Page 22 - Krechkovska_avtoref

20
за активацію дислокаційних джерел у суміжних зернах. Оскільки значення  і тве-
0,2
рдість сталей (характеристики, визначені відповідно руйнівним і неруйнівним мето-
дами) звикло корелюють між собою, то вважали, Таблиця 7. Розмір зерна фериту d і
що подібна залежність між розміром зерна d та твердість НВ сталі 15Х1М1Ф на різ-
твердістю за Брінелем HB можлива також для них рівнях по товщині стінки труб
Місце d*,
сталей, деградованих в експлуатаційних умовах №  екс, год заміру мкм HB*

(HB = A + Bd –1/2 , де A і B – константи). Адже схи- ЗП 31 167
Вихідний
льність металу до пластичного деформування, яку 1 ЦП 30 170
визначають константи рівняння Холла–Петча, є стан ВП 30 174
ключовим чинником впливу на деградацію сталей ЗП 112 154
парогонів за сприятливої для повзучості темпера- 2 501 ЦП 62 164
тури. Тому для об’єктів високотемпературної 210 Кількість зупинок ВП 110 149
5
ЗП
експлуатації особливо важливо враховувати опір 3 576 ЦП 160 126
105 153
руху дислокацій та енергозатрати на розблоку- ВП 158 120
вання дислокаційних джерел. *HB і d відповідають середньо-арифметич-
Значення HB і d для сталі 15Х1М1Ф з різ- ним значенням понад 30 замірів.
ною тривалістю експлуатації  на парогонах оцінили на трьох рівнях по товщині
екс
стінки труб: біля ЗП, ВП та в ЦП (табл. 7). Виявилось, що лінійна залежність HB =
135 + 235d –1/2 (рис. 17, ділянка І) описала ці дані для сталі у вихідному стані (позн.1)
та після експлуатації (2) з меншою кількістю зупинок блоків (501), що узгоджувало-
ся з відомою залежністю Холла–Петча. Проте після 576 зупинок лише дані (3) для
сталі з ЦП стінки труби належали цій прямій. А значення HB і d, отримані біля ЗП і
ВП цієї труби, істотно відхилилися від ділянки І для основного масиву даних в бік
значно нижчих значень твердості. Їх описали рівнянням HB = 5 + 1559d –1/2 (рис. 17,
ділянка II). Таке відхилення від ділянки І пов’язали з інтенсивнішою деградацією
металу в околі поверхонь труби, яка проявилася зростанням розміру зерна внаслідок
повзучості за більшої кількості пусків блоків. Проте ті ж експлуатаційні чинники не
вплинули на значення d і HB, визначені в ЦП стінки цієї ж труби, які наклалися на
ділянку I. Це пов’язали з менш жорсткими сило- 180
вими умовами експлуатації металу в ЦП стінки HB 1
труби порівняно з умовами біля її поверхонь. 160 2
З урахуванням результатів метало- і фрак- I
тографічних досліджень експлуатованих тепло- II
тривких сталей прийшли до висновку, що нахил 140 HB C
ділянки I на залежності НВ–d –1/2 (рис. 17) визна- 3
чають мікроструктурні зміни, пов’язані з виді- 120
ленням і коагуляцією карбідів на межах зерен та
їх декогезією від матриці, а за зміну її нахилу та 100 0,08 0,12 0,16 -1/2 -1/2
0,20
появу ділянки II - фрактографічно виявлені фра- d , мкм
гменти міжзеренного розтріскування на фоні ти- Рис. 17. Залежність НВ–d -1/2 для сталі
пового крізьзеренного утомного рельєфу зламу. 15Х1М1Ф у вихідному стані (1) та піс-
5
Їх вражали структурно-фрактографічними озна- ля 210 год її експлуатації за різної
ки деградації тривало експлуатованих теплотри- кількості (501 і 576) зупинок блоків (2
вких сталей парогонів ТЕС. та 3 відповідно):  – у ЦП стінки
труб; ,  – біля їх ЗП та ВП