книги из ГПНТБ / Микролегирование литых жаропрочных сталей

Рис. 101. Микроструктура стали 1Х23Н18 И варианта без микроле­ гирующих добавок после закалки 1200° С в воде и старении в течение трех часов при 800° С (ХЮО).

Рис. 102Микроструктура стали 1Х23Н18 II варианта с добавкой 0,6% Се после закалки с 1200° С в воде и старении при 800° С в тече­ ние трех часов (ХІ00).

старение, с помощью оптического микроскопа при боль* шом увеличении (ХІ500) обнаруживаем, что мелкодис­ персные карбиды располагаются не только по телу, но и по границам зерен, причем степень дисперсности этих карбидов практически одинакова (рис. 103).

Характер изменения времени до разрушения, отно­ сительного удлинения и относительного сужения при ис­ пытаниях на длительную прочность при температуре

Рис. 103. Микроструктура пограничной области стали 1Х23Н18 II варианта с добавкой 0,009% В после закалки с 1200° С и старении при 800° С в течение трех часов (Х1500).

650° С и напряжении 20 кГ/мм2 стали I варианта в зави­ симости от микролегирующей добавки церия и бора по­ казан на рис. 104. Изменение этих величин при таком же режиме испытания, но для стали II варианта, представ­ лено на рис. 105. Напомним, что сталь I варианта зали­ валась в горячие керамические формы, а сталь II вари­ анта — в холодные песчано-глинистые. Скорость крис­ таллизации во втором случае, естественно, была больше.

Данные испытаний показали, что наиболее сущест­ венно микролегирующие добавки влияют на время до разрушения [21]. Микролегирование церием способству­ ет увеличению длительной прочности только до опреде­ ленной величины добавки, не одинаковой для сталей, охлажденных с различной скоростью, а при введении его выше оптимума, длительная прочность существенно уменьшается, оставаясь все же выше, чем в стали без микролегирующей добавки. Так, для стали I варианта

206

47 ч (по сравнению с 3—5 ч для стали без микролегиро­ вания). При увеличении добавки до 0,3% время до разру­ шения снижается до 16—17 ч.

В стали II варианта оптимальной будет добавка 0,6% Се, при которой время до разрушения составляет 84— 91 ч вместо 10—30 ч в исходной стали. Дальнейшее повы­ шение содержания церия до 1,2% приводит к уменьше­ нию времени до разрушения до 38—49 ч [98].

Введение бора в сталь также приводит к увеличению длительной прочности. При добавке 0,009% В в сталь I и II вариантов время до разрушения увеличивается до 45—50 ч. При увеличении добавки бора до 0,0135% время до разрушения для стали II варианта составляет 95— ПО ч, т. е. достигает максимального значения.

Установлено, что пластичность стали I варианта во всех случаях выше, чем пластичность стали II варианта. Наилучшие показатели свойств жаропрочности получены на стали I варианта, микролегированной комплексно церием и бором. В этом случае образцы стали выдержи­ вают 100 и более часов до разрушения. Характеристики пластичности при этом не ухудшаются, а находятся на уровне значений, полученных для стали, микролегирован-

НОЙ0Д5—0,2% Се.

По вопросу влияния комплексной добавки бора и церия на жаропрочные свойства сталей существуют мне­ ния [99, 136, 140], что при совместном легировании про­ является положительное влияние каждого из микролеги­ рующих элементов. Возможно, церий, как более актив­ ный элемент, в первую очередь соединяется с вредными примесями, тогда как бор полностью идет на легирова­ ние границ и тела зерна, а также на создание дисперс­ ных боридов, существенно влияя таким образом на жа­ ропрочность сталей.

Предполагается [34], что положительное влияние совместной добавки церия и бора на жаропрочность мо­ жет проявиться только при малых их количествах. При увеличении добавки вводимых элементов по границам зерен возникает вновь карбидная сетка и выделяется карбоборидная эвтектика, что приводит к понижению жаропрочности.

На образцах стали, микролегированной комплексно

207

т,чйс

Рис. 104. Изменение времени до разрушения т (У) относи­ тельного удлинения б (2) и относительного сужения і|> (3)

безШаііцоі5%во/іопворія% в аг%се oß%ce і.2%се

Рис. 105. Изменение характеристик жаропрочности при испытаниях на длительную прочность стали 1Х23Н18 II варианта. Режим испытания: 650° С; 20 кГ/мм2. Обозначения те же, что и на рис. 104.

Напряжение, rtz/мм*

Рис. 106. Кривые длительной прочности для стали 1Х23Н18.

Се и В, проводились испытания на длительную прочность при температуре 800° С, т. е. при более высокой, чем обычно работают детали из стали 1Х23Н18 (ЭИ417). По данным этих испытаний в логарифмических координатах напряжение — время до разрушения построена кривая 5 длительной прочности (рис. 106). Кривая 7 построена для литой стали без микролегирующих добавок. Осталь­ ные кривые взяты из литературных источников и приве­ дены для сравнения. Кривые 1 и 4 [115] построены по результатам испытания стали 1Х23Н18, прошедшей тер­ мическую обработку: нормализацию при 1100° С и ста­ рение при 900° С в течение 6 ч. Кривые 2, 3 и 6 построе­ ны по данным испытаний деформированной стали 1Х23Н18 после закалки от 1180° С в воде и старении при 800° С в течение 4 ч [105]. Анализ кривых подтвержда­ ет факт эффективного повышения жаропрочности стали при комплексном микролегировании: значения длитель­ ной прочности для стали в литом состоянии, микролеги­ рованной церием и бором (кривая 5) выше, чем значения для деформированной стали, подвергнутой закалке и старению (кривая 6) при 800° С.

Повышение свойств жаропрочности при комплексном микролегироваиии объясняется в первую очередь тем, что бор в этом случае в большей степени легирует твер­ дый раствор, тогда как церий, очевидно, осуществляет но отношению к нему защитную функцию, соединяясь с вредными примесями и рафинируя сталь. Бор образует твердый раствор внедрения и существенно упрочняет его, о чем свидетельствуют результаты рентгеноструктур­ ных исследований. Величина параметра кристалличе­ ской решетки самая большая для стали, микролегиро­ ванной церием и бором, по сравнению с остальными ва­ риантами добавок. Кроме того, при комплексном введе­ нии церия и бора развивается тенденция дробления аустенитного зерна на субзерна и блоки, разделенные вторичной границей, о чем сообщалось подробно в пре­ дыдущей главе. Вторичная граница, проходящая через межосные пространства, вдоль которой располагаются цепочкой дисперсные карбиды хрома, является эффек­ тивным барьером для движущихся дислокаций и, таким образом, создает препятствие пластическому течению металла при повышенных температурах. Интересно от­ метить, что максимальное развитие вторичных границ

или образование субзерен наблюдается для стали ІІ ва­ рианта, микролегированной 0,6% Се, для которой также характерны высокие показатели времени до разрушения.

При введении в сталь только церия параметр решет­ ки незначительно уменьшается, видимо, за счет рафини­ рующего действия цериевой добавки. На увеличение дли­ тельной прочности влияют другие факторы: более рав­ номерное распределение карбидной фазы и измельчение частиц карбидов. Как отмечается в работе [И 8], между величиной карбидных частиц и временем до разрушения существует определенная связь. Чем мельче карбидные выделения, тем больше время до разрушения при испы­ таниях на длительную прочность. Благоприятное влия­ ние на длительную прочность оказывает церий, благо­ даря изменениям дислокационной структуры стали.

Бор, введенный в сталь, образует мелкодисперсные включения боридов и увеличивает количество мелкодис­ персных карбидов хрома. Кроме того, в стали I вариан­ та, микролегированной бором в количестве 0,009%, на­ блюдаются вторичные границы. Перечисленные особен­ ности и уже упомянутые данные об упрочнении бором твердого раствора — все это и приводит к повышению жаропрочности стали при микролегировании бором.

3. Воздействие мпкролегирования церием

ибором на возникновение трещин термической усталости в стали 1Х23Н18 при циклических нагревах и охлаждениях

Сопловые лопатки газотурбинных транспортных двига­ телей работают в условиях резких изменений темпера­ туры (теплосмен) при запусках и остановках. При этом в стали возникают циклически изменяющиеся термиче­ ские напряжения, приводящие к растрескиванию тонких кромок лопаток. Появление трещин в материале лопа­ ток при действии циклических термических напряжений объясняется термической усталостью. В однофазных сплавах на основе элементов, имеющих кубическую ре­ шетку (Fe, Ni), термическая усталость определяется на­ пряжениями первого рода, поскольку в этом случае от­ сутствует влияние анизотропности свойств.

Способность материала выдерживать определенное

210

число теплосмен без образования трещин выражается сопротивлением термической усталости.

Вопросы термической усталости металлов примени­ тельно к сталям и сплавам, использующимся в судовом энергомашиностроении, достаточно полно изложены в [7]. Авторам необходимо было получить сравнительные данные по сопротивлению термической усталости стали 1Х23Н18 без микролегирующих добавок и с микролеги­ рованием церием и бором. Такого рода данные практи­ чески отсутствуют в литературе.

Дать качественную оценку сопротивлению термиче­ ской усталости микролегированпой стали на основа­ нии изменения других характеристик крайне затрудни­ тельно, так как на процесс образования трещин термиче­ ской усталости влияет комплекс факторов: уровень прочностных и пластичёских. характеристик,' размер зерна, состояние поверхности, форма изделия. О харак­ тере влияния механических свойств материалов на сопро­ тивление термической усталости в стали 1Х23Н18 и сплавов на никелевой основе типа АНВ-300 и ЖС6К сообщается [193] следующее: термостойкость матери­ ала тем выше, чем выше прочность и меньше коэффици­ ент линейного расширения; при этом пластичность ма­ териала существенной роли не играет. В [148] установ­ лено, что термостойкость определяется как физическими свойствами сплавов (коэффициент линейного расшире­ ния, теплопроводность), так и. механическими характери­ стиками пластичностью при кратковременных испыта­ ниях и ударной вязкостью. В этой же работе отмечается избирательное распространение трещин термической усталости по границам зерен, что указывает на то, что разрушение происходит при температуре выше эквикоге­ зивной, а термическая стойкость материала зависит от состояния .и свойства материала вблизи межзеренных границ.

Поскольку характеристики длительной прочности также зависят от состояния межзеренных границ мате­ риала, естественно было бы предположить, что сущест­ вует корреляция между жаропрочностью и термостой­ костью. Однако авторы [148] на примере сравнения дли­ тельной прочности и термостойкости ряда сплавов на никелевой основе установили, что такаякорреляция от­ сутствует. Если же сравнивать сплавы, близкие по уров-

шо жаропрочности, то по пластичности сплава после испытаний на длительную прочность можно качественно судить о термостойкости. Сплав с большей длительной пластичностью лучше сопротивляется воздействию теплосмен.

Исходя из изложенного выше, естественно ожидать повышения сопротивления термоусталости на тех об­ разцах стали, где микролегирующие добавки вызывают улучшение длительной пластичности. Способность стали 1Х23Н18, микролегированной Се и В, противостоять цик­ лическим напряжениям при нагревах и охлаждениях изучалась на образцах в лабораторных условиях и на лопатках в условиях, приближенных к натурным.

В процессе лабораторных испытаний образцы стали I варианта (I и II серий) цилиндрической формы под­ вергались нагреву в воздушной атмосфере при темпера­ туре 650° С в течение 30 мин, после чего охлаждались в воде, имеющей температуру 18—20° С. Режим цикла: нагрев при 650° С (30 мин), охлаждение в воде (0,5 мин).

Для исходной стали и для каждого варианта добав­ ки проведено 500 циклов. Внешний вид образцов после испытания не изменился. Изменения веса после термоциклирования не превышали 0,0050 г, причем минималь­ ные изменения веса характерны для стали, микролеги­ рованной 0,3% Се. Результаты металлографического исследования поверхности образцов после термоциклирования даны в табл. 19.

Для стали I и II серии в исходном состоянии харак­ терно наличие крупных трещин термической усталости, распространяющихся по границам зерен в центральной зоне образца (рис. 107). Выделения карбидной фазы по границам зерен становятся более крупными в процессе термоциклирования. В месте прохождения трещины кар­ бидные выделения заметны по обоим ее краям.

Микролегирование церием и бором заметно повыша­ ет сопротивление стали термической усталости. В стали I серии, микролегированной церием, трещины не обна­ ружены. В стали II серии, где содержание углерода при­ мерно на 0,04% выше, чем в I серии, отсутствие трещин отмечено только для стали, микролегированной бором в количестве 0,0045%- В остальных случаях крупных тре­ щин не найдено, но обнаружены микроскопические тре­ щины в центральных зонах образцов.

212

* Для сварного шва стали в исходном состоянии характерно следующее: на одном-двух из трех-четырех образцов имеются трещины в зоне сварного шва

изоне термического влияния.

Втабл. 19 приведены также данные о свариваемости стали, микролегированной церием, бором и комплексно этими элементами. Исследования сварного шва и зоны термического влияния, проведенные на образцах, выре­ занных из натурных лопаток, показали, что добавка це­ рия существенно улучшает свариваемость — трещин в этом случае не обнаружено. В случае комплексной до-

213

Рис. 107. Микроструктура центральной зоны образцов стали 1Х23Н18 без микролегирующих добавок после испытания на термоусталость с трещинами, идущими по границам зерен (Х100).

Рис. 108. Микроструктура стали IХ23Ң18 после термоциклирования со следами скольжения (Х100),