ФИЗИКА МЕТАЛЛОВ И МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ, 2010, том 109, № 2, с. 200-215
^ ПРОЧНОСТЬ
И ПЛАСТИЧНОСТЬ
УДК 669.15-194.55:539.4.015
НОВЫЕ СТАЛИ МАРТЕНСИТНОГО КЛАССА ДЛЯ ТЕПЛОВОЙ ЭНЕРГЕТИКИ. ЖАРОПРОЧНЫЕ СВОЙСТВА
© 2010 г. Р. О. Кайбышев*, В. Н. Скоробогатых**, И. А. Щенкова**
*Белгородский государственный университет, 308015, г. Белгород, ул. Победы, 85 **Центральный научно-исследовательский институт технологии машиностроения, 115088, г. Москва, ул. Шарикоподшипниковская, д. 4 Поступила в редакцию 02.12.2008 г.
Рассматривается физическая природа жаропрочности теплотехнических сталей мартенситного класса, созданных на основе системы Бе—9%Сг для труб котлов и паропроводов энергоблоков, работающих при параметрах пара до 620°С и давлении до 300 атмосфер. Кроме того, кратко приводится информация о физических процессах, определяющих сопротивление ползучести, рассматриваются принципы легирования традиционных теплотехнических сталей. Детально анализируется влияние химического и фазового составов теплотехнических сталей, их структуры на сопротивление ползучести. Показано, что сочетание легирования твердого раствора такими элементами как W и Мо, а также введение в матрицу карбидов типа МеХ с формированием дислокационной структуры троостомартенсита обеспечивает радикальное увеличение сопротивления ползучести. Стали мартенситного класса противостоят ползучести до тех пор, пока не начинается интенсивная полигони-зация дислокационной структуры троостомартенсита, которая сдерживается за счет частиц У(С,К) и №(С,М). Соответственно, срок службы этих сталей определяется временем, в течение которого дисперсные нанокарбонитриды противостоят коагуляции, а вольфрам и молибден остаются в твердом растворе. Выделение фаз Лавеса Fe4(W,Mo) и коагуляция карбидов приводят к развитию процессов миграции малоугловых границ, сталь теряет способность сопротивляться ползучести.
РАСЯ 81.40.Кр,81.40.-г
Ключевые слова: сталь мартенситного класса, жаропрочность, карбиды, фазы Лавеса.
ВВЕДЕНИЕ
В настоящее время в США, Японии, Китае, странах Европы интенсивно строятся угольные энергоблоки с суперсверхкритическими параметрами (ССКП) пара (Т = 600-620°С, Р = 250340 атмосфер) [1-5]. Переход на такие параметры пара с традиционных (Т = 545°С, Р = 240 атмосфер) позволяет повысить КПД угольных энергоблоков с ~35% до ~44%. Этот переход стал возможен после разработки в США, Японии и Европе новых жаропрочных сталей мартенситного класса на основе стали Fe-9%Cr в результате интенсивных исследований, ведущихся в течение последних 25 лет. Эти стали имеют не только высокое сопротивление ползучести, но и относительно низкую стоимость, что обеспечивает высокую экономическую эффективность их использования. Другим их важным достоинством является низкий коэффициент термического расширения (КТР), что обеспечивает высокую маневренность энергоблоков, в конструкции которых используются данные стали. Они применяются как материал для высокотемпературных контуров перегрева пара котлов, коллекторов, главных паропроводов, паровых турбин. Эти стали соединяются с
классическими теплотехническими сталями типа Р22/23/24 композитными швами, что позволяет большую по весу часть котлов выполнять из перлитных или бейнитных сталей, что имеет большое экономическое значение.
В настоящее время в РФ началась реализация ряда крупных научно-исследовательских проектов по разработке и освоению сталей мартенситного класса [4]. Машиностроительные и металлургические предприятия РФ начинают осваивать производство этих сталей и деталей из них. Эти работы сдерживаются нехваткой технической информации. Цель настоящего обзора — кратко изложить последние достижения в металловедении жаропрочных сталей мартенситного класса в русскоязычной литературе, описать природу повышения жаропрочности этих сталей, рассмотреть основные пути их усовершенствования. Данный обзор ограничивается рассмотрением котельных сталей. В нем также не анализируется ряд сталей с повышенным содержанием Сг типа Р122 Sumitomo, поскольку они обладают несущественными отличиями от рассматриваемых сталей типа Р92 Nippon Steel и Р911.
ПОЛЗУЧЕСТЬ МАТЕРИАЛОВ, ОБЩИЕ ПРЕДСТАВЛЕНИЯ
Основной характеристикой жаропрочных сталей для тепловой энергетики является их сопротивление ползучести, которая характеризуется двумя величинами: пределом ползучести, за которое принимается постоянное напряжение, вызывающее за определенное время при заданной температуре деформацию, не превышающую заданной величины (например, 1% за 105 ч при 600°С); временем до разрушения.
Предел ползучести определяется скоростью ползучести на второй (установившейся) стадии. Чем меньше скорость ползучести и сильнее ее функциональная зависимость от приложенных напряжений, тем выше будет предел ползучести. Скорость пластической деформации подчиняется двум различным законам [6—10]. В области низких температур деформационное поведение материала описывается уравнением
ё = Вехр(Ра) ехр(=Г), (1)
где ё — скорость деформации, В и р — константы, а — напряжение на установившейся стадии, Q — энергия активации деформации, Я — универсальная газовая постоянная, Т— абсолютная температура [6—11]. В области высоких температур скорость деформации описывается степенным законом
ё = Ла" ехр (=|), (2)
где А — константа, п — показатель степени напряжения течения. Величина п равна 1 при вязкой ползучести, 2 в режиме сверхпластичности, она варьируется от 4 до 5 в области горячей деформации и от 6 до 8 в области теплой деформации. Переход от горячей деформации к теплой приводит к увеличению величины показателя степени по правилу п = п + 2 [6—10]. Переход от теплой деформации к холодной приводит к тому, что деформационное поведение материала перестает описываться уравнением (2); зависимость скорости деформации от приложенных напряжений начинает подчиняться закону (1). Следует отметить, что определяющие соотношения (1) и (2) с одинаковой точностью описывают зависимость скорости деформации от приложенных напряжений при п = 7—9 [12]. Следовательно, значение п ~ 8 в уравнении (2) следует рассматривать как минимальную величину, при которой возможно использование материала в качестве жаропрочного. Для удобства графического представления зависимость скорости деформации от приложенных напряжений на установившейся стадии ползучести (если установившаяся стадия отсутствует, то за скорость деформации ё ^ принимают минимальную скорость деформации при пассивном
нагружении или максимальные напряжения течения apeak при активном нагружении) строят в логарифмических координатах приведенную скорость деформации è kT(DjGb), где к — постоянная Больцмана, Dx — зависящий от температуры коэффициент объемной диффузии, G — зависящий от температуры модуль сдвига, b — вектор Бюргерса, против нормализованных напряжений a/G (рис. 1) [6—11]. Зависимость энергии активации пластической деформации Q от температуры представлена на рис. 2. Для большинства материалов, в которых скорость ползучести меньше скорости скольжения, в области холодной деформации величина Q линейно возрастает с температурой до величины энергии активации трубочной диффузии. В области теплой деформации величина Q равна величине энергии активации трубочной диффузии, а в области горячей деформации она становится равной энергии активации объемной диффузии.
Согласно современным представлениям [11— 14], изменения в величинах энергии активации и определяющих соотношениях ползучести (1), (2) с изменением температуры или приложенных напряжений связаны с изменениями механизмов пластической деформации, которые для крупнозернистых (>10 мкм) материалов могут быть кратко изложены следующим образом (рис. 1 и 2).
1. В области низких напряжений течения ползучесть идет за счет диффузии вакансий по объему зерна. Энергия активация равна энергии активации объемной диффузии (ползучесть Набарро—Хер-ринга, либо Харпера—Дорна). Для жаропрочных материалов развитие этого механизма ползучести в процессе эксплуатации недопустимо.
2. В области горячей деформации дислокации имеют возможность перераспределяться перпендикулярно плоскости своего скольжения на большие расстояния за счет высокотемпературного переползания, контролируемого объемной диффузией. Это дает возможность дислокациям обходить препятствия и обусловливает низкие величины предела ползучести. Режим эксплуатации жаропрочных материалов не может совпадать с температурно-ско-ростным интервалом горячей деформации.
3. В области теплой деформации дислокации перераспределяются на небольшие расстояния за счет медленного низкотемпературного переползания, контролируемого трубочной диффузией. При определенных условиях, описанных ниже, режим эксплуатации может совпадать с температурно-скоростным интервалом теплой деформации.
4. В области холодной деформации дислокации не имеют возможности перераспределяться, и вынуждены при своем движении пересекать препятствия. Температуры и напряжения на эксплуатационном режиме для жаропрочных мате-
10
10-
10
-7
сТ10-
м
10-
10
10
-10
11
10
-12
10
10
-13
14
Холодная деформация
Критерий Шерби-Бурке
п = п + 2 |
Теплая / деформация
/ '
п = 5 !/
Горячая деформация
п = 1
/
/
Диффузионная ползучесть
10-
10-3 (а - аЛ)/о
10-
Рис. 1. Зависимость приведенной скорости деформации £ кТ/(В1ОЬ)от нормированных напряжений (а - ац)/О [6], где к - постоянная Больцмана, - зависящий от температуры коэффициент объемной диффузии, О - зависящий от температуры модуль сдвига, Ь - вектор Бюргерса.
риалов должны находиться в интервале холодной деформации.
С точки зрения физических механизмов деформации повышение температуры эксплуатации жаропрочных материалов достигается сдвигом границ между различными температурно-скоростными областями деформации (рис. 1) в сторону высоких температур. Наиболее эффективным способом для этого является легирование твердого раствора элементами, которые увеличивают силу связи между атомами и, соответственно, уменьшают скорость диффузии. Так, легиро-
вание алюминия 6% Си приводит к увеличению температурной границы между теплой и горячей деформацией на 200°С [14]. Те. лег
Для дальнейшего прочтения статьи необходимо приобрести полный текст. Статьи высылаются в формате PDF на указанную при оплате почту. Время доставки составляет менее 10 минут. Стоимость одной статьи — 150 рублей.