным 490 МПа, и понижаясь до 475 МПа к краям трубы. С учетом среднего значения равномерного удлинения <£р>— 11%, можно найти ов -временное сопротивление [5], равное в этом случае 436 Мпа (значения по сечению трубы представлены на рис. 1). Колебания его не велики. Внешняя зона, как видно, несколько прочнее средней и внутренней зон. Значение Ов следует сравнивать с рекомендованным ГОСТ [1 - 4] и изменяющимися в пределах 410...520 МПа со средней величиной <ов>—481 МПа. Можно сделать вывод, что условный предел прочности стали 12Х1МФ после 176256 часов работы находится ниже

рекомендованного ГОСТ среднего значения <ов>, но в пределах рассеяния данных, зафиксированных разными ГОСТ.

Структурные изменения в стали за время работы несколько снизили ее прочностные свойства по сравнению с рекомендованным исходным состоянием.

Истинное напряжение разрушения Оист образцов, вырезанных из трубы, значительно выше, чем ов и Ор. Характеристика оист рассчитывается с учетом реального сужения образца в шейке [5]. Значение этой величины представлено на рис.

1, ее рассеяние значительно. Это обусловлено двумя причинами: во-первых, стохастиче-

ским характером явления разрушения вообще и, во-вторых, трудностью измерения параметров шейки разрушенного образца. Из рис. 1 видно, что средняя зона реально прочнее внутренней и внешней зон трубы. Истинные напряжения разрушения стали изменяются в пределах 550...780 МПа. Это достаточно высокие значения. Частично они связаны с процес-

сами карбидного упрочнения в ходе функционирования материала при повышенных температурах. Поэтому важным является анализ пластических свойств материала трубы.

Пластические свойства по сечению трубы. Характеристики удлинения для различных образцов, вырезанных из трех зон трубы, представлены на рис. 2. Первая характеристика пластичности - величина равномерного удлинения до образования шейки £р=ёр [5]. Равно -мерная пластичность максимальна в средней зоне образца и резко убывает к внутренней и особенно к внешней зоне. Можно констатировать, что повышенный предел текучести внешней зоны влечет за собой ее пониженную пластичность. Внутренняя зона, напротив, наименее упрочненная, также обладает пониженной пластичностью. Из рис. 2 видно, что внешняя зона наименее пластична, средняя и внутренняя -более пластичны. Максимальное удлинение не превышает 18,6%, а среднее значение <£ист>—17,4%. Согласно справочным данным [1 - 4], 3 изме-

Рис.2. Характеристики пластичности исследуемой стали по сечению трубы: равномерное удлинение £ист=дв и истинное удлинение Єист=ІЇ

номер образца

Рис. 3. Изменение полного сужения У по сечению трубы

няется в пределах 16...38% со средним значением, равным <¿>=22,8%. Можно констатировать, что за 176256 часов своей службы материал стали несколько уменьшил свою способность к удлинению в испытаниях на растяжение.

В связи с этим полезно рассмотреть сужение Ф представляющее собой сумму равномерного и сосредоточенного сужений, т.е. измеренного в "шейке". Соответствующие данные представлены на рис. 3. Как и удлинение, относительное сужение достигает максимума на границе средней и внутренней зон и убывает к внешней зоне и центру трубы. Рассеяние величины Ф достаточно велико, а его среднее значение < Ф >=56,1%. Табличные значения Ф для исходного состояния стали 12Х1МФ изменяются в пределах 35...78% (1 - 4) со средним значением 57,3%. Следует обратить внимание, что рассеяние данных о полном сужении образцов стали 12Х1МФ в исходном состоянии значительно

выше, чем после длительной эксплуатации. Совершенно очевидно, что после 176256 часов работы полное сужение для всех образцов находится внутри рассеяния Ф табличного, а среднее значение Ф исходного и Ф стали после 176256 часов работы совпадают. По этому параметру свойства стали за время эксплуатации практически не снизились.

Анализ механизмов упрочнения стали в структурном состоянии, возникшем после

1762556 часов ее работы. Параметры структуры были изучены в трех зонах: внешней, средней

и внутренней, поэтому целесообразно предел текучести рассматривать по трем зонам. Это позволит найти связь между структурой и механическими свойствами. Эксперименталь-

ные значения предела текучести, усредненные по трем зонам, представлены в табл. 1. Здесь же даны сведения об упругих полях напряжений [6].

Следует отметить, что испытания отдельных образцов дают достаточно резкий предел текучести, который определяется с точностью ±20 МПа.

Формирование предела текучести. Структурное состояние исследуемой стали в условиях пластической деформации позволяет ее рассматривать как однофазный а-твердый раствор, упрочненный выделениями мелких карбидов, расположенных в теле зерен и на дислокациях. Более крупные карбиды находятся на границе зерен и их стыков. Они не оказывают влияние на скольжение в теле зерен, но влияют на генерацию дислокации с границ зерен и передачу скольжения от зерна к

зерну.

Совокупность сведений о структурном состоянии исследуемой стали позволяет выразить предел текучести в виде суммы вкладов различных механизмов [7,8]:

а = °П -Н + &ТР + (1)

+ ад +ау + ац +&х - П

Здесь ОП-Н - трение кристаллической решетки или вклад Пайерлса-Набарро; отр -твердорастворное упрочнение; Од - дислокационный вклад, О у

- вклад внутренних упругих полей напряжений; Оц - вклад

от преодоления сопротивления дисперсных частиц-карбидов, расположенных в теле зерен и, наконец, Ох-п - вклад Холла-Петча.

Рассмотрим роль этих вкладов по порядку.

Трение решетки, или вклад Пайерлса-Набарро. Темпера-

турно-зависимый вклад оп-н благодаря термической активации движения дислокации при Ткомн сравнительно не велик, он составляет - 20...40 МПа [9].

Вклад твердорастворного упрочнения оП-н- Его предстоит оценить. Информация об объемной доле специальных карбидов, присутствующих в стали 12Х1МФ после 176256 часов работы, показывает, что практически все легирующие элементы как замещения (Сг, V, Мо), так и внедрения (углерод) ушли из а-Бе - твердого раствора. Теперь в этом состоянии а-Бе - твердый раствор упрочнен лишь случайными примесями типа 81, Мп и т.п., которых относительно немного. Твердорастворное упрочнение легированного феррита в аддитивном приближении можно представить в виде следующего соотношения [10]:

N

°ТР = Е к,с, (2) ,=1

где С, - концентрация элемента по массе, К, - коэффициент, зависящий от типа элемента. С использованием данных о составе стали и приведенных в [10] значений коэффициентов К, для соответствующих элементов были проведены оценки Отр. Эти оценки дали значения Отр=70 МПа для всех зон исследуемой стали. По-видимому, эти цифры близки к реальным. Необходимо учитывать, что выражение (2) завышает вклад твердорастворного упрочнения легированного феррита, так как известно, что зависимость Отр

от концентрации элемента (С)

п1/2

чаще пропорциональна С

[10] и даже С2/3 [11], чем С.

Таблица 1

Экспериментальные значения предела текучести От и упругих полей напряжений, МПа

Зона о? с Ту о

Внешняя 342,5 59,0 130,0 103,0

Средняя 315,0 51,0 100,0 84,0

Внутренняя 306,7 42,0 100,0 69,0

С другой стороны, в реальной стали может быть меньше примесей, чем указанные пределы по ГОСТ, и это приведет к уменьшению Отр. Наконец, следует иметь в виду, что коэффициенты К, могут несколько отличаться в любую сторону как для различных сталей, так и у разных авторов [12].

Вклад_______дислокационной

структуры Од хорошо известен и выражается соотношением

[31]:

Од = та/иЬр1!2 (3)

где т=2,2 - фактор Шмида, а -коэффициент междислокацион-ного взаимодействия, у.= 8х104МПа - модуль сдвига для стали, Ь=2,5х10-10 нм - вектор Бюргерса, р - скалярная плотность дислокации. На рис. 4

представлена зависимость пре-

1/2

дела текучести От от р для исследуемой стали. Она близка к линейной, что указывает на значительный вклад дислокационной структуры в формирование предела текучести. Если использовать приведенные выше константы и линейную зави-1/2

симость " От - р на рис. 4, то можно найти, что а=0,64.

Эта величина находится в пределах значений а, определенных в разных экспериментах для чистого Бе [13]. Однако а =0,64 заметно больше среднего значения а, полученного для чистого Бе в условиях, когда другие механизмы, кроме механизма Пайерлса-Набарро, не действуют. Это различие неудивительно, поскольку, согласно (14), От определяется совокупностью разных вкладов, а не только скольжением через дислокационную структуру. Поэтому значение а, полученное из зависимости, представленной на рис. 4, является условно эффективным значением, тем более, что имеет место небольшое отклонение от линейной зави-1/2

симости "От - р на этом рисунке. Реальный вклад Од представлен на рис.4 пунктирной линией с отдельной правой

шкалой. Он получен при а =0,3 [13]. Хорошо видно, что он составляет примерно 1/3-1/4 от предела текучести От, и несколько больше вклада твердорастворного упрочнения. Величина этого вклада указывает на важную роль дислокационной структуры в формировании предела текучести.

Внутренние поля напряжений. Обычно дислокационная структура создает внутренние упругие поля напряжений. Упругие напряжения в исследуемой стали были измерены двумя способами - методом электронной микроскопии и методом рентгеноструктурного анализа. Первый способ дает скалывающие напряжения Ту, второй -нормальные напряжения (растяжение-сжатие) Ту [15,16]. Они представлены в табл. 1. Величины ту дают вклад в сопротивление деформированию и разрушение сколом, величины

Ту важны при разрушении отрывом. Связь тсу с пределом

текучести носит нелинейный характер и свидетельствует о том, что вклад внутренних полей в От соизмерим с вкладами твердорастворного упрочнения и дислокационной структуры.

Проблемы происхождения

ту и его аддитивности заслуживают специального рассмотрения. Известно, что в случае дислокационного происхожде-

Рис. 5. Зависимости упругих напряжений от ска-

п . гг л л „ лярной плотности дислокаций: тУ - суммарное

Рис. 4. Предел текучести От и дислокационный г ’ У ' г

вклад Од в него, представленные в зависимости от

Р12

внутреннее поле, гс - дислокационный вклад в

у-д

упругое поле, ?у-ч - вклад дисперсных карбидных частиц в упругое поле

осуществляется по формуле:

Оу =ШТу (5)

Вклад Оу в предел текучести представлен в табл. 1.

Поскольку внутренние упругие поля напряжений Ту-ч созданы карбидами в теле зерен, они могут быть оценены по известному соотношению [9]:

Ту — ч = 2№ч5ї (6)

где Лч - модуль сдвига частиц карбида (УМо)С, £ - параметр размерного несоответствия между параметрами кристаллических решеток карбида и а-Бе, /

- объемная доля частиц внутри зерен. С учетом сведений о характеристиках кристаллических решеток и их упругих модулей [19], был определен параметр £=10-2 . Затем, используя результаты электронно-микроскопических исследований по формуле (6) был определен

вклад Т(у—ч , обусловленный когерентными частицами кар-

ТУ—

ч, определенную как раз-

ность между измеренными полями ТСу и оцененным вкладом

тс в упругие поля, создан -

у—д

ные дислокационной структурой. Весьма хорошее согласие

оценки тсу — ч двумя совершенно независимыми способами, основанными на измерении методом электронной микроскопии совершенно разных параметров дислокационной и карбидной подсистем, свидетельствует о высокой надежности выполненных оценок.

Вклад внутренних упругих полей, обусловленный когерентными и полукогерентными частицами малых размеров (~50 нм), одновременно является вкладом в дисперсное упрочнение (Оч ). Это обусловлено тем, что упругие поля являются основным препятствием, которое создают эти частицы дви-

Таблица 2

Параметры карбидных частиц внутри зерен

Зона Параметры частиц

Объемная доля частиц _ / Средний размер частиц Оч, мкм Расстояние между частицами X, мкм

Внешняя 0,013 0,05 0,30

Средняя 0,013 0,05 0,30

Внутренняя 0,010 0,05 0,36

ния тсу он связан со скалярной

плотностью дислокации следующим соотношением [17]:

тсу =асуфр112 (4)

где асу - параметр, зависящий

от порядка в расположении дислокации [18]. Зависимость

II с 1/2 „

"Ту -р , полученная экспе-

риментально, представлена на рис.5. Она близка к линейной с экспериментальным значением

асу = 0,46. Эта величина для

дислокационной структуры, наблюдаемой в исследуемой стали, является сильно завышенной [18]. Согласно данным электронно-микроскопического исследования, основной тип дислокационной структуры в исследуемой стали - сетчатая. Анализ, проведенный в [18], показал, что для сетчатых субструктур сОу изменяется в интервале 0,05...0,12 со средним значением 0,10. Эти величины

значительно меньше, чем аСу =

0,46. Поэтому можно констатировать, что главный источник внутренних упругих полей -карбидные выделения.

Дислокационный вклад

тс представлен на рис.5.

у—д

Этот вклад получен с использованием значения тс = 0,10.

у—д

При оценке предела текучести он целиком входит в Тд. Раз-

сс

ница между ту и тс явля-

у—д

ется реальным вкладом внутренних полей Ту в предел текучести. Переход от Ту к Оу

бида ('УМо)С. На то, что они когерентны или полукогерент-ны, указывает характер дислокационной структуры вблизи частиц карбидов. Значения

ТСу—ч представлены на рис.5 в

виде отдельных точек. Они хорошо ложатся на прямую

жущимся дислокациям.

Дисперсное упрочнение частицами карбидов. Помимо внутренних дальнодействую-щих упругих полей напряжений, которые создаются в основном частицами карбидов внутри зерна, эти частицы препятствуют скольжению дислокации и сами по себе путем

Таблица 3

Величины вкладов различных механизмов в предел текучести исследуемой стали

Зоны Предел текучести и вклады в него, МПа

Оп-н ОТР ОД Оу Оч ОХ-П От , рассч. От , экспер.

Внешняя 20,0 70,0 94,0 92,0 133,0 156,0 344,0 342,5

Средняя 20,0 70,0 83,0 92,0 133,0 144,0 328,0 315,0

Внутренняя 20,0 70,0 77,0 70 111,0 132,0 293,0 306,7

Рис. 6. Зависимости предела текучести от и вклада ох-п в него от d-1/2

эта зависимость сильно откло-

близкодействия. Дислокации

могут преодолеть их двумя способами: путем их перерезания или путем обхода. Переход от одного механизма к другому зависит от размера частиц и степени их когерентности с матрицей. Параметры частиц, необходимые для определения вклада дисперсного упрочнения

Тч в сопротивление деформированию даны в табл. 2.

Напряжение перерезания чаще определяется по уравнению Герольда-Хаберкорна [9]:

Ч=2(7)

Здесь л и Ь - модуль сдвига и вектор Бюргерса дислокации матрицы соответственно, Оц -диаметр частиц.

Использование этого выражения в сочетании с данными в

табл. 2 дает вклад Оч = ттч , равный 160 МПа. В случае огибания дислокациями

= 2таф (8) ц X

Этот вклад с использованием данных табл. 2 изменяется в пределах 111...133 МПа. Поскольку дислокации всегда выбирают способ перемещения с наименьшим напряжением,

следует ожидать перемещение их по механизму огибания, то есть механизму Орована. Выбор между механизмами зависит также от размера и степени когерентности частиц. Согласно [20], критический размер перехода от перерезания к огибанию определяется из уравнения:

Окр = 40 (9)

Ьц

где ¡Лм и /Ац - модули сдвига матрицы и частиц соответственно, ЬМ и Ьц - векторы Бюр-герса для матрицы и частиц соответственно. Оценки, выполненные с помощью (9), дают критический размер частицы, равный 5 нм, что на порядок меньше реального среднего размера частиц в зернах исследуемой стали. Тем самым под-

тверждается вывод, что основным механиз-

мом преодоления дислокациями частиц на близких расстояниях является их огибание.

Вклад дисперсного упрочнения оказывается значительным. Это обусловлено дли-

тельным старением стали в ходе эксплуатации.

Вклад Холла-Петча. Он определяется известным соотношением [21]:

ох — П = ы12 (10)

где d - средний размер зерен в данной зоне. Прежде всего, рассмотрим зависимость предела текучести от среднего размера зерна. Она представлена на рис.

6. Совершенно очевидно, что

няется от прямолинейной. При этом коэффициент к для разных ее участков изменяется в пределах 2,4...2,8 кг-мм-32. Для исследуемой стали это слишком большое значение, что не удивительно, поскольку вклад Хол-ла-Петча - это не единственный вклад, который определяет величину От. Анализ экспериментальных данных, приведенных в

0,3

0,2

0,1

0,0

0,3

0,2

0,1

0,00,4 •

0,3

0,2

0,1

0..

а)

00

Д

я

6)

0,04 0,08 0,12

(1. мкм

Рис. 7. Функция распределения частиц по размерам. цастицы внутри зёрен: а - внутренняя, б

- средняя, в - внешняя зоны

'0,00 0,02 0,04 0,06 0,08

(1,МКМ

Рис. 8. Функция распределения частиц по размерам. цастицы на дислокациях: а - внутренняя, б - средняя, в - внешняя

зоны

[9,21], позволяет выбрать для исследуемой стали как наиболее реальный коэффициент £=1,8 кг-мм-3/2. Реальный вклад Хол-ла-Петча также приведен на рис. 6 с отдельной шкалой. Он значителен и составляет почти половину от предела текучести, превосходя все остальные вкла-

ды.

Оценка предела текучести на основе данных о структуре материала. Упрощенное уравнение (1) с аддитивной суммой всех вкладов пригодно только для демонстрации различных механизмов, определяющих формирование предела текучести. Современная физика прочности разработала более адекватные приемы суммирования вкладов отдельных механизмов для получения надежных значений сопротивления деформированию. Для исследуемой стали эти вклады представлены в табл. 3. Физика предела текучести современных сталей и механизмы, ее определяющие подробно изложены в [16]. Рассмотрим этот вопрос подробнее.

Все вклады в От, представленные в табл.3 физически делятся на три группы. К первой

группе относится вклад Оп-н, который действует равномерно

вдоль всей плоскости скольжения. Вторую группу составляют дислокационные механизмы,

действующие внутри зерна локально и неоднородно вдоль плоскости скольжения. Это торможение в твердом растворе -

Отр , на дислокациях - Од , на частицах - Оц и на флуктуациях внутренних упругих полей -Оу . Наконец, третью группу составляет вклад Ох-п, действующий вблизи границ зерен. Суммирование вкладов, разных по амплитуде, месту действия и физическому смыслу, согласно современной концепции, должно проводиться в квадратичном при-

ближении [22] с разделением на три группы выше перечисленных механизмов.

Такой же метод сейчас применяется для оценки предела текучести сталей [9]. Поэтому:

ОТ = ОП - Н + °’84( О^р +

+ од +ОЦ +ОУ А2 + ОХ - П

(11)

Здесь помимо квадратичного суммирования по группам механизмов учтен тот факт, что скольжение дислокации при деформации вблизи предела текучести происходит по наиболее слабым местам на статистическом распределении препятствий. Для учета этого эффекта необходимо либо вычесть специальную флуктуационную поправку [23,24], либо ввести статистический коэффициент Кокса [25] для механизмов, связанных со спектром случайных препятствий. В (11) как раз и введен статистический коэффициент Кокса, равный 0,84. Ко-

эффициент Кокса, равный 0,84, рассчитан для дислокации, движущихся через спектр случайных препятствий. Этот

спектр составлен четырьмя видами препятствий: 1) атомами в твердом растворе, 2) дислокациями, 3) частицами, 4) упругими полями. Спектр распределения этих препятствий представлен на рис. 7,8. Эти рисунки наглядно демонстрируют стохастический характер распределения препятствий и правомочность применения коэффициента Кокса.

В табл. 3 представлены

вклады в предел текучести, а также значения расчетного суммарного предела текучести и его экспериментальное значение по всем трем зонам поперечного сечения трубы. Хорошее согласие расчетного и экспериментального значений ОТ свидетельствует о надежности данных электронно-микроскопических измерений и описанной здесь физической концепции предела текучести стали 12Х1МФ в состаренном после длительной эксплуатации трубы состоянии.

Результаты, представленные в табл. 3, отражены на итоговом рис. 9. Наряду с экспериментальным и расчетным значениями предела текучести стали 12Х1МФ после 176256 часов эксплуатации, на нем представлены свойства стали в исходном состоянии. Разброс данных разных авторов и ГОСТов для стали в исходном состоянии отражен на рис.9 в заштрихованной области. Материал средней и внутренней зон попадает в нее, внешняя зона имеет несколько более высокий предел текучести. Этому способствует ряд факторов. Возрастание предела текучести от внутренней зоны трубы к внешней обусловлено ростом плотности дислокации, внутренних упругих полей, вкладом дисперсного упрочнения и более мелким размером зерна.

зона зона зона

Рис. 9. Предел текучести, определённый экспериментально и найденный расчётным путём, для различных зон «гиба» трубы. Заштрихована область существования предела текучести стали в исходном состоянии

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Журавлев В.Н., Николаева О.И. Машиностроительные стали: Справочник. М.: Машиностроение, 1992. - 480 с.

2. Антикайн П.А. Металлы и расчет на прочность котлов и трубопроводов. М.: Энергоатомиздат,

1990. - 367 с.

3. Масленков С.Б., Масленкова Е.А. Стали и сплавы для высоких температур. // Справочник. Книга I. М.: Металлургия, 1991. - 382 с.

4. Тихонов М.В., Кононенко В.А., Прокопенко Г.И., Рафаловский В.А. Механические свойства металлов и сплавов. Киев: Наукова думка, 1986. - 567с.

5. Золотаревский B.C. Механические свойства металлов. М.: Металлургия, 1983. - 350 с.

6. Конева Н.А., Козлов Э.В., Тришкина Л.И., Лычагин Д.В. Дальнодействующие поля напряжений, кривизна-кручение кристаллической решетки и стадии пластической деформации. Методы измерения и результаты. // Новые методы в физике и механики деформируемого твердого тела. Ч.1. - 1990. - Терскол. - С. 83-93.

7. Иванов Ю.Ф., Гладышев С.А., Козлов Э.В. Структурные оценки предела текучести высокопрочных конструкционных сталей // Сб. "Пластическая деформация сплавов".- Томск: ТГУ, 1986. - С. 152-163.

8. Громов В.Е., Иванов Ю.Ф., Козлов Э.В., Шаркеев Ю.П., Пушкарева Г.В. О роли механизмов упрочнения стали 08Г2С при электростимулированной деформации // ФизХОМ. - 1992. - №4. - С. 137-142.

9. Гольдштейн М.И., Фарбер В.М. Дисперсионное упрочнение стали. М.: Металлургия, 1979. - 208 с.

10. Гольдштейн М.И., Литвинов B.C., Бронфин Б.М. Металлофизика высокопрочных сплавов. М.: Металлургия, 1986. - 311 с.

11. Хаазен П. Механические свойства твердых растворов и интерметаллических соединений // Физическое металловедение. Т. 3. Под ред. Р.В. Кана, П. Хаазена. М.: Металлургия, 1987. - С. 187-254.

12. Пикеринг Ф.Б. Физическое металловедение и разработка сталей. М.: Металлургия, 1982. - 182 с.

13. Предводителев А.А. Современное состояние исследований дислокационных ансамблей // Проблемы современной кристаллографии. М.: Наука, 1975. - С. 262-275.

14. Винокур Б.В., Бейнисович Б.Н., Геллер А.Л., Натансон М.Э. Легирование машиностроительной стали. М.: Металлургия, 1967.- 198 с.

15. Конева Н.А., Козлов Э.В., Тришкина Л.И. Спектр и источники полей внутренних напряжений в деформированных металлах и сплавах. // Изв. Академии наук. - 1998 - Т.62 - №7 - С. 1350-1356.

16. Козлов Э.В., Теплякова Л.А., Конева Н.А. и др. Роль твердорастворного упрочнения и взаимодействия в дислокационном ансамбле в формировании напряжения течения азотосодержащей аустенитной стали // Изв. ВУЗов. Физика. - 1996. -Т.39 - №3. - С. 33-56.

17. Зеегер А . Механизм скольжения и упрочнения в кубических гранецентрированных и гексагональных плотноупакованных металлах // Дислокации и механические свойства кристаллов. - М.: 1960. - С. 179-189.

18. N.A. Koneva, E.V. Kozlov. Internal fields and others contributions to flow stress // Mater. Sci. and Eng. -1997. - V. A234-236 - P.982-986.

19. Андриевский А.Р., Спивак И.И. Прочность тугоплавких соединений и материалов на их основе. Справочник. Челябинск: Металлургия, Челябинское отделение, 1989. - 367 с.

20. Келли А., Никольсон Р. Дисперсионное твердение. М.: Металлургия, 1966. - 298 с.

21. Иванова B.C., Гордиенко Л.К., Геминов В.М. Роль дислокаций в упрочнении и разрушении металлов. М.: Наука, 1965. - 180 с.

22. Попов Л.Е., Конева Н.А., Терешко И.В. Деформационное упрочнение упорядоченных сплавов. М.: Металлургия, 1979. - 256 с.

23. Конева Н.А., Козлов Э.В. Природа субструктурного упрочнения // Изв. Вузов. Физика - 1982 -№8. - С. 3-14.

24. Конева Н.А., Козлов Э.В. Закономерности субструктурного упрочнения // Изв. Вузов. Физика. -

1991. - №3. - С. 56-70.

25. Кокс Ю. Ф. Статистическая теория упрочнения сплавов // Физика прочности и пластичности. Пер. с англ. Под ред. Л.К. Гордиенко. М.: Металлургия, 1972. -C. 117-132.

□ Автор статьи:

Смирнов Александр Николаевич

- канд. тех. наук, доц. каф. технологии металлов