CC BY
27
Перечень ссылок
1. Висиловский Н. Г., Кельрих М. Б., Пожидаев Н. Г., Ку-юмджи В. Г., Подтыкан Е. Н. Применение акустико-эмиссионных комплексов для контроля технического состояния оборудования. // Техническая диагностика и неразрушающий контроль. - 1998. - № 1. - С. 32-37.
2. Иванов В. Н., Кобзев В. А., Сущий О. В., Рарог Н. Н. Применение метода акустической эмиссии при диагностировании металлоконструкций. // Подъемные сооружения. Специальная техника. - 2002. - № 8. - С. 19.
3. Скальский В. Р. Розробка методик i засобiв ощнки об-'емно! пошкодженост та руйнування матерiалiв i ви-робiв за параметрами акустично!' емюи: Автореф. дис. докт. техн. наук: 01.02.04. / Фiзико-механiчний шсти-тут iм Г.В. Карпенка НАН Укра'ни. - Львiв, 2003. - 36с.
4. Недосека А. Я. Основы расчета и диагностики сварных конструкций. - К.: Издательство методической литературы и наглядных пособий ТК-78, 1996. - 294 с.
5. Дробот Ю. Б., Лазарев А. М. Неразрушающий конт -роль трещин акустико-эмиссионным методом. - М.: Изд-во стандартов, 1987. - 128 с.
6. Пенкин А. Г., Терентьев В. Ф. Оценка степени повреждаемости конструкционной стали 19Г при статическом и циклическом деформировании с использованием метода акустической эмиссии // Металлы. - 2004. - №3. -С. 78-85.
7. Пенкин А. Г., Терентьев В. Ф., Бакиров М. Б. Оценка степени повреждаемости конструкционных сталей при статическом и циклическом деформировании с использованием методов акустической эмиссии и кинетической твердости // Деформация и разрушение материалов. - 2005. - №2. - С.15-19.
8. РД 03-300-99 Требования к преобразователям акустической эмиссии, применяемым для контроля опасных производственных обьектов. - М.: ПИО ОБТ, 2002.31 с.
9. Скальский В. Р. Акустико-емюшне визначення накопи-чення об'емно! пошкодженост твердих тл // Фiз.-хiм механжа матерiалiв. - 2003. - №2. - С. 84-92.
10. Марковец М. П. Определение механических свойств металлов по твердости. - М.: Машиностроение, 1979. -191 с.
11. Бакиров М. Б., Потапов В. В. Феноменологическая методика определения механических свойств корпусных сталей ВВЭР по диаграмме вдавливания шарового индентора // Заводская лаборатория. - 2000. - №12. -С. 35-44.
12. Методические аспекты применения метода акустической эмиссии при определении статической трещинос-тойкости / А. Е. Андрейкив, Н. В. Лысак, В. Р. Скальский, О. Н. Сергиенко. - Львов.: 1990. - 34 с. (Препринт./ АН УССР. ФМИ им Г. В. Карпенко; №165).
Одержано 13.06.2007
Запропоноват методики для визначення залишковог довговiчностi вушв з 'еднання головних та ктцевих балокмостових кранiв: на етапi зародження трiщини за сигналами АЕ, що виникають при iндентуваннi; на етапi розвитку трiщини за сигналами АЕ, що виникають при динамiчних випробуваннях.
The defining methods of assembly unit residual durability of bridge cranes main and end beams connection are offered: at a stage of crack origin on AE signals arising during indentor caving-in, at a stage of crack development on AE signals caused by dynamic tests.
УДК 620.193.4
О. Е. Нарiвський1, д-р техн. наук С. Б. Белков2
1ВАТ завод «Павлоградх1ммаш», м. Павлоград 2Нацюнальний техшчний ушверситет, м. Запор1жжя
ОЦ1НКА СТ1ЙКОСТ1 СПЛАВУ 06ХН28МДТ ДО П1ТИНГОВО1 ТА Щ1ЛИННО1 КОРОЗП В ХЛОРИДОВМ1СНИХ СЕРЕДОВИЩАХ
Експериментально досл1джено вплив неметалевих включень i легувальних елементiв Сг, Мо, И, Си i С на граничт потенщали репасивацИ пiтингiв i активацИ сплаву 06ХН28МДТ(ЭИ 943) у щiлинi. Проведено ощнку сmiйкосmi сплаву ЭИ943 до пiтинговоi та щтинно1 корозИ в хлоридовмiсних середовищах. Для визначення
потенщалу репасиваци(ф1) залежно вiд вмкту в сплавi хрому (С) запропоновано використовувати формулу ф1 = -4,44+0,22С.
Холоднокатаний лист сплаву 06ХН28МДТ (ЭИ 943) застосовують у виробнищга po36ipHm пластин-частих теплообмшнишв, яш використовують у техно-лопчних процесах виробництва арчано! кислоти [1].
Начаа е багато даних про корозшну стшшсть сплаву ЭИ 943 у арчанш кислот рiзноl концентрацп та тем-ператури [2, 3], але майже ввдсутш даш про його стшшсть до ттингово! та щшинно! корозп в хлори-
© О. Е. Нар1вський, С. Б. Белжов, 2007
довмюних середовищах, яке присутне у робот плас-тинчастих теплообмiнникiв. Отже, у попереднш ро-ботi, яку буде надруковано у журналi «Фiзико-хiмiчна механiка матерiалiв», визначили пiтингостiйкiсть сплаву ЭИ 943 у хлоридовмюних середовищах за критичною температурою штингування (КТП) сплаву. Але оцшка штингостшкосп матерiалу пластин теплообмь нника лише за одним критерiем може виявитися хиб-ною, адже умови в яких працюють теплообмiнники е досить складними. Ввдтак, е потреба визначити стшшсть сплаву ЭИ 943 до ттингово! та щшинно! корози в хлоридовмiсних середовищах електрохiмiчним i гравiметричним методами.
Матерiали та методика дослвджень
Дослiджено п'ять промислових плавок сплаву ЭИ 943 (табл. 1). Хiмiчний склад сплаву визначали на спек-трометрi ренггенiвському багатоканальному СРМ - 25. Неметалевi включения шентиф^вали на енергодис-персiйному мiкроаналiзаторi ШБ2300 з растровим електронним мiкроскопом 18М 6360. Структурну ге-терогеннiсть сплаву визначали за вмютом неметале-вих включень визначено! природи на 100 полях зору мжроскопа ММР-2Р (х 320). Електрохiмiчнi дослд-ження проводили на потенцiостатi П5827М при шмнатнш температурi у водних розчинах 3 % №С1. Пiд час експлуатаци теплообмiнникiв на поверхнi теп-лопередавальних пластин може адсорбуватися осад iз води або накип. Вiдтак, проводили дослщження на стiйкiсть сплаву ЭИ 943 до щшинно! корози. Полро-ванi зразки розмiром 30 х 20 х 1мм з отвором 6мм на одному з них збирали у пакети. Зазор 0,4мм мiж пластинами зразка фiксували фторопластовими шайбами i контролювали щупом № 4, кл.2 ГОСТ 882-64. Дослщження проводили у трьохелектроднш комiрцi емнiстю 0,5 л без роздалу катодного i анодного простору По-тенцiали вимiрювали вщносно насиченого хлоросрь бного електрода порiвняння, а допомiжним електро-дом був електрод з платини. Для визначення потенць алiв у щiлину мiж пластинами зразка через отвiр вводили катляр Лугiна. Грушою, тсля занурення зразка у розчин, декшька разiв затягували розчин у каш-ляр Лугiна i зливали через щшину зразка. Аноднi по-тенцiодiинамiчнi кривi знiмали вiд потенщалу, який
установився на зразках тсля ix витримки у розчинi уп-родовж 5 хвилин. Аноднi потенцюдинашчш кривi прямого ходу зшмали до установлення щiльносгi струму 30 мА/см2, а зворотнього ходу до реестраци мiнiмальних катодних струмiв. Крiм анодних потенцiодiинамiчних кривих визначили стацюнарний потенц1ал корози Фо пiсля експозици зразк1в у розчинах упродовж 5 годин без поляризаци. Спйкють сплаву до штингово! та щшинно! корози визначали за базисом пiтингостiйкостi Аф [4]
Аф = Ф1 - Фо,
(1)
де фо - стацюнарний потенщал корози, В; ф1 - потенщал репасиваци сплаву в щiлинi, який визначаеть-ся проекцiею точки перетину анодних потенцюдшна-мiчних кривих прямого та зворотнього ходу на вюь потенцiалiв, В.
Як допом1жний показник стшкосп сплаву до штингово! та щшинно! корози використовували граничний
потенц1ал активаци сплаву в щшиш (ф2), який установ-люеться при максимальнiй щiльностi струму 30 m A/см2.
Якщо Аф > 0,05 В вважають [4], що сплав стiйкий до ттингово! та щшинно!' корози в нейтральних хло-ридовмiсних середовищах.
Крiм того, корозшну стiйкiсть сплаву ЭИ 943 визначали гравiметричним методом за втратою ваги по-лiрованих зразшв дiаметром 42 мм i завтовшки 1мм у водних розчинах 10 % FeCl3. Температура випробувань становила 30 ± 0,5°С, а iншi вимоги згiдно з ГОСТ 9.912-82 [5].
Результата дослвджень та ix обговорення
За результатами енергодисперсiйного мiкроаналiзу неметалевi включення iденгифiковано як ттриди (рис.1, а), сульфiди i оксисульфвди титану (рис.1, а, б). Вста-новлено (табл. 2), що сплав ЭИ 943 мютить у собi 0,093...0,171 vol % нiтридiв титану та дещо менше 0,0036...0,0091 vol % сульфiдiв i оксисульфщв титану.
Дослiджено, що ф0 (табл. 3) п'яти плавок сплаву ЭИ 943 коливався вш -0,43В плавка 2 до -0,38В плавка 5. За результатами хiмiчного аналiзу 5 плавок сплаву ЭИ 943 (табл. 1), його структурно!' гетерогенносп
Таблиця 1 - Хiмiчний склад сплаву ЭИ 943
Плавка Вмют легувальних елеменпв, %
C Mn Si Cr Ni Ti S P Mo Cu
№ 1 0,050 0,34 0,49 24,29 27,40 0,80 0,006 0,028 2,88 2,73
№ 2 0,067 0,43 0,56 22,69 27,62 0,60 0,005 0,029 2,77 2,68
№ 3 0,068 0,50 0,55 21,82 27,47 0,57 0,004 0,032 2,56 2,62
№ 4 0,048 0,55 0,71 22,69 27,70 0,67 0,006 0,028 2,56 2,54
№ 5 0,050 0,29 0,57 23,44 27,48 0,90 0,004 0,032 2,53 2,76
б
Рис. 1. Немегалевi включення на поверхш сплаву ЭИ 943:
а - енергодисперсшна топограма розподшу легувальних елеменгiв на поверхнi сплаву; б - енергодисперсшна дiаграма
оксисульфщу титану
за ишстом неметалевих включень (табл.2) та даних рис.2 щодо стацюнарного потенщалу корозИ (ф0) упевнились, що ф0 дещо ушляхетнюеться з1 зменшен-ням у сплавах вм1сту вуглецю в1д 0,068 мас % плавка № 3 1 0,067 мас % плавка № 2, до 0,048 мас % плавка № 4 1 0,050 мас % плавки № 1 1 № 5 та зменшенням вмюту штрид1в, сульфщв 1 оксисульфвдв титану. Отже, результати випробувань переконують, що потенщал
Ф0 ушляхетнюеться з1 зменшенням у структур! сплаву ЭИ 943 таких складових як оксисульфши, сульфь ди, нириди, карбщи та карбонириди титану, але щоб визначити, як1 1з згаданих складових структури бшьше впливають на Ф0 необхадно методом математичного планування експерименту проводити дослщження 1 бу-дувати багатофакторне р1вняння регресИ. Однак так1 дослщження потребують багато часу 1 з техшчно! точки зору е не доречними. Адже ф0 п'яти плавок сплаву ЭИ 943 коливаеться у межах 0,05 В, тод1 як структурна гетерогеншсть р1зних плавок сплаву мае суттеву в1дм1ншсть (табл. 2). До того ж, уа п'ять плавок сплаву ЭИ 943 мають високий базис штингоспйкосп Аф (1) табл. 3, який на порядок 1 бшьше переб1льшуе 0,05 В [4], 1 вважаються стшкими до ттингово! та щшинно! корозИ в нейтральних хлоридовм1сних середовищах.
Вщтак, теплопередавальш пластини теплообмш-ник1в, як1 працюють у нейтральних хлоридовм1сних середовищах, не потребують електрох1м1чного захис-ту за рахунок зменшення швидкосп катодно! реакцИ
[6], тобто збшьшення ф0 . Кр1м того, враховуючи кон-струкцш пластинчастого теплообмшника, електрохь м1чний захист е дуже складним та економ1чно не об-грунтованим.
Таблиця 3 - Електрох1м1чт потенщали сплаву ЭИ 943 та швидшсть корозИ (К) в 10 % розчиш БеС13
Таблиця 2 - Структурна гетерогеншсть сплаву ЭИ
943
№ плавки Неметалев1 включення Об'ем (V) неметалевих включень, то1. %
1 шiтриди 0,1711
сульф1ди та оксисульф1ди 0,0091
2 шiтриди 0,1427
сульф1ди та оксисульф1ди 0,0036
3 шiтриди 0,1918
сульф1ди та оксисульф1ди 0,0043
4 нприди 0,1692
сульф1ди та оксисульф1ди 0,0043
5 шiтриди 0,0931
сульф1ди та оксисульф1ди 0,0036
Потенщал, В Плавки
1 2 3 4 5
ф0 -0,40 -0,43 -0,42 -0,40 -0,38
Ф1 + 0,80 + 0,50 + 0,22 + 0,55 + 0,60
ф2 + 1,10 + 0,58 + 0,58 + 1,10 + 1,13
Аф + 1,20 + 0,93 + 0,64 + 0,95 + 0,98
К, / 2 г/м •год 0,095 0,095 0,143 0,190 0,143
Кореляцшним анал1зом встановлено слабку коре-ляцш м1ж ф1 та вм1стом арки у сплав1 з коефщентом кореляцИ г = 0,63, який бшьше за критичний коефщент кореляцИ 0,61. Тому за результатами регресшного ана-л1зу методом найменших квадрапв отримано матема-
тичну залежшсть м1ж ф1 та вм1стом арки С8 (2)
ф1 =-0,13 + 131,18С8
(2)
Отже, за формулою (2) ф1 ушляхетнюеться з1 збшьшенням вм1сту арки у сплавь Однак коефщент детермшацЛ Я = 0,40 показуе, що лише 40 % дисперсп ф1 залежить в1д С С1рка мае низьку (б1ля 0,0024 мас. %) розчиншсть у твердому розчиш аустешту [7], отже у сплавах, яш м1стять у соб1 арку бшьше за кри-тичне значения, утворюються сульфши та оксисульф-
щи. М1ж ф1 та вм1стом сульфщв та оксисульфщв титану виявлено низьку кореляцш з коефщентом кореляцИ г = 0,64, який бшьше шж критичний коефщент кореляцИ гкр=0,61. Тому, методом найменших квадрапв
[8], м1ж ф1 та вм1стом сульфщв 1 оксисульфщв титану (С0) встановлено математичну залежшсть
ф1 = 0,25 + 57,5С0
(3)
Вщтак, ф1 зсуваеться у позитивний б1к з1 збшьшен-ням вм1сту сульфщв 1 оксисульфщв титану в сплавь Це е дещо не оч1куваний результат. Однак, по-перше, коефщент детермшацИ Я = 0,41 показуе, що лише 41% дисперсп ф1 залежить в1д С0, а по - друге розм1р сульфщв 1 оксисульфщв титану здебшьш не пере-бшьшуе 7 мкм. Вважають [9], якщо на початковш стадИ штингування д1аметр ттинга не перебшьшуе 7 мкм, то вш репасивуеться. У попередшх роботах [10, 11] встановлено, що при штишуванш не1ржавшчих сталей (НС) у визначених хлоридовм1сних середовищах зад1яно сталу к1льк1сть неметалевих включень. Кр1м того, кореляцшним анал1зом встановлено слабку кореляцш м1ж ф1 та вм1стом штрид1в титану з ко-ефщентом кореляцИ г = -0,34. Коефщент детермшацЛ
Jl^Js.
-0,5-,
-0,4-
-0,3-
-0,2-
-0,1 -
По
тен 0
ци 0,1 -
- 0,2-
0,3-
0,4-
0,5-
0,6.-
0,7-1
\ \
\
\
|
V
1>
> - 5 - 4 -
Lg I А/см2
lg I, А/см2
По
-0,5 -0,4 -0,3 -0,2 -0,1 те 0 нц 0,1
Ла 0,2
- 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7
\ ' \
\
V
\
\
6 - 5- 4 -
-0,5 -0,4 -0,3 -0,2 -0,1 0
По 0,1 те 0,2 нц 0,3 иа 0,4
Л, 0,5 - 0,6 0,7 0,8 0,9 1
1,11,2
Lg l, А/см2
lg I, А/см2
По
тен 0,
ал. 0 -
-V
lg I, А/см 2
Рис. 2. Анодш потенцiодiнамiчнi кривi прямого та зворотнього ходу сплаву ЭИ 943: a-e - плавки 1-5
Я = 0,12 показуе, що лише 12 % загально! дисперсп ф1 залежить в1д вм1сту нирид!в титану в сплавь Це погоджуеться з даними роботи [12]. Ввдтак, якщо нириди титану не впливають на ф1, а сульфщи 1 окси-сульфщи титану, завдяки тому, що !х розм1р менший за критичний, сприяють швидк1й репасиваци, то з1 збшьшенням шлькосп останшх у сплав! потенщал репасивацп принаймш не зсуваеться у вщ'емний бш. Але головним чинником, який ушляхетнюе (табл. 3) е легування сплаву Сг, Т1, Мо, Си та С (табл. 1).
Зокрема потенщал ф1 (табл. 3) суттево ушляхет-нюеться з1 збшьшенням вм1сту Сг, Т1, Мо, Си та змен-
шенням вмюту C у сплав! (табл. 1). Кореляц1йним ана-л1зом встановлено щшьну залежшсть м1ж ф1 та вмктом Cr (С1) з коефщентом кореляцп 0,96. Кореля-щйний момент К > 0, тобто м1ж ф1 та С1 е прямий зв'я-зок. Коефщент детермшацп R=0,92 показуе, що 92 % загально! дисперсп ф1 залежить ввд C1. Регресшним анал1зом з допомогою метода найменших квадрапв от -римано (4)
ф1 = -4,44+0,22 C1. (4)
Значущ1сть коефщента кореляцп визначено за t -
а
б
3
в
г
д
KprnepieM Стьюдента [13] з piBHeM значущосп 0,05. rinoTe3y про вiдсутнiсть зв'язку мiж ф1 та C1 усунено. Виявлена залeжнiсть мiж ф1 та С1 е дещо очiкyваною бо вщомо [14], що Cr посилюе пасивацiйнi характеристики сталей i сплавiв, а коли сталь мютить бiля 25 мас. % Cr поверхневий моно шар сплаву може скла-датися з одних ашшв хрому [15].
Кореляцшним аналiзом мiж ф1 та вмiстом Ti (С2) встановлено коpeляцiйнy залeжнiсть середньо! щшьносп (r = 0,72). Коpeляцiйний момент К>0, тобто м1ж ф1 та С2 е прямий зв'язок. Коефщент дeтepмiнацiï 0,52 показуе, що 52 % загально1' диспepсiï ф1 залежить С2. Рeгpeсiйним аналiзом з допомогою метода наймен-ших квадpатiв отримано (5)
ф1 = -0,23+1,08 C2.
(5)
Значущють коефщента кореляцп перев1рено за / - критер1ем Стьюдента з р1внем значущосп 0,10. Ппо-тезу про вщсутшсть зв'язку м1ж ф1 та С2 усунено. Отже, за формулою (5) ф1 ушляхетнюеться з1 збшьшенням вмюту Т1 у сплавь Це суперечить даним роботи [16, 17], що Т1 не сприяе репасивацп штинпв та навиъ зменшуе зону пасивного стану НС у хлори-довмюних середовищах [18]. Однак також, в1домо [1922], що Т покращуе штингостшшсть НС. Супереч-лив1 дан про штингостшшсть НС, як стабшзовано Т1 зумовлено тим, що штингостшшсть НС визначали у р1зних середовищах. У попереднш робот [23] доведено, що у хлоридовмюних середовищах з р1зним вмютом окислювача швидк1сть корозп НС 1 сплава, яш мютять бшьше Сг, Мо, N1, Си може виявитися бшьшою шж НС, яка мютить менше Сг 1 N1 або вза-гал1 не м1стить Мо та Си. Кореляцшним анал1зом встановлено, що м1ж ф1 та вмютом Си е слабкий взае-мозв'язок з коефщентом кореляцп 0,48. Коефщент кореляцп м1ж ф1 та вмютом Си менше за критичний, тому регресшний анал1з не проводили. Доведено, що м1ж ф1 та вмютом вуглецю (С3) е л1тйний взаемозв'я-зок з коефщентом кореляцп г= - 0,75 1 коефщентом детермшацп 0,56. Кореляцшний момент К<0, тобто м1ж ф1 та С3 е зворотнш зв'язок. Методом найменших квадрапв отримано р1вняння регресп (6)
ф1= 1,42-15,69 С3.
(6)
Значyщiсть коeфiцiента коpeляцiï оцшено за t - кри-тepiем Стьюдента з piвнeм значyщостi 0,10. Ппотезу про вiдсyтнiсть зв'язку мiж ф1 та С3 усунено. Вщтак, за формулою (6) потeнцiал репасивацп зсуваеться у вiд'емний бiк зi збiльшeнням вмiстy вуглецю. Це ко-релюе з даними роботи [24] зпдно з якими штингостшшсть аустештно1' НС погipшyеться, якщо вмют вуглецю пepeбiльшyе 0,04 мас %. Адже видiлeння кар-бщно1' фази утруднюе пасивацiю, а на локальну акти-вацiю i peпасивацiю НС впливае подiбно сyльфiдам,
але дещо слабше [25]. Це суперечить результатам наших дослщжень, отже потенщал репасивацп штинпв суттево зменшуеться зi збiльшeнням вмiстy вуглецю у сплав^ а зi збiльшeнням вмiстy сульфвдв, взагалi, дещо ушляхетнюеться. Встановлено, що коефщенти детермшацп зв'язку м1ж ф1 i вмiстом Cr, Ti, C майже у тpичi бiльшi нiж коeфiцiенти детермшацп зв'язку шж ф1 та вмiстом сyльфiдiв, оксисульфщв i нiтpидiв титану в
сплавь Вщтак на ф1 бiльшe впливае шльшсть легуваль-них eлeмeнтiв у твердому розчиш сплаву нiж шльшсть сульфщв, оксисyльфiдiв та нiтpидiв титану. Оцiнка значyщостi коeфiцiентiв кореляцп моделей (2)-(6) за t- кpитepiем Стьюдента пiдтвepджyе не випадковiсть такого висновку.
Регресшним аналiзом мiж ф1 та вмютом Мо (С4) встановлено слабку корелящю з коeфiцiентом кореляцп
(r=0,62). Кореляцшний момент К > 0, тобто мiж ф1 та С4 е прямий зв'язок. Коефщент дeтepмiнацiï R=0,38
показуе, що лише 38 % загальноï дисперсп ф1 залежить ввд С4. Коeфiцiент кореляцп мiж ф1 та С4 бiльшe за критичний тому регресшним аналiзом методом найменших квадрапв отримано
ф1 = -1,53+0,77С4.
(7)
Згiдно з формулою (7) Ф1 ушляхетнюеться 3i збiльшенням вмюту Мо у сплавь Однак низький ко-
ефiцiент детермшацп R = 0,38 переконуе, що на Ф1 бiльше впливае шший чинник, напевно, bmîct Cr, адже коефщент детермiнацiï R = 0,92 свщчить, що 92 % загально1 дисперсiï ц1 залежить вiд вмюту Cr у сплавь До того ж, вадомо [26, 27], що Мо лише посилюе за-хисний ефект НС та сплавiв, яш леговано Cr та Ni [26, 27] за рахунок утворення молiбден-iонiв МоО4-2; як1 iнгiбують пiтинги [28] або витискають хлорид-iони з поверхш сталi [29]. Але е шша думка [30], що шдви-щення пiтингостiйкостi НС, як1 леговано молiбденом, пов'язано з гальмуванням пiтингiв б™ потенцiалу репасивацiï за рахунок утворення адсорбцшних або iнших блокуючих шарiв зi змiшаних з'еднань молiб-дену на поверхнi пiтингу. Напевно, Колотиршн Я. М., Фрейман В. I., Реформатська I. I. та ш. [30] мають ра-цiю, адже за результатами попередшх дослiджень [19,20] встановлено, що потенщал репасивацп НС AISI 321 (-0,05...+0,05В) i AISI 304 (-0,38...-0,14В), як1 не-леговано Мо, набагато менший за потенщал репасивацп сплаву ЭИ 943 (табл. 3). Визначивши вплив Мо на потенщал активацп сплаву ЭИ 943 у щшиш, можна ощнити iншi гiпотези [28, 29].
Кореляцшним аналiзом мiж ф2 та вмютом Cr (С5) встановлено кореляцiйну залежшсть середньоï щiльностi (r = 0,72). Кореляцшний момент К>0, тобто мiж ф2 та С5 е прямий зв'язок. Коефщент детермь нацп R = 0,52 показуе, що 52 % загальноï дисперсп Ф2 залежить ввд С5. Регресiйним аналiзом з допомо-
гою метода найменших квадрапв отримано (8) ф2 = -4,27+0,23 С5.
(8)
Значущють коефщента кореляцп перев1рено за t-критер1ем Стьюдента з р1внем значущосп 0,10. Ппо-тезу про вшсутнють зв'язку м1ж ф2 та С5 усунено. Вштак, за формулою (8) потенщал активацп сплаву в щшиш збшьшуеться з1 збшьшенням С5.
М1ж ф2 та вмютом Мо не виявлено майже шяко! кореляцп (r = -0,05). Отже, шдтверджено гшотезу [28, 30], що Мо сприяе репасивацп штинпв, але не запо-бтае активацп сплаву в щшиш.
Регресшним анал1зом м1ж ф2 та вмютом Ti (С6) встановлено досить щшьну корелящю (r = 0,83) з кое-фщентом детермшацп R = 0,69, який показуе, що 69% загально! дисперсп ф2 залежить вш С6. Отже, загаль-на дисперая ф2 на 17 % бшьше залежить вш вмюту Ti шж загальна дисперая ф1. Регресшним анал1зом отримано (9)
ф2 = -0,33+1,73С6.
(9)
Значущють коефщента кореляцп перев1рено за 1 -критер1ем Стьюдента з р1внем значущосп 0,05. Гшо-тезу про вшсутнють зв'язку м1ж ф2 та С6 усунено. Ко-реляцшним, дисперсшним та регресшним анал1зом встановлено, що легування сплаву Сг, Мо бшьше уш-ляхетнюе потенщал репасивацп штинпв шж потенщ-ал активацп сплаву в хлоридовмюному середовищь Легування сплаву Си дещо покращуе репасивацшну здатнють сплаву, але не запобтае активацп сплаву в щшиш. Стабшзащя сплаву Т1 бшьше ушляхетнюе потенщал активацп сплаву в щшин шж потенщал репасивацп штинпв. Кр1м того, встановлено, що з1 збшьшенням вмюту вуглецю у сплав! зменшуеться потенщал репасивацп штинпв, а потенщал активацп сплаву в щшиш не залежить вш вмюту вуглецю. Напевно, карбщи тигану не впливають на активащю сплаву в щшиш, але, коли на поверхш сплаву ддать активн штинги, здатн прискоряти розряд юшв водню [31], що збшьшуе швидк1сть катодно! реакцп та швидкють корозп взагаль
Кореляцшним анал1зом м1ж ф2 та вмютом арки встановлено низьку корелящю (г = 0,47). Вштак, рег-ресшний анал1з не проводили. Коефщент детермшацп Я = 0,22 показуе, що 22 % загально! дисперсп ф2 залежить вш вмюту 5. Це погоджуеться з даними роботи [24] зпдно з якими 5 не впливае на потенщал активацп НС, але суттево збшьшуе швидкють корозп (ощ-нка штингостшкосп НС за втратами ваги). Однак, за результатами наших дослщжень встановлено, що м1ж швидкютю корозп К (табл. 3) та вм1стом арки (табл.3) не юнуе щшьного взаемозв'язку. Осшльки плавки сплаву ЭИ 943, як дослщжено, мають майже однакову кшькють арки 1 майже однаков1 корозшн! втрати. Кореляцшним анал1зом доведено, що м1ж ф2 та вмютом
сульфщв i оксисульфщв титану дуже низька кореля-щя (r = 0,37). До того ж, коефщент детермшацп R=0,14 показуе, що лише 14% загально! дисперсп ф2 залежить вш вмюту сульфщв i оксисульфщв титану. М1ж ф2 та вмютом нирид!в титану також виявлено низьку корелящю (r=-0,41) з коефщентом детермшацп R=0,17. Отже, лише 17 % загально! дисперсп ф2 залежить в1д вмюту нирид1в титану. Оск1льки потенщал ф2 практично не залежить вш вмюту неметалевих включень i лише 41% загально! дисперсп ф1 залежить вш вм!сту сульф!д!в i оксисульфщв титану можна вва-жати, що штингостшкють сплаву ЭИ 943 у хлоридов-м!сних середовищах визначаеться вмютом легуваль-них елемент!в у твердому розчиш сплаву.
Оц!нка ст!йкост! сплаву ЭИ 943 до штингово! та щшинно! корозп за формулою (4) показала, що сплав ЭИ 943 мае значно бшьшу корозшну стшкють н!ж НС AISI 321 [19] та AISI 304 [20]. Однак ощнка штин-гост!йк1ст! сплаву ЭИ 943 за КТП показала, що його штингостшкють у хлоридовмюних середовищах не перевершуе п!тингост!йк!сть НС AISI 304 [10] i навиъ менша н!ж п!тингост!йк!сть НС AISI 321 [11]. Адже найг!рша плавка НС AISI 321 [11] мае однакову штингостшкють з найкращою плавкою сплаву ЭИ 943. Ос-кшьки КТП сплаву корелюе з потенщалом активацп, а легування сплаву Мо ушляхетнюе лише потенщал репасивацп штинга, то КТП сплаву ЭИ 943, яш визначе-но у попередшх дослщженнях, занижен! принаймн! на 20°С. Таку думку п!дтверджують дан! рис. 2, отже ус! п'ять плавок сплаву ЭИ 943 тсля активацп майже вщразу репасивуються, а площа петл! г!стерезису, яка корелюе з площею штинпв на поверхш сплаву, на ба-гато менша шж площа петл! г!стерезису НС AIS 321 [19] та AISI 304 [20]. Вштак, штингостшкють сплаву ЭИ 943 у хлоридовмюних середовищах можна вважа-ти не пршою шж штингостшкють НС AISI 321, а у кислих хлоридовмюних середовищах навпъ набагато кращою.
Висновки
Проанал!зовано вплив неметалевих включень, легувальних елеменлв та шшдливих дом!шок на ст!йк!сть сплаву ЭИ 943 до штингово! та щшинно! корози. Встановлено, що вмют неметалевих включень у сплав! не впливае на його штингостшкють у хлоридовмюних середовищах. Показано, що штингостшкють сплаву ЭИ 943 можна ощнювати лише за граничним потенщалом репасивацп штинпв у щшиш ф1 , який прямолшшно залежить ввд вмюту Cr у сплав! з коефщентом детермшацп R = 0,92. Доведено, що потенщал ф1 ушляхетнюеться з! збшьшенням вмюту Mo i Ti та зменшенням вмюту С прямолшшно. Для прогнозування стшкосп сплаву ЭИ 943 до штингово! та щшинно! корози в хлоридовмюних середовищах запропановано керувати-ся формулою (4).
Перелж посилань
1. ТУ. 3.17.-00217417-024-97 «Теплообменники пластинчатые разборные». ОАО завод «Павлоградхиммаш», 1998. - 40 с.
2. Туфанов Д. Г. Коррозионная стойкость нержавеющих сталей / Справочник. - М.: Металлургия, 1963. - 179 с.
3. Ульяшин Е. А. Коррозионно-стойкие стали и сплавы / Справочник. - М.: Металлургия, 1980. - 208 с.
4. Качанов В. А., Клюшникова Л. А., Балак Т. А. и др. Исследование склонности стали 12Х18Н10Т к точечно-язвенной и щелевой коррозии в нейтральных средах применительно к разборным пластинчатым теплообменникам. Разработка инструкции.Х.: УКРНИИ-ХИММАШ. 1985. - Отчет о НИР - С. 77.
5. ГОСТ 9.912-89 Единая система защиты от коррозии и старения. Стали и сплавы коррозионно-стойкие. Методы ускоренных испытаний на стойкость к питтинго-вой коррозии. Издательство стандартов. 1990. - С. 18.
6. Фрейман Л. И., Пражак М., Флис Я. и др. Об унификации методов ускоренных испытаний нержавеющих сталей на стойкость против питинговой коррозии. Электрохимические испытания. // Защита металлов. - 1986. -22., № 2. - С. 179-195.
7. Реформатская И. И., Фрейман Л. И, Образование сульфидных включений в структуре сталей и их роль в процессах локальной коррозии // Защита металлов. - 2001. -37., №5. - С. 511-516.
8. Данко П. Е., Попов А. Г., Кожевникова Т. Я. Высшая математика в упражнениях и задачах. - М.: Высш. шк., 1986. - 415 с.
9. Фрейман Л. И., Басман А. Р., Пикус Е. А., Гуджабидзе Л. Е.. Определение критического размера питтинга на нержавеющей стали // Защита металлов. - 1988. - 24., № 4. - С. 614-617.
10. Нарiвський О. Е., Белжов С. Б. Визначення ттингост-шкост сталi АКТ 304 у хлоридовмюному середовищ^ яке присутне у робой теплообмшниюв // Фiзико-хiмiчна механжа матерiалiв. - 2006. - №5.- С. 316-320.
11. Нарiвський О. Е. Вплив гетерогенност сталi АКТ 321 на И штингування у хлоридовмюному середовищi // Фiзико-хiмiчна механжа матерiалiв. - 2007. - 43, №2. -С. 100-106.
12. Нарiвський О. Е. Мжромехашзм корозшного руйнуван-ня теплопередавальних пластин теплообмшниюв. // Фiзико-хiмiчна механжа матерiалiв. - 2007. - 43, №1 -С. 110-116.
13. Чистяков В. П. Курс теории вероятностей. - М.: Наука, 1982. - 255 с.
14. Колотыркин Я. М. Металл и коррозия. - М.: Металлургия, 1985. - 88 с.
15. Герасимов В. В. Прогнозирование коррозии металлов. -М.: Металлургия, 1989. - 151 с.
16. Фрейман Л. И., Пражак М., Кристаль М. М. и др. Об унификации методов ускоренных испытаний нержавеющих сталей на стойкость против питинговой коррозии. Основная концепция. Химические испытания // Защита металлов. - 1984. - 20, №5. - С. 698-706.
17. Фрейман Л. И., Нгуен Тхе Донг, Волков Д. Е. и др. Влияние никеля и включений MnS в металле на питтинго-вую коррозию низкоуглеродистых нержавеющих сталей // Защита металлов. - 1986. - 22., №5 - С. 716-720.
18. Княжева В. М., Сумакова И. С., Колотыркин Я. М., Кружковская А. А. Анодное поведение хромоникеле-вых сталей, стабилизированных титаном. // Защита металлов. - 1966. - 2,№ 6. - С. 628-635.
19. Нар1вський О. Е., Белжов С. Б. Вплив неметалевих включень на електрох1м1чш показники стал1 AISI 321 у хлоридовмюних середовищах // 8ой Международный конгресс «ОТТОМ-8» Оборудование и технологии термической обработки металлов и сплавов. Харьков 28 мая -1 июня 2007. - С. 132-135.
20. Нар1вський О. Е., Белжов С. Б. Критерй оцшки ттин-гостшкосп не1ржав1ючих сталей AISI 304, 08Х18Н10, що використовують у виробництв1 пластинчастих теплообмшниюв // Ф1зико-х1м1чна механжа матер1ал1в. -2007. - Спещальний випуск, № 6. - с. 172-177.
21. Розенблюм Р Г., Стоякин Н. В., Городничий А. П. Об устойчивости против питтинговой коррозии аустенитно-ферртных сталей в хлорид-нитратных и хлорид-сульфатных растворах // Защита металлов. - 1985. - 21, №5 -С. 784-786.
22. Розенфельд И. Л. Коррозия и защита металлов. М.: Металлургия, 1970. - 448 с.
23. Нар1вський О. Е. Корозшне руйнування пластинчастих теплообмшниюв. // Ф1зико-х1м1чна механжа матер1-ашв.- 2005 - 41, № 1 - С. 104-108.
24. Honker Yosinobu. J. Jron and steel Zust. Jap. - 1981. - 67, № 13. - Р. 1226.
25. Реформатская И. И., Сульженко А. Н. Влияние химического и фазового состава железа на его питтин-гостойкость и пассивируемость. // Защита металлов. -1998. - 34, №5. - С. 503-506.
26. Розенфельд И. Л., Данилов И. С. Электрохимия пит-тинговой коррозии нержавеющих сталей методом анодного заряжения // Коррозия и защита металлов. Сб. статей. - М.: Наука, 1970. - С. 102-109.
27. Hazza M. I., El- Dahchan M.E. The effect of molybdenium on the localized corrosion behaviour of some steel alloys // 11th Int. Corros. Congr. Innov. and Technol. Transfer Corros. Contr., Florence, 2-6 Apr., 1990.Vol 5 / Assoc. Ital. Met. - Milano, [1990]. - Р. 431-437.
28. Sugimoto Katsuhisa, Sawada Yochinobu. The role of alloyed molubdenum in austenic stainles in the inhibition of pitting in neutral halide solutions // Corrosion (USA). -1976. - 32, №9. - P. 347-352.
29. Реформаторская И. И. Диссертация канд. хим. наук. МНИФХИ им. Л.Я. Карпова, 1987. - 190 с.
30. Колотыркин Я. М., Фрейман Л. И., Реформатская И. И., Паньшин Е. А. О механизме повышения питтингостой-кости нержавеющих сталей добавкой в них молибдена // Защита металлов. - 1994. -30, № 5. - С. 453-462.
31. Новаковский В. М., Сорокина А. М. Сравнительная электрохимия растрескивания и питтинга нержавеющих сталей в хлоридных растворах // Защита металлов. -1967. - 2, №4. - С.416-424.
Одержано 29.06.2007
Экспериментально исследовано влияние неметаллических включений и легирующих элементов Cr, Mo, Ti, Cu и C на граничные потенциалырепассивации питтингов и активации сплава 06ХН28МДТ (ЭИ943) в щели. Выполнена оценка стойкости сплава ЭИ 943 к питтинговой и щелевой коррозии в хлоридсодержащих средах.
Для определения потенциала репассивации (ф1) в зависимости от содержания в сплаве хрома (С) рекомендовано использовать формулу ф1 = -4,44+0,22С.
Influence of the nonmetallic inclusions and alloyed components Cr, Mo, Ti, Cu and C over boundary potentials of pitting repassivation and 06ХН28МДТ(ЭИ 943) alloy activation in crack is experimentally researched. Estimation of ЭИ 943 alloy resistance is done to pitting and alkaline corrosion in chloride containing environments. For determination of repassivation potential in dependence of chrome content in alloy the following formula is recommended
ф1 = -4,44+0,22Сг.
УДК 669.14.018.8
И. Ю. Кисилева1, д-р техн. наук В. Е. Ольшанецкий2
Национальный университет, Национальный технический университет,
г. Запорожье
О ВОЗМОЖНОСТИ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО ПОДТВЕРЖДЕНИЯ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ПЛОТНОСТИ ДИСЛОКАЦИЙ ВЕЙБУЛЛОВСКОГО ТИПА В ОЦК-МЕТАЛЛАХ
На основании экспериментальных данных, приведенных в научно-технической литературе, впервые получено статистическое подтверждение вейбулловского распределения плотности дислокаций в хромистой коррозионностойкой стали 03Х18ТБч.
На основании обработки большого количества диаграмм растяжения типа сдвиговая прочность т - относительная деформация е была установлена неоднозначная зависимость т(е), что обусловлено как типом кристаллической решетки металла (сплава), так и характером распределения в объеме металла потенциальных источников дислокаций( в основном источников типа Франка-Рида). Последние в процессе перманентной де формации, сопровождающейся упрочнением металлов, порождают большое количество дислокаций, распределение которых характеризуется заметной стохастичностью (особенно в металлах с большим числом систем скольжения).
Как следует из работы [2], в этом случае
Gbn
2 п(1 -v)
(1)
где О - модуль сдвига, Ь - вектор Бюргерса, п - количество дислокаций в скоплении, V - коэффициент Пуассона.
Согласно нашим исследованиям [1], для коррозионностойкой стали 03Х18ТБч было установлено вей-
булловское распределение дислокаций на стадии параболического упрочнения в виде
?(р) =
2kV 2п
-1
р* 2 exp
Р*2 -1
(2)
Здесь
k = ^ mT
- коэффициент вариации распределе-
ния предела текучести указанной стали, которое подчиняется нормальному закону [1]: те N (тт, от ); р* -безразмерная плотность дислокаций
р* =
2n(l - v)mT
Gbn
Р>
где О - модуль сдвига, Ь - вектор Бюргерса, п - количество дислокаций в скоплении, V -коэффициент Пуассона.
© И. Ю. Кисилева, В. Е. Ольшанецкий, 2007
2
1
1
1
2
k
т
1 =
