ВАЛ, ПРЕИМУЩЕСТВЕННО, ПОГРУЖНОГО НАСОСА

Полезная модель представляет собой вал, преимущественно погружного насоса, подверженный воздействию переменного по величине крутящего и изгибающего моментов, предназначенный для долговременной эксплуатации в условиях действия агрессивной среды с присутствием водных растворов хлоридов, сероводорода, солей, нефтепродуктов, в сочетании с повышенной температурой и может быть использована в нефтедобывающей промышленности например, в качестве вала погружного насоса, вала газосепаратора, вала гидрозащиты, а также в других машинах и механизмах работающих в подобных условиях.
Известна конструкция вала, подвергаемая действию знакопеременной нагрузки, в качестве заготовки для которого используется прокат со специальной обработкой поверхности, с выточками на поверхности для расположения различных деталей (см «Лопастные насосы», Михайлов А.К., Малющенко В.В., «Машиностроение», 1977, стр.194-202)
Наиболее близким из выявленных аналогов, выбранным за прототип, является вал погружного насоса, подвергающийся длительному воздействию крутящего момента с изгибом и 2-3-кратными мгновенными перегрузками, с выточками на поверхности для размещения соединительных или фиксирующих деталей и шлицами (см. «Расчет и конструирование нефтепромыслового оборудования», Чичеров Л.Г., Молчанов Г.В., Рабинович A.M. и др., М, «Недра», 1987, стр.35-44, 146-152).
Недостатком прототипа, как и аналога, является недостаточная надежность погружного насоса, обусловленная неточностью выбора
величины диаметра вала при расчете на прочность. Диаметр вала при расчете на прочность выбирают в зависимости от величины предела текучести материала вала, определенного при растяжении, тогда как вал работает на кручение с изгибом, с введением коэффициента запаса прочности для учета усталости металла. При выборе материала изделия предпочтение отдают стали с более высоким пределом выносливости по справочным данным, в лучшем случае - по результатам испытаний в стандартной агрессивной среде. Реальная рабочая среда значительно отличается от стандартной своей многокомпонентностью - присутствием солей, ионов хлора, растворенного сероводорода, углеводородов, величиной рН, и в разных месторождениях эти характеристики различны. Поэтому введение коэффициента запаса прочности для учета влияния усталости металла и агрессивности рабочей среды не позволяет правильно выбрать диаметр вала, т.к. при малом запасе может привести к недостаточной надежности вала в эксплуатации - преждевременному разрушению от усталости, при излишнем запасе - к перерасходу металла, снижению экономических характеристик насоса, т.к. увеличение диаметра вала на 8-10% снижает КПД насоса на 4-6% (см. «Расчет и конструирование нефтепромыслового оборудования», Чичеров Л.Г., Молчанов Г.В., Рабинович A.M. и др., М., «Недра», 1987, стр.146). Вопросы, связанные с надежностью работы вала при импульсных нагрузках, не рассматриваются.
Технической задачей, решаемой полезной моделью, является уточнение расчетных характеристик вала, увеличение прочности и ударной вязкости стали для вала погружного насоса. Поставленная задача решается тем, что к валу погружного насоса, с ненадежностью которого при эксплуатации связано 40% отказов всего агрегата [см Кудряшов С.И. «Повышение надежности погружных систем УЭЦН» -«Нефтяное хозяйство», 2005, 6,1 26], отнеслись как к специальной технике, для надежной работы которой основным требованием является приближение условий испытаний материалов к
рабочим. В связи с этим, проектирование валов для погружных насосов или проверку правильности расчета и выбора материала вала, рассчитанного по общепринятой методике, проводят, используя результаты испытаний материала вала в условиях, наиболее приближенных к эксплуатационным. Исходят из того, что воздействие нагрузки на вал можно условно разделить на два этапа:
- при установившемся режиме работы насоса, когда вал длительно работает в условиях коррозионной усталости при кручении с изгибом,
- кратковременная работа при импульсных перегрузках крутящего момента.
На первом этапе надежность работы материала вала оценивают по величине предела выносливости, определенного на образцах при кручении с изгибом в температурно-коррозионных условиях рабочей жидкости.
Величина предела выносливости в значительной степени зависит от многочисленных параметров агрессивности рабочей жидкости, которые на разных месторождениях отличаются (см. Перекупка А.Г. и др. «Расчет коррозионной активности среды при проектировании промысловых трубопроводов», «Нефтяное хозяйство», 2005, 6, 130). Поэтому до накопления необходимого справочного материала, для соблюдения условий моделирования рабочих условий усталостные испытания следует проводить в рабочей жидкости того месторождения, для которого предназначен насос.
Предел выносливости значительно меньше предела текучести материала, и находясь в упругой области он является напряжением ниже которого не образуются очаги повреждаемости металла [см «Металловедение и термическая обработка стали» т.1, М. «Металлургия», 1983, стр.226-234]. Поэтому минимальный диаметр вала, определенный при расчете на прочность по пределу выносливости в качестве предельно допустимого напряжения
обеспечивает надежность вала на первом этапе работы и не требует коэффициентов запаса прочности.
На первом этапе - при установившемся режиме работы насоса крутящий момент рассчитывают по формуле:
уст
н
т
М=М+М,
н
где М - момент на валу при установившейся частоте вращения соответствующей максимальной мощности насоса и определяют по известной формуле, связанной с величиной напора и подачи жидкости через число ступеней насоса и мощности ступени (см. аналог):
н
max
М=974*N*z/n, где
max
N - мощность ступени насоса,
n - число оборотов вала при максимальной мощности насоса,
z - число ступеней насоса.
т
М - момент, затрачиваемый на преодоление сил трения в насосе.
Расчеты показывают что Мт на первом этапе работы насоса величина небольшая и равна 0,4-0,6 кГм.
т
имп
На втором этапе, когда возникают импульсные кратковременные перегрузки крутящего момента при пуске насоса, при засорении рабочей жидкости частицами горных пород при размыве пласта и др. подобных воздействий вал работает на скручивание и диаметр вала определяют по предельно допустимому напряжению, в качестве которого выбран предел текучести при кручении, точнее, величина 0,9 т, т.к. вал рассчитывают для работы в упругой области напряжения, а предел текучести соответствует началу пластической деформации, равной 0,3%. Крутящий момент при этом должен быть не ниже пускового момента насоса, который принят за нижний предел М.
пуск
с
дмах
с
н
н
д
М=М+(М-М)*I/I+I, (см. Чичеров Л.Г. и др. «Расчет и конструирование нефтепромыслового оборудования, М, «Недра», 1987, 146-152), где
с
M - момент сопротивления насоса при частоте вращения вала соответствующего максимальному моменту электродвигателя;
с
н
т
m
т
2
M=(М-M)(n/n)+М, где
m
m
n - частота вращения вала, соответствующая максимальному моменту электродвигателя; n - 2000 об/мин.
n - частота вращения вала при максимальной мощности насоса;
n - 2820 об/мин.
дмах
М - максимальный момент на валу электродвигателя (паспортные данные)
н
I - момент инерции насоса;
д
I - момент инерции ротора электродвигателя.
пуск
уст
Расчеты показывают, что М≤2,5 М
Минимальный диаметр вала для каждого из этапов определяют по известным формулам для нахождения величины касательных и нормальных напряжений (см. Иванов М.Н. «Детали машин», М. Высшая школа, 1984, 261). При этом учитывают, что нормальные напряжения возникающие на шлицевых концах вала из-за несоосности сборки секций насоса, незначительны и ими можно пренебречь. Поэтому для первого этапа работы вала:
, где
p
W - полярный момент инерции вала;
уст
М - крутящий момент, соответствующий установившемуся режиму работы насоса;
; ;
Для выточек и шлицев:
; , где
Д - диаметр вала,
d - диаметр выточки или средней диаметр шлицев.
-1
т - предел выносливости при кручении,
к - коэффициент чувствительности к концентрации напряжений в зависимости от радиуса закругления в выточках и шлицах и предела прочности материала вала (см. например, Золотаревский B.C. «Механические свойства металлов», М, Металлургия, 1983, 3.10).
Аналогично, для второго этапа работы вала - при импульсных перегрузках:
, где
; , где
имп
уст
т
М≥2,5 М; т - предел текучести при кручении.
Из двух величин минимального диаметра, полученных для усталостного нагружения при установившемся режиме работы насоса и для кручения при импульсной перегрузке крутящего момента, выбирается большая величина и проверяется коэффициент запаса прочности по отношению величин допускаемых напряжений к расчетным для каждого этапа, при этом выбранные допускаемые напряжения должны быть больше расчетных в любом сечении вала.
Для получения высоких значений предела выносливости в рабочей агрессивной жидкости и предела текучести при кручении важен выбор структуры и легирование стали. Основным материалом для валов погружных насосов более двадцати лет является вязкая нержавеющая сталь 03Х14Н7В с мартенситно-ферритной структурой, прочности которой, как показывает практика, оказывается недостаточно при увеличении глубины скважин и нагрузок импульсного характера.
экв
экв
экв
экв
экв
Заявляемая в полезной модели нержавеющая сталь на структурной диаграмме Шеффлера (см. Гуляев А.П. Металловедение, М. Металлургия, 1977, 486), занимает область Сr/Ni<1,7. Как известно (см. Werkstoffkunde Stahl.Band 2.1985, Springer - Verlag, 404), значения Сr образуют все входящие в сталь ферритообразующие элементы с их коэффициентами эквивалентности в сравнении с Cr, а именно: Cr=Сr+1,5Si+1,4Мо+2Ti+2Al. Аналогично, значения Ni образуют все содержащиеся в стали аустенитообразующие элементы с их коэффициентами эквивалентности в сравнении с Ni:
экв
Ni=Ni+30С+Сu+0,5Мn.
экв
экв
экв
экв
При содержании Ni=22,3±2,5-0,8Сr все стали с отношением Сr/Ni<1,7 имеют мартенситно-аустенитную (М+А)
экв
экв
структуру с разным количеством мартенсита и аустенита. Это выражение представляет собой уравнение семейства прямых линий на структурной диаграмме, где величина 22,3±2,5 соответствует количеству в стали Ni при отсутствии ферритообразующих элементов, а коэффициент при Cr=0,8 является тангенсом угла наклона к оси абсцисс линий, ограничивающих область (М+А) сталей на диаграмме.
экв.
экв
Мартенситно-аустенитная структура стали соответствует наибольшей вязкости и прочности стали, в зависимости от количества мартенсита и аустенита, т.к. пластины мартенсита с количеством углерода не более 0,03% оказываются окруженными тонкими вязкими прослойками аустенита, задерживающими развитие зародышевых трещин. При соотношении Сr/Ni≥1,7 в стали появляется феррит и тем в большем количестве, чем больше величина этого соотношения. Присутствие феррита в мартенситной или (М+А) - структуре приводит к уменьшению прочностных характеристик и повышению критической температуры хрупкости, что ухудшает усталостную прочность и вязкость стали.
3
3
3
3
Мартенситная структура, особенно с выделениями дисперсных частиц интерметаллидных или избыточных фаз при старении стали, обусловливает высокую прочность. Для упрочнения мартенсита дисперсными интерметаллидными частицами в стали присутствуют Ti, Al, Mo, которые в присутствии Ni образуют фазы NiTi, NiAl, Ni(Ti,Аl), NiMo. При указанных в формуле полезной модели нижних пределах содержания Ti, Al, Mo отсутствует влияние этих элементов на упрочнение. Верхние пределы содержания этих элементов соответствуют максимальной атомной концентрации этих элементов в интерметаллидных фазах, связывающих допустимое для сохранения необходимой вязкости стали количество никеля. Кроме того, наличие Ti и Al обеспечивают получение мелкозернистой структуры, т.к. при кристаллизации стали Al связывает азот в стойкие нитриды, а Ti образует устойчивые карбиды TiC, равномерно распределенные в
объеме зерен, и предохраняет сталь от межкристаллитной коррозии, обусловленной образованием неустойчивых карбидов хрома по границам зерен. Содержание Ti менее 0,01% недостаточно для связывания углерода в стали. Содержание Ti и Al более 0,8% является избыточным, т.к. связывает значительное количество Ni в интерметаллиды и приводит к снижению ударной вязкости.
Содержание углерода в стали для образования мартенсита повышенной вязкости должно быть как можно более низким. Верхняя граница количества углерода 0,03% определяется технологической возможностью выплавки стали. Кроме того, нержавеющая сталь с низким содержанием углерода менее склонна к межкристаллитной коррозии.
экв
экв
экв.
экв
экв.
экв.
Никель является основным элементом, определяющим вязкость стали и формирующим аустенитную составляющую структуры в зависимости от количества ферритообразующих и аустенитообразующих элементов по соотношению Ni=22,3±2,5-0,8Сr. При количестве Ni менее 4% при соотношении Сr/Ni<1,7 получается мартенситная структура с незначительным количеством остаточного аустенита, с высокой прочностью, но с недостаточной вязкостью. При количестве Ni более 12% и соотношении Сr/Ni<1,7 образуется только аустенитная структура с высокой вязкостью и низкой прочностью.
Сталь для валов погружных насосов должна противостоять усталостному разрушению в коррозионной среде, поэтому минимальное содержание хрома или суммы (Сr+3,3Мо) должно быть выше порогового значения электродного потенциала, соответствующего 12%Сr при отсутствии молибдена. В присутствии Мо нижняя граница количества Сr по антикоррозионным характеристикам стали находятся на уровне 8%. При минимальном количестве Сr, вплоть до 12%, и минимальном количестве Ni сталь имеет мартенситную структуру с незначительным количеством остаточного
аустенита, с высокой прочностью и недостаточной вязкостью. При увеличении количества Ni доля аустенитной составляющей увеличивается, возрастает вязкость стали со снижением прочности. Верхняя граница количества Сr принята 17%, с превышением которой при минимальном количестве Ni в структуре стали появляется ферритная составляющая с уменьшением прочности. Появление ферритной составляющей в структуре крайне нежелательно, т.к. именно на ее границах возможно образование хрупкой σ - фазы и уменьшается сопротивление стали хрупкому разрушению, что особенно опасно при действии импульсной нагрузки. При увеличении количества Ni и верхнем предельном содержании Сr структура становится аустенитной с высокой вязкостью и низкой прочностью.
Молибден, как и хром, способствует появлению пассивирующей пленки, защищающей сталь от коррозии, особенно в присутствии меди, и участвует в образовании интерметаллидных упрочняющих фаз с никелем и кобальтом. При количестве Мо менее 0,05% его влияние практически отсутствует. Верхний предел 3% обусловлен снижением его влияния на упрочнение и антикоррозионную стойкость стали, а также высокой стоимостью молибдена.
3
Медь образует при старении дисперсные частицы избыточной упрочняющей фазы, а поля упругих напряжений при их образовании способствуют большей дисперсности интерметаллидных фаз типа Ni(Ti, Al) и др. При нижнем пределе содержания меди 0,3% ее влияние практически отсутствует, верхний предел 5% соответствует ее максимальной растворимости в аустените.
Присутствие кобальта в составе стали способствует ее значительному упрочнению, т.к. Со образует с Мо дисперсные фазы СоМо, СоСr. В то же время Со способствует увеличению сил межатомной связи и задерживает диссоциацию карбидных и др. фаз, что положительно влияет на стойкость стали, в коррозионных средах с присутствием растворенного сероводорода. Нижний предел содержания кобальта 0,01% соответствует отсутствию его заметного
влияния. Верхний предел 5% обусловлен значительным удорожанием стали, т.к. Со дорог и требует увеличения количества Ni для обеспечения достаточного запаса вязкости стали.
Количество серы и фосфора поддерживается в стали на возможно более низком технологически достижимом уровне - менее 0,025%, чтобы обеспечить минимальное охрупчивание, связанное с этими примесями. Присутствие Si и Мn в остаточном количестве менее 0,8% обеспечивает достаточное раскисление стали.
В сталь может быть введен в небольшом количестве 0,005-0,2% азот, который как аустенизирующий элемент позволяет увеличить количество аустенита в стали и тем самым снизить содержание дорогостоящего никеля. Содержание азота менее 0,005% не оказывает влияния на структурообразование. Введение азота более 0,2% в присутствии Ti и Аl приводит к ухудшению пластичности из-за образования большого количества нитридов.
Для уменьшения склонности к межкристаллитной коррозии в сталь дополнительно вводят Nb, который, как и Ti, связывает углерод, образуя дисперсные, расположенные в объеме зерен частицы NbC, предохраняя границы зерен от обеднения хромом. Введение 0,5% Nb полностью связывает углерод. При содержании Nb менее 0,05% его влияние практически не ощущается.
Введение в сталь Са в количестве до 0,01% по расчету обеспечивает образование глобулярных соединений серы для улучшения обрабатываемости резанием.
Введение бора до 0,005% по расчету способствует уменьшению количества серы и фосфора по границам зерен с благоприятным влиянием на вязкость стали.
Пример использования полезной модели.
Произвели проверку правильности расчета диаметра вала и выбора материала для его изготовления в погружном насосе УЭЦН 5-50-2000, вышедшего из строя по причине среза шлицевого конца вала нижней секции насоса. Материал вала - сталь 03Х14Н7 В, диаметр вала
т
в
2
+20
т
-1
2
2
2
7
2
17 мм, внутренний диаметр шлицевого конца 14 мм, число шлицев 6. механические характеристики стали: σ=85 кг/мм; σ=100 кг/мм; δ=14%; ψ=58%; KCU=15,8 кгм/см; предел текучести при кручении т=52 кг/мм; предел выносливости при кручении с изгибом на базе 10 циклов в рабочей жидкости месторождения Пурпе σ=24,5 кг/мм;
Крутящий момент, действующий на вал насоса при установившемся режиме работы:
.
При установившемся режиме работы насоса вал работает на усталость. Касательные напряжения, возникающие в шлицевом конце вала.
На шлицевой конец вала из-за возможной несоосности сборки секций может действовать изгибающий момент, вызванный усилием до 60-100 кг. Напряжение изгиба на шлицевом конце вала:
Где L - расстояние от середины шлица до подшипника.
Эквивалентное напряжение при действии нормальных и касательных напряжений .
Таким образом при коррозионно-усталостном нагружении действуют только касательные напряжения, которые должны быть меньше допускаемого напряжения, в качестве которого использован предел выносливости стали в реальной среде:
уст
-1
2
2
т<[т]<т, т.е. 23,94 кГc/мм<24,5 кГс/мм
Отсюда следует что шлицевой конец вала диаметром 17 мм из стали 03Х14Н7В выдерживает воздействие коррозионно-усталостного нагружения при установившемся режиме, но почти на пределе возможного, т.к. коэффициент запаса прочности.
При пуске насоса с учетом сопротивления действующих в насосе сил трения и суммарного момента инерции рабочих колес, вала, втулок и ротора электродвигателя вал испытывает динамическую нагрузку:
;
Момент сопротивления насоса
Момент инерции насоса
н
рк
в
вт
2
I=I+I+I=7,0626 кГм*сек
Момент инерции ротора электродвигателя:
После подстановки всех значений для УЭЦН 5-50-2000, получим;
Перегрузка при пуске насоса
Под действием импульсного крутящего момента с учетом
перегрузки при пуске вал работает на скручивание и должно соблюдаться условие:
пуск
т
т<[т]<0,9т
Запас прочности вала при пуске:
,
т.е. действующие при пуске касательные напряжения превышают допустимые.
Следовательно, пусковую перегрузку шлицевой конец вала не выдерживает и под действием касательных напряжений даже при пуске насоса может начаться пластическая деформация шлицев с
дальнейшим выходом вала из строя. Таким образом, вал диаметром 17 мм из стали 03Х14Н7В для насоса УЭЦН5-50-2000 рассчитан на прочность неправильно и не выдерживает импульсные перегрузки с кратностью более 2,3. Необходимо применять вал большего диаметра, либо использовать сталь с более высоким пределом текучести при кручении.
С целью оптимизации выбора стали для вала погружного насоса в соответствии с заявленным хим. составом и соотношением компонентов были выплавлены опытные плавки, составы которых приведены в таблице 1 вместе со сталью 03Х14Н7В. Сталь выплавляли в дуговой электропечи. Отливали слитки весом 1,15 тонны, которые обжимали на блюминге в квадрат 100 мм, а затем на непрерывном стане 250 прокатывали в прутки диаметром 19 мм. Прутки подвергали двукратному отпуску при температуре 740° и 540°C с выдержкой 3 часа. Из прутков вырезали образцы для определения механических свойств при растяжении по ГОСТ 1497-84, ударной вязкости по ГОСТ 9454-78, испытания на кручение по ГОСТ 3565-80 и усталость по ГОСТ 25.502-79. Результаты испытаний приведены в таблице 2.
+20
экв
экв
экв
экв
2
2
Составы №2, 3, 4, 5, 7 - удовлетворяют требования заявляемой модели, а именно: KCU°>7 кГм/см и пределу текучести при разрыве 115-150 кГс/мм. Оптимальным составом является №5. В составе №1 Сr введен несколько выше верхнего предела, из-за чего получилось соотношение Сr/Ni>1,7 и в стали сформировалась аустеритно-ферритно-мартенситная структура с невысокой прочностью, низкой ударной вязкостью и сопротивлением усталости. В составе №6 из-за высокого содержания Сr и Сu на верхнем пределе образуется (М+А) структура с большим количеством аустенита, низкой прочностью, высокой вязкостью и невысоким сопротивлением усталости. Состав №10 при высоком содержании Сr имеет Ni на нижнем пределе, соотношение Сr/Ni>1,7, возникает структура мартенсита с аустенитом и ферритом с достаточно высокой прочностью, пониженной вязкостью и низкой усталостной стойкостью. Состав №9 имеет Ni ниже
экв
экв
нижнего предела и несмотря на невысокое содержание Сr получается соотношения Сr/Ni>1,7, сталь имеет пониженные характеристики прочности, вязкости и сопротивления усталости. Состав №8 имеет Сr на нижнем пределе, Ni на верхнем пределе, но содержание Ti и Аl выше верхнего предела, из-за чего Ni оказался связанным в интерметаллиды, в результате сталь имеет высокую прочность, но низкую вязкость.
Если в качестве материала вала диаметром 17 мм использовать один из опытных составов, например, недорогой состав №3, соответствующий стали 03Х14Н5Д4Б и подставить в расчетные формулы для оценки касательных напряжений значения механических свойств этого состава, получим:
уст
-1
2
2
т<[т]<т, т.е. 23,94 кГc/мм<32 кГс/мм.
Коэффициент запаса прочности шлицевого конца вала из стали состава №3 при коррозионно-усталостном нагружении на стадии установившегося режима работы:
уст
уст
К=[т]/т=32/23,93=1,34.
уст
Это значительно больше, чем имеет сталь 03Х14Н7В (К=1,024).
уст
Касательные напряжения, возникающие в шлицевом конце вала из стали состава №3 с учетом перегрузки при импульсном нагружении, составляющей 2,5 М:
имп
имп
р
2
т=М/W=2,5*15,94/0,666=59,83 кГс/мм
Коэффициент запаса прочности в шлицевом конце вала из стали состава №3 при импульсном нагружении:
имп
имп
К=[т]/т=0,9*72/59,83=1,083.
Это вполне удовлетворительный результат по сравнению с валом из стали 03Х14Н7В.
2
Таким образом, использование полезной модели, а именно, вала, рассчитанного на прочность по пределу выносливости при кручении в рабочей жидкости и по пределу текучести при кручении с применением в качестве материала вала стали мартенситно-аустенитного класса с ударной вязкостью не ниже 7 кГм/см и пределом текучести при
2
испытании на разрыв до 150 кГс/мм позволяет увеличить живучесть вала как в условиях коррозионной усталости, так и при действии импульсных более чем 2,5 кратных перегрузок.
Таблица 1
Химический состав, масс.%
Сr<sub>экв</sub>
Ni<sub>экв</sub>
<img he="11" wi="11" file="00000023.tif" img-content="undefined" img-format="tif" />
Состав
С
Mn
Si
Cr
Ni
Сu
Мо
Ti
Аl
Со
S
Р
1
0,02
0,5
0,4
17,5
7,0
0,3
1,0
0,2
0,5
0,01
0,02
0,022
20,9
8,15
2,56
2
0,03
0,6
0,5
12,0
8,0
1,8
0,8
0,2
0,2
2,0
0,015
0,02
16,05
10,7
1,5
3
0,02
0,5
0,4
14,5
5,0
4,5
0,05
0,01
0,01
0,01
0,017
0,02
14,7
9,2
1,59
4
0,02
0,6
0,4
10,0
7,0
2,5
1,8
0,6
0,01
1,0
0,02
0,02
14,34
10,31
1,39
5
0,02
0,4
0,4
11,0
11,0
0,05
2,0
0,4
0,01
5,0
0,015
0,023
14,85
11,8
1,16
6
0,02
0,6
0,3
16,5
5,0
5,0
0,05
0,01
0,01
1,0
0,02
0,02
16,95
10,75
1,57
7
0,03
0,6
0,6
13,0
7,0
2,0
0,05
0,01
0,01
0,01
0,022
0,022
14,0
10,2
1,37
8
0,02
0,6
0,4
8,0
8,0
1,5
2,5
0,9
0,9
1,0
0,02
0,02
15,7
10,4
1,51
9
0,02
0,6
0,5
12,0
3,8
0,5
0,1
0,1
0,1
0,01
0,015
0,023
12,6
5,2
2,42
10
0,02
0,6
0,4
16,2
4,0
2,2
0,05
0,01
0,01
0,01
0,015
0,02
17,1
7,1
2,4
03Х14Н7В
0,02
0,6
0,4
13,2
6,1
-
-
-
-
-
0,017
0,02
14,1
6,9
2,04
Таблица 2
Состав
Предел прочности, σ<sub>в</sub>, кГс/мм<sup>2</sup>
Предел текучести σ<sub>т</sub>,кГс/мм2
Относит. удлинение δ,%
Относит. сужение ψ,%
Ударная вязкостьKCU<sub>+20</sub>; кГм/см<sup>2</sup>
Предел текучести при крученииτ<sub>т</sub>, кГс/мм2
Предел коррозионной выносливости при крученииτ<sub>-1</sub>, кГс/мм<sup>2</sup>
1
120
105
9
35
6,5
68
25
2
137
130
10
52
8,0
91
40
3
125
115
12
65
12,0
72
32
4
135
130
10
50
8,0
90
38
5
155
150
10
50
7,0
105
50
6
95
80
13
60
15,0
50
32
7
130
125
10
58
8,0
88
37
8
170
165
5
25
3,0
110
20
9
110
90
12
58
7,0
56
25
10
125
117
12
54
6,5
75
28
03Х14Н7В
100
85
14
58
15,5
52
24,5