Длительная прочность литого жаропрочного сплава 45Х26Н33С2Б2

По результатам экспериментов, проведенных на хромоникелевой стали Х18Н10Т, можно сделать следующие выводы:

1. Значения коэффициента поперечной деформации, подсчитанные по результатам мгновенного (V ) и квазистатического () нагруже-ний, а также по отношению вязкопластических составляющих кольцевой и осевой деформаций (vvp) в условиях возрастающей нагрузки, сохраняются неизменными и практически не разли-

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

чаются на всем промежутке неупругих деформаций (0,045< ех <0,423).

2. Значения vt и vvp, определенные по экспериментам на ползучесть в условиях постоянной нагрузки, не зависят от уровней соответственно полной неупругой и вязкопластической деформаций, но они зависят от величины нагрузки, при которой производился опыт. При этом большим нагрузкам отвечают большие значения vt и vV Для равных нагрузок vt больше vvp.

'vp-

1. Melnikov, B.E. Creation and Application of Hierarchical Sequences of Material Models for Numerical Analysis of Elastic-Plastic Structures [Текст] / B.E. Melnikov, A.S. Se-menov // Zeitschrift fur Angewandte Mathematik und Mechanik.— 1996.— Special Vol. Applied Analysis.— Issne 2.— P. 336-340.

2. Мельников, Б.Е. Многомодельный метод решения краевых задач термоупруговязкопластичности [Текст] / Б.Е. Мельников, Л.Б. Гецов, А.С. Семёнов // Научно-технические ведомости Санкт-Петербургского государственного технического университета.— 2002.— №3 (29).— C. 160-167/

3. Семёнов, А.С. Циклическая нестабильность при расчетах больших упругопластических деформаций [Текст] / А.С. Семёнов, М.Ю. Горохов, Б.Е. Мельников // Научно-технические ведомости Санкт-Петербургского государственного политехнического университета.— 2003.— №3 (33).— C. 129-138.

4. Мельников, Б.Е. Многомодельный анализ упру-гопластического деформирования материалов и конструкций. Современное состояние [Текст] / Б.Е. Мельников, А.С. Семенов, С.Г. Семенов // Труды ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова.— 2010. Вып. 53(337).— С. 85-92.

5. Шкодзинский, О.К. Феноменологическая модель упруговязкопластического материала [Текст] / О.К. Шкодзинский // Проблемы прочности.— 1987. № 11.— С. 53-56.

6. Бессон, Ж. Нелинейная механика материалов [Текст] / Ж. Бессон, Ж. Каето, Ж.-Л. Шабош, С. Фо-

рест.— СПб.: Изд-во Политехнического ун-та, 2010.— С. 307.

7. Кремпл, Е. Анализ вязкопластичности на основе полной деформации. Описание ползучести при учете начальной деформации и старения [Текст] / Е. Кремпл // Теор. основы инж. расчетов.— 1979.— Т. 101, № 4.— С. 83-91.

8. Krempl, E. Rate (time) — dependent deformation behavior: an overview of some properties of metals and solid polymers [Текст] / E. Krempl, F. Khan // International Journal of Plasticity.— 2003.— Vol. 19.— P. 1069-1095.

9. Philips, A. Fundamental Experiments in Plasticity and Creep ofAluminum— Extension of Previous Results [Текст] / A. Philips, M. Ricciuti // International Journal of Solids and Structures. 1976.— Vol. 12.— P. 158-171.

10. Блинов, Э.И. Аналитическое описание временных эффектов деформации при сложном нагружении [Текст] / Э.И. Блинов // Проблемы прочности.— 1989. — № 6.— С. 47-52.

11. Попов, В.А. Установка для испытания тонкостенных трубчатых образцов в условиях объемного напряженного состояния [Текст] / В.А. Попов, А.Г. Митюков // Матер. научно-техн. конф. «Кораблестроительное образование и наука— 2003».— СПб.: СПбГУН, 2003.— С. 423-428.

12. Stang, A.H. Poisson's ratio of some structural alloys for large strains [Текст] / A.H. Stang, M. Greenspan, S.B. Newman //J. Res. Nat. Bur. Stand.— 1946. Vol. 37, № 4.

УДК 669.1.017:669.018.44:669:018.28:621.74.011

М.Д. Фукс, А.С. Орыщенко, С.Ю. Кондратьев, Г.П. Анастасиади

ДЛИТЕЛЬНАЯ ПРОЧНОСТЬ ЛИТОГО ЖАРОПРОЧНОГО СПЛАВА 45Х26Н33С2Б2

Известно, что змеевиковые системы высоко- гической отраслях промышленности, работают температурных установок различного назначе- в предельно жестких условиях [1, 2]. Перепад ния, в том числе в нефтехимической и металлур- температур по толщине стенки (8—15 мм) реак-

Машиностроение. Металлургия и материаловедение -

ционной трубы достигает 250 °С при значениях температур на внутренней и наружной поверхностях соответственно 850 и 1100 °С (при перегревах до 1150 °С). Повышение эффективности производства за счет более глубокой переработки сырья требует увеличения температуры в зоне реакции, и следует ожидать, что в ближайшее время верхний предел штатных рабочих температур достигнет 1150 °С. Соответственно, материалы, из которых изготавливаются детали высокотемпературных установок, должны удовлетворять повышенным эксплуатационным требованиям.

К таким материалам относятся сплавы на основе системы Fe-Cr-Ni с высоким содержанием никеля (до 50 масс. %) и вольфрама (до 5 масс. %), например сплав Х28Н48В5 [3], а также дополнительно легированные кобальтом (до 25 масс. %) [3]. Однако в настоящее время в качестве конструкционных материалов для змее-виковых систем применяются относительно экономнолегированные жаропрочные сплавы типа Х25Н20 и Х25Н35 [1, 4]. Сплавы используются в литом состоянии, поскольку считается, что оно обеспечивает наиболее высокую длительную прочность при температурах эксплуатации [1]. Эти сплавы — сложнолегированные системы, упрочнение в которых осуществляется за счет того, что при кристаллизации и охлаждении в структуре образуются карбидные фазы различного состава, формирующиеся в виде межкристаллитной сетки и отдельных частиц [1, 2]. В работах [5—7] показано, что структура таких сплавов в литом состоянии нестабильна, постоянно претерпевает фазовые превращения в процессе эксплуатации при температурах 1100—1200 °С. При этом за счет диффузионного перераспределения химических элементов в сплаве устанавливается некоторое условное динамическое равновесие. Такое состояние может быть достаточно устойчивым к разупрочнению и обеспечивать высокую работоспособность сплава. Основной количественной характеристикой работоспособности жаропрочных сплавов служит длительная прочность [8]. Однако для сплавов типа Х25Н20 и Х25Н35 значения этой характеристики при температурах выше 1100 °С в научной литературе отсутствуют.

Цель нашей работы — исследование длительной прочности жаропрочного литого сплава на

основе системы Fe-Cr-Ni базовой композиции Х25Н35 при температуре 1150 °С.

Материал исследования — жаропрочный сплав 45Х26Н33С2Б2, применяемый для изготовления радиантных змеевиков высокотемпературных установок пиролиза [4]. Сплав выплавляли в индукционных печах емкостью 500 кг на чистых шихтовых материалах и разливали в песчаные формы — стандартные клиновые литейные пробы (по ГОСТ 977—88). Фактический химический состав исследованного сплава следующий:

Элемент Содержание элемента,

масс. % 0,48 1,86 0,91

С Si Мп Сг № № W Мо Б N Fe

24,6 35,3 1,72 0,57 0,23 0,14 0,05 Ост.

Испытания на длительную прочность проводили по ГОСТ 10145—81 на оригинальной установке, изготовленной на базе нагружающей машины АИМА-2 и электрической печи типа СШОЛ с нагревательной спиралью из фехрале-вой проволоки марки 0Х27ЮТ. Точность измерения температуры испытываемого образца составляла ± 2 °С. Образцы на длительную прочность (рис. 1) изготавливали в соответствии с ГОСТ 10145—81 «Металлы. Методы испытания на длительную прочность» и СТП 90.067—87, являющимся стандартом предприятия ФГУП ЦНИИ КМ «Прометей» (№ 140, тип 6).

Рис. 1. Образец для испытаний на длительную прочность по ГОСТ 10145-81

100

10

л

к

10 100

Время до разрушения, ч

1000

Рис. 2. Длительная прочность литого сплава 45Х26Н33С2Б2 при температуре 1150 °С

Результаты испытаний на длительную прочность сплава 45Х26Н33С2Б2 при температуре 1150 °С представлены на рис. 2.

Для оценки уровня жаропрочности исследованного сплава целесообразно сопоставить экспериментально полученные значения его длительной прочности при 1150 °С с аналогичной характеристикой известных более высоколегированных жаропрочных сплавов. На рис. 3 приведены кривые длительной прочности сплава 45Х26Н33С2Б2 и сплава Х28Н48В5 [3]. Видно, что значения длительной прочности двух сплавов хорошо коррелируют между собой, причем исследованный сплав с пониженным содержанием никеля и вольфрама не уступает по этой характеристике сплаву Х28Н48В5.

Следует отметить, что излом исследованного сплава после разрушения под действием приложенной нагрузки разной величины имеет вид поверхности вязкого, преимущественно межзе-ренного разрушения дендритной морфологии, а относительное остаточное удлинение состав-

ляет 10—13 % (рис. 4). Это свидетельствует, что сплав 45Х26Н33С2Б2, обладая высокой длительной прочностью при 1150 °С, имеет и достаточный запас пластичности.

Из рис. 3 также следует, что зависимость в логарифмических координатах, полученная при обработке результатов испытаний длительной прочности исследованного сплава методом наименьших квадратов, имеет вид прямой, описываемой уравнением

о0

О дл ="

0,3

где Од, — длительная прочность при температуре Т = 1150 °С; о0 = 14 МПа и т0 = 33 ч — соответственно длительная прочность и время для первой серии испытаний при температуре Т = = 1150 °С, принятой за базу.

Экспериментальные и рассчитанные по формуле (1) значения длительной прочности сплава 45Х26Н33С2Б2 при температуре 1150 °С приведены в таблице.

Общепринято, что для оценки жаропрочности сплавов наиболее достоверны значения длительной прочности, полученные с помощью расчета по методам, основанным на принципе эквивалентных состояний [9]. К таким методам относится расчет температурно-временных параметров, наиболее используемых при обработке экспериментальных данных [10]. Параметрический метод основан на таком видоизменении шкалы времени для деформации ползучести, при котором все изотермические кривые ползучести совпадают или разрушение при заданном

100,00

а

с

р

к

10,00

1,00

10,00

100,00 1000,00 Время до разрушения, ч

10000,00

Рис. 3. Длительная прочность сплава 45Х26Н33С2Б2 при 1150 °С

1

Машиностроение. Металлургия и материаловедение -

значении напряжения происходит при одинаковом значении времени, скорректированном с учетом температуры испытания. Иными словами, можно построить единую зависимость между логарифмом напряжения и принятым параметром, используя данные при различных температурах испытаний. Величину параметра для каждого испытания определяют по формуле Рдп = Т

где Т — температура испытания, К; тк — время до разрушения, ч; с — постоянная. Величину постоянной с принимают равной 20. По средним величинам параметра длительной прочности проводят прямую линию условной параметрической диаграммы. Далее, подставляя вместо тк заданный ресурс, по формуле (2) вычисляют значение параметра. По вычисленному параметру и линии условной параметрической диаграммы определяют приближенную величину предела длительной прочности стд п.

На рис. 5 представлена условная параметрическая диаграмма для сплава Х28Н48В5, построенная по данным [3] с использованием значений длительной прочности при температурах 1100 и 1200 °С. На этом же рисунке показаны значения длительной прочности исследованного сплава 45Х26Н33С2Б2 при температуре 1150 °С. Из полученных результатов следует, что по уровню жаропрочности сплав 45Х26Н33С2Б2 полностью соответствует сплаву Х28Н48В5. Таким образом, несмотря на выявленные в [5-7] особенности структуры литого сплава 45Х26Н33С2Б2, свидетельствующие о ее нестабильности, этот материал имеет высокую длительную прочность при температурах

Экспериментальные и расчетные значения длительной прочности сплава 45Х26Н33С2Б2 при температуре 1150 °С

Номер образца Напряжение, МПа Время до разрушения, ч

Фактическое Расчетное

1 14 13,940 33

2 12 12,010 55

3 10 9,865 106

4 8 7,799 232

5 6 5,970 565

эксплуатации до 1150 °С, сопоставимую с более легированными жаропрочными сплавами.

Таким образом, экономнолегированный сплав 45Х26Н33С2Б2 конкурентоспособен по отношению к более дорогим высоколегированным жаропрочным сплавам при использовании в качестве конструкционного материала для изготовления высокотемпературного оборудования различного назначения с рабочей температурой выше 1100 °С.

Определена длительная прочность литого сплава 45Х26Н33С2Б2 при температуре 1150 °С. На основании математической обработки экспериментальных данных получено уравнение, позволяющее рассчитывать значение длительной прочности сплава при различной величине внешнего напряжения.

Рис. 4. Внешний вид (а) и излом при увеличении х 1000 (б) образца литого сплава 45Х26Н33С2Б2 после испытаний на длительную прочность при температуре 1150 °С и напряжении 12 МПа

100,00

10,00

л

к

1,00 _

30 31 32 33 34 35

Р = Т (20 + lgi)/1000

Рис. 5. Условная параметрическая кривая для сплава Х28Н48В5 (—) и результаты испытаний (о) сплава 45Х26Н33С2Б2

Показано, что по уровню жаропрочности сплав 45Х26Н33С2Б2 не уступает таким жаропрочным высоколегированным никелем и вольфрамом

сплавам, как Х28Н48В5, и является перспективным для изготовления высокотемпературных установок с температурой эксплуатации 1100—1200 °С.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Орыщенко, А.С. Жаростойкие жаропрочные сплавы [Текст] / А.С. Орыщенко.— СПб.: Наука, 2011.— 191 с.

2. Орыщенко, А.С. Разработка жаростойких сплавов для элементов конструкции радиантной части змеевиков высокотемпературных установок нефте-синтеза [Текст] / А.С. Орыщенко // Вопросы материаловедения. — 2006. № 1 (45).— С. 147-159.

3. Марочник стали для машиностроения [Текст].— М.: Изд-во НИИ информации по машиностроению, 1965.— 594 с.

4. Орыщенко, А.С. Конструкционные материалы для радиантных змеевиков высокотемпературных установок нефтехимического комплекса [Текст] / А.С. Орыщенко // Металлург.— 2008. № 2.— С. 66-68.

5. Орыщенко, А.С. Особенности структурных изменений в жаропрочном сплаве 0.45C-26Cr-33Ni-2Si-2Nb при температурах эксплуатации. Сообщение 1: Литое состояние [Текст] / А.С. Орыщенко, С.Ю. Кондратьев, Г.П. Анастасиади, М.Д. Фукс, С.Н. Петров // Научно-технические ведомости СПбГПУ. Сер. Наука и образование.— 2012. № 1 (142).— С. 155-163.

6. Орыщенко, А.С. Особенности структурных изменений в жаропрочном сплаве 0.45C-26Cr-33Ni-2Si-

2Nb при температурах эксплуатации. Сообщение 2: Влияние высокотемпературной выдержки [Текст] / А.С. Орыщенко, С.Ю. Кондратьев, Г.П. Анастасиади, М.Д. Фукс, С.Н. Петров // Научно-технические ведомости СПбГПУ. Сер. Наука и образование.— 2012. № 2-1 (147).— С. 217-228.

7. Рудской, А.И. Особенности структурных изменений в жаропрочном сплаве 0.45C-26Cr-33Ni-2Si-2Nb при температурах эксплуатации. Сообщение 3: Механизм и кинетика фазовых превращений [Текст] / А.И. Рудской, Г.П. Анастасиади, А.С. Орыщенко, С.Ю. Кондратьев, М.Д. Фукс // Научно-технические ведомости СПбГПУ. Сер. Наука и образование.— 2012. № 3 (154), Т. 2.— С. 143-150.

8. Хажинский, Г.М. Деформирование и длительная прочность металлов [Текст] / А.И. Рудской.— М.: Научный мир, 2008.— 136 с.

9. Угорский, А.Э. О параметрических методах температурно-временной экстраполяции предела длительной прочности [Текст] / А.Э. Угорский // Проблемы прочности.— 1986. № 1.— С. 40-43.

10. Le May, I. Developments in Parametric Methods for Handling Creep and Creep-Rupture Data [Текст] / Iain Le May // Journal of Engineering Materials and Technology.— 1979. Vol. 101, № 4.— P. 326-330.