В табл. 9 приведены данные о деформационной способности применяемых в энергомашиностроении перлитных жаропрочных сталей. Сталь 25Х1МФ (ЭИ10) в термически обработанном состоя­ нии (закалка + отпуск) используют для болтов и шпилек паро­ вых турбин и арматуры. Из стали 12Х1МФ изготовляют трубы паропроводов и пароперегревателей. Нержавеющую хромистую сталь мартенситного класса 1Х12В2НМФ (ЭИ802) используют для изготовления лопаток паровых турбин и дисков газотурбинных установок.

Данные микроструктурного анализа аварийных болтов из стали 25Х1МФ (ЭИ10) показывают, что наблюдающееся в этих случаях снижение пластичности обусловлено развитием межзеренного разрушения. Как правило, разрушение возникает в ме­ стах действия концентратора напряжений. Из диаграммы дефор­ мационной способности (см. рис. 23, а) следует, что сталь 25Х1МФ (ЭИ 10) при всех возможных сроках работы в интервале 400— 550° С не должна разрушаться при деформации менее 2,5—3,5%. Зона низкой деформационной способности менее одного процента для данного материала соответствует очень низкой скорости пол­ зучести Ы О "7— Ы 0 ~8%1н (см. разрез объемной диаграммы на рис. 24, а). Накопление деформации при указанных скоростях ползучести потребует времени, намного превосходящего ресурс энергоустановок.

Из вышеизложенного следует, что сталь 25Х1МФ (ЭИ10) после закалки и отпуска в условиях одноосного напряженного состоя­ ния, имеет запас пластичности, необходимый для обеспечения расчетной деформации ползучести до 1%.

Деформационную способность, измеряемую несколькими про­ центами, имеют перлитные стали, применяемые для изготовления роторов паровых турбин. По данным А. И. Чижина и Е. А. Хейна для стали Р-2 (0,25% С; 1,6% Сг; 0,7% Мо; 0,25% V), при 550— 575° С длительное относительное удлинение при испытаниях про­ должительностью несколько тысяч часов составляет 4— 10% [94, с. 3,23].

Пластичность роторной стали 20ХЗВМФ (ЭИ415) в значитель­ ной степени определяется ее термической обработкой и уровнем характеристик прочности. Так, поданным Л. Я. Либермана [14], металл с пределом текучести 640 Мн/м2 (65 кГ1мм2) имеет удли­ нение при испытаниях в течение нескольких тысяч часов при

Низколегированные молибденовые, хромомолибденовые, хромомолибденованадиевые стали, применяемые для изготовления труб, используют в нормализованном состоянии или после норма­ лизации и отпуска. Разрушению труб пароперегревателей паро-

вых котлов из этих сталей (в случае перегрева) обычно пред­ шествует пластическая деформация, измеряемая несколькими про­ центами. Для подобных материалов, кроме снижения деформа­ ционной способности в области температур выше 400° С, вызван­ ного возникновением межзеренного разрушения, наблюдается также некоторое понижение пластичности, обусловленное дефор­ мационным старением. О длительной пластичности указанных ста­ лей можно судить по данным испытаний на длительный разрыв. Глен [67, с. 4, 19, с. 401] и (табл. 3) для молибденовой стали (0,12% С; 0,5% Мо) получил следующую минимальную деформа­

Для стали 12Х1МФ характерна малая интенсивность сниже­ ния относительного удлинения с понижением скорости деформа­

ние — скорость деформации, по данным испытаний с постоянной скоростью на длительные сроки работы при 500—600° С, величина минимальной деформационной способности для испытываемого ма­ териала получается равной 4—6% (см. табл. 9). Такой же порядок относительное удлинение имеет при испытаниях большой продол­ жительности.

В зоне темпера'1ур деформационного старения стали 12Х1МФ

интенсивность падения пластичности заметно меньше, чем при межзеренном разрушении и, что особенно важно, минимальная деформационная способность материала почти не меняется с по­ нижением скорости деформации, т. е. получаемые минимумы рас­ положены на одном уровне, около 10% (см. рис. 15, а).

Из приведенных данных следует, что сталь 12Х1МФ в случае нормальной термической обработки имеет вполне удовлетвори­ тельную деформационную способность во всем температурном интервале ее применения.

Минимальная деформационная способность стали 15Х1МФ при 540—570° С, по данным И. И. Трунина [95], составляет от 1,5 до 4%. Для стали 15МХ, по данным Л. П. Трусова [96], во время длительных испытаний при 546—570° С относительное удлинение составляло 1,5—5%.

Характер изменения относительного удлинения с температу­ рой для стали 15Х12ВМФ (ЭИ802) (см. рис. 15, б) сильно отли­ чается от обычного. При температурах 200—400° С происходит некоторое снижение пластичности, что обусловлено деформацион­ ным старением. Межзеренное разрушение у этой стали развивается очень медленно и выявляется при микроструктурном анализе только при температурах выше 550° С. Интенсивность снижения относительного удлинения при 500—550° С очень мала (k = 0,16).

ного проведения плавки длительное относительное удлинение в зоне наименее благоприятных температур не бывает ниже 1%.

Сплав ЭИ607А имеет высокую длительную пластичность. Отно­ сительное удлинение при испытании несколько тысяч часов при температуре 650—700° С составляет более 8%.

На рис. 23, е, 24, е приведена диаграмма деформационной спо­ собности сплава на никелевой основе, дополнительно легирован­ ного молибденом и вольфрамом. Зона низкой пластичности в этом случае имеет широкий диапазон температур и скоростей ползу­ чести. По сравнению с диаграммами для сплавов на никелевой основе, но без молибдена — ХН80Т (ЭИ437) и ХН90ТБЮ (ЭИ607),

— область низкой деформационной способности сдвинута в направ­ лении более высоких температур (620—850° С). Минимальное относительное удлинение для исследованного высоколегирован­ ного сплава при 650—700° С составляет 0,2—0,5%.

Сильное понижение пластичности в результате развития в про­ цессе деформирования межзеренных трещин наблюдается у сплава ХН67ВМТЮ (ЭИ445Р). При испытании с постоянной скоростью примерно 0,1 %/г разрушение происходит при относительном удлинении 0,1—0,2%. Наибольшую склонность к хрупким разру­ шениям этот материал имеет в интервале 650—750° С.

На рис. 23 приведена диаграмма деформационной способности сплава на никелькобальтовой основе. Относительное удлинение его, несмотря на высокую сопротивляемость ползучести, не ниже 1—2%. В большинстве случаев пластичность сплавов, содержа­ щих 10% и более кобальта несколько выше, чем сплавов на нике­ левой основе. Но при значительном легировании титаном, воль­ фрамом и т. д. длительная пластичность и этих сплавов в некото­ рых случаях снижается до долей процента.

Значительное различие в значениях длительной пластичности высоколегированных сталей и сплавов разных плавок и наличие отдельных плавок, металл которых имеет высокую деформацион­ ную способность, указывает на то, что технология производства оказывает значительное вляиние на деформационную способ­ ность.

Высоколегированные жаропрочные сплавы, выплавленные от­ крытой плавкой, обычно содержат некоторое количество приме­ сей, снижающих их межзеренную прочность при высоких темпе­ ратурах и, следовательно, и деформационную способностьПО, с. 575, 98, 99]. К ним в первую очередь следует отнести кисло­ род, серу и их соединения. Снизить отрицательное влияние серы и кислорода можно микролегированием. Бор, барий, кальций, редкоземельные элементы обладают высоким сродством к кисло­ роду и сере — образуют тугоплавкие окислы и сульфиды. Боль­ шинство окислов редкоземельных элементов имеет высокую тем­ пературу плавления 2200—2300° С, а сульфиды 2000—2200° С. Особенно эффективно действие малых добавок бора и церия.

Вредно влияют в этом отношении цветные металлы: олово, свинец, висмут и другие образующие на границах зерен легкоплавкие эвтектики. Их количество также может быть значительно уменьше­ но путем введения малых добавок редкоземельных элементов, образующих с ними тугоплавкие соединения [98, 99]. Так как удельный вес соединений редкоземельных элементов значительно меньше, чем жидкой стали, то они частично всплывают и таким об­ разом сплав очищается от газов и вредных примесей.

выплавленного открытой плавкой (соответственно 10— 12% и 2— 4%). Увеличения длительной пластичности можно также достиг­ нуть путем усовершенствования технологии ковки, литья и терми­ ческой обработки.

ГЛАВА III

ВЛИЯНИЕ КОНЦЕНТРАТОРОВ НАПРЯЖЕНИЙ НА ДЕФОРМАЦИОННУЮ СПОСОБНОСТЬ МАТЕРИАЛОВ

Для оценки работоспособности материалов в условиях высо­ ких температур решающее значение имеет их поведение в реаль­ ных деталях. Резкие изменения сечения, отверстия, выточки, галтели и т. д. создают неравномерность в распределении напряже­ ний и пластической деформации. Исследование металла аварийных деталей энергооборудования показывает, что в подавляющем большинстве случаев разрушение зарождается в зонах концентра­ ции напряжений и деформации. Значение концентраторов осо­ бенно велико в случаях применения высоколегированных жаро­ прочных материалов.

На рис. 27 показано разрушение деталей из жаропрочных материалов под действием статической нагрузки; трещины на лопатках газовых турбин обычно образуются в зоне действия концентраторов напряжения, по пазу елочного замка (рис. 27, а) и в месте перехода от шейки к полке при Т-образном замке (рис. 27, б). Пазы елочных соединений являются местами заро­ ждения трещин при разрушениях дисков газотурбинных устано­ вок (рис. 27, в), В литых деталях трещины зарождаются на уча­ стках с резким изменением сечения, например при переходе от патрубка к сфере у задвижек, в местах присоединения среднего патрубка в тройниках [27]. Разрушение шпилек и болтов, работащих при высокой температуре, как правило, происходит по пер­ вой нитке резьбы (рис. 27, г), входящей в тело гайки или корпуса, т. е. в наиболее напряженном месте [29]. Кроме того, концентрато­ рами, способствующими появлению преждевременного разруше­ ния, являются раличные пороки после механической обработки, риски на поверхности труб, повреждения, полученные при мон­ таже [158, 159], внутренние дефекты металла. Разрушение ме­ талла в местах действия концентратора напряжения, как пра-

вило, не сопровождается заметной пластической деформацией. Все это указывает на значительную роль концентраторов напряже­ ний в развитии склонности жаропрочных материалов к хрупким разрушениям.

КОЛЬЦЕВОЙ НАДРЕЗ

О работоспособности жаропрочных материалов в условиях макронеодиородных напряжений и деформаций, по аналогии с ис­ следованиями при низких температурах, часто судят по «чув­ ствительности к кольцевому надрезу». Под чувствительностью к надрезу в данном слу­ чае понимается отношение предела длитель­ ной прочности сгд. н, полученного при испы­ таниях образцов с кольцевым надрезом,

кпределу длительной прочности од. г, опре­ деленному на гладких образцах [8, 9, 11, 14, 20]. Материал считается нечувствительным

кконцентрации напряжения, если коэффи­

циент чувствительности к концентратору

висимости от формы образца и свойств металла от 5 до 100 раз [7]. Снижение поперечного сужения в значительной степени опреде­ ляется «жесткостью» надреза. Чем больше глубина надреза (до определенного предела), меньше угол раскрытия и радиус при-