Молибденовые сплавы

На рис. 13.4 показаны сравнительные кривые длительной прочности 0, 0 алюминиевых и титановых сплавов, сталей, никелевых и молибденовых сплавов. [c.201]

Температуры плавления и рекристаллизации, а также атомные связи у сплавов на основе Ре выше, чем у алюминиевых и титановых сплавов, и ниже, чем у никелевых и молибденовых сплавов. В такой же зависимости находится и жаропрочность этих сплавов. [c.201]

Новый способ упрочнения - гидростатическое прессование (объемная штамповка, экструзия) металла при сверхвысоком давлении. В условиях всестороннего сжатия при таких давлениях резко повышается пластичность даже самые твердые и хрупкие материалы (интерметаллиды, карбиды, бориды, керамика) приходят в состояние текучести и легко заполняют формы. В процессе обжатия происходит повышение прочности и вязкости, которое не теряется и при последующем отжиге металла. Так, например, прочность молибденовых сплавов увеличивается в 2 — 3 раза, вязкость в 15 — 20 раз, пластичность в 10 раз. Гидростатическое прессование используется и как способ упрочнения, и как способ точной обработки наиболее труднодеформируемых материалов. [c.178]

Молибденовые сплавы, например нержавеющая сталь 316 (18 % Сг, 10 % Ni, 2—4 % Мо), также сохраняют коррозионную устойчивость (в частности, в хлоридах) до тех пор, пока d-уровень молибдена остается незаполненным. Наилучшим считается отношение масс молибдена и никеля 15 85, в соответствии с установленным критическим массовым содержанием молибдена в двойных Мо—Ni-сплавах 15 % [46, 581. При этом или большем содержании молибдена его вклад в пассивируемость сплава оптимален. [c.98]

W—3 — наносилась на молибденовый сплав [c.206]

Введение малых количеств (до 1%) многих легирующих зле-ментов приводит к понижению твердости, так как эти элементы являются раскислителями. Однако при одном и том же содержании легирующих элементов твердость молибденовых сплавов будет тем выше, чем меньше растворимость легирующих элементов в молибдене. Наибольшее повышение твердости дает легирование молибдена бором и кремнием. В меньшей мере повышает твердость молибдена никель, кобальт, железо, алюминий, хром, цирконий. Не- [c.91]

Выяснено, что легирование молибдена в значительных количествах возможно только вольфрамом и танталом. Содержание других легирующих элементов в деформируемых молибденовых сплавах обычно не может превышать 1 %. [c.92]

Молибденовые сплавы обладают высокими характеристиками жаропрочности при температурах выше 1000°С. Исследования показали, что литые и кованые сплавы обладают более высокой жаропрочностью, чем порошковые деформированные сплавы того же состава. [c.92]

Длительная прочность ряда наиболее жаропрочных молибденовых сплавов приведена в табл. 22. [c.92]

Как видно из табл. 22, наиболее перспективными являются молибденовые сплавы, легированные титаном и цирконием, которые находят широкое применение для изготовления носовых частей конструкций летательных аппаратов. [c.92]

В промышленности находят применение молибденовые сплавы ВМ-1 и ВМ-2. Сплав ВМ-2 обладает более высокими механическими свойствами, чем сплав ВМ-1. [c.93]

Молибден влияет на магнитные свойства стали так же, как и вольфрам. Однако из-за более сильного действия молибден вводят в меньших количествах для получения той же магнитной энергии. Оптимальный состав молибденового сплава 2—2,5% Мо и 0,9—1,0% С. Наилучшие результаты получены при закалке в воду с температуры 800—825° С магнитные свойства следующие = = 5970 а/м (75 э). В, = 1,05 тл (10 500 гс), (ВЯ), ,, = = 1,2-10 дж/м (0,3-10 гс. э). [c.215]

Рис. 2.35. Начальные участки диаграмм нагружения, полученные при испытаниях на растяжение и сжатие при 600 °С молибденовых сплавов Мо -р 3.5% (об.) TiN (/ — растяжение 2 — сжатие) и Мо+ 15 % N6 - - 3,5 % (об.) TiN (Д — растяжение 4 — сжатие) [95].

Линейное упрочнение на кривых нагружения сплавов с пониженной энергией дефекта упаковки сменяется параболическим, которое, как и для молибденовых сплавов, является стадийным, но имеет свои особенности [341]. Последнее подтверждается как обработкой кривых деформации в координатах 5 — (рис. 3.24, б), так и результатами структурных исследований [62, 339, 344]. У поликристаллического ванадия (рис. 3.24, б) с повышением температуры испытания первая параболическая стадия появляется при —90 С, вторая — при —50 °С и третья — лишь при 85 С. Следует отметить, что кривые 5 — с" при температурах 400 и 600 С из-за динамического деформационного старения (ДДС) идут намного круче, чем все остальные (не учитывая кривую деформации при —196 °С), причем при 600 °С третья параболическая стадия не успевает наступить. [c.148]

Во-первых, проверка была сделана на образцах, изменение размеров которых фиксировали в процессе растяжения. Это подробно описано в разделе 4.1. Аналогичная проверка была выполнена и на низколегированном молибденовом сплаве, испытанно.м при 100 °С. [c.171]

Рис. 4.7. Экспериментальная проверка выражения (4.10) и определение вклада структурных составляющих в деформационное упрочнение по результатам испытания низколегированного молибденового сплава при 100 С

Рис. 4.10. Температурная зависимость не-которы.ч характеристик низколегированного молибденового сплава (размер зерна Оп — 75 мкм)

В работе [371] подобная задача решалась для молибденового сплава (суммарное содержание кислорода, азота и углерода не более 0,015 % (мае.)), который прошел предварительную (или первичную) обработку горячим прессованием при температуре 1200 °С с вытяжкой Л = 7,7 (т. е. е — 2,04). Для выявления особенностей повторной пластической деформации параллельно исследовали образцы в рекристаллизован-ном состоянии С тем же размером зерна (О == 40 мкм), что и в исходной заготовке перед первичным прессованием. [c.174]

При горячей вытяжке днищ из алюминиевых, магниевых и молибденовых сплавов с целью повышения предельной степени деформации применяют искусственный нагрев фланцевой части с одновременным охлавдением центральной части заготовки. На рис. 4.15 приведена конструктивная схема штампа для вытяжки с подогревом фланца. Здесь матрица и прижим штампа нагреваются при помощи трубчатых электронагревателей сопротивления, вмонтированных во внутрениэю их полость, а пуансон охлаждается циркулирующей в кем проточной водой. [c.93]

У — алюминиевые сплавы 2 — титановые сплавы 5 — ферритные сплавы с 1,25% Сг и 0,5% Мо 4 — аустенит ные Стали 5 — аустенитные стали с карбидным упрочнением 6 — аустенитные стали с интерметаллидным упрочнением 7 — деформированные никелевые жаропроч ные сплавы 8 литые никелевые жаропрочные сплавЛ 9 — молибденовые сплавы [c.201]

Так как бинарные никелево-молибденовые сплавы имеют плохие физико-механические свойства (низкая пластичность, плохая обрабатываемость), то в них вводят Другие элементы, например железо, для создания тройных или многокомпонентных сплавов. Они тоже довольно трудно обрабатываются, но все же заметно легче, чем двухкомпонентные. В соляной и серной кислотах стойкость этих сплавов выше, чем никеля, однако в окислительных средах (например, в азотной кислоте) повышения стойкости не отмечается. Коррозионный потенциал сплавов Ni—Мо—Fe лежит в акт11вной области, поэтому на них образуется питтинг в сильнокислых средах, в которых эти сплавы обычно исполЬ зуют на практике. [c.362]

При одновременном легировании никеля молибденом и хромом получается сплав, стойкий в окислительных средах, благодаря присутствию хрома, и в восстановительных благодаря молибдену. Один из подобных сплавов, содержащий также несколько процентов железа и вольфрама (хастеллой С) устойчив против питтинговой и щелевой коррозии в морской воде (испытания в течение Ю лет) и не тускнеет в морской атмосфере. Однако сплавы такого типа, хотя и обладают повышенной стойкостью к иону С1 , в соляной кислоте корродируют быстрее, чем бесхромистые никелево-молибденовые сплавы. [c.362]

Пределы длительной прочности (aioo) молибденовых сплавов при различных температурах за 100 ч. [c.93]

Рис. 26. Схема роста усталостной трещины в образцах железа в первом периоде усталости (а) и фрактографическая картина зарождения усталостных трещин в малоперлитной стали Мп - N6 - V (б), в техническом железе (в) и молибденовом сплаве ЦМ - 10 (г)

Стадийность деформационного упрочнения и явная зависимость этого процесса от температуры наглядно иллюстрируются кривыми нагружения [330, 332] двухфазного молибденового сплава МТА [336] (рис. 3.18, а) и однофазного молибденового сплава МЧВП(рис. 3.18, б), перестроенными в области равномерной деформации в координатах 5-а /.. При температурах испытания выше 90 и 20 С для сплавов МТА и МЧВП соответственно на кривых нагружения наблюдаются три прямолинейных участка, на границах которых происходит изменение коэффициента деформационного упрочнения Л , и можно, следовательно, предположить, что этим участкам соответствуют различные механизмы деформационного упрочнения. Для проверки данного предположения в работе [330] были проведены при температурах 20 и 400 °С испытания [c.138]

Анализ кривых нагружения поликристаллических молибденовых сплавов МЧВП О = 100 мкм) и МТА показал [330, 332], что как для однофазного, так и для двухфазного сплавов в интервале средних температур (0,15—0,4Гпл) в области однородной деформации наиболее характерны три стадии параболического упрочнения (рис. 3.18). При этом в сплавах к концу второй стадии формируется дислокационная ячеистая структура. Ниже указанного температурного интервала на кривых растяжения, перестроенных в координатах 5 — обычно реализуются две или только одна стадия параболического упрочнения. Кроме того, при низких температурах (например, при —60 °С для сплава МЧВП на рис. 3.18, б) на кривых растяжения может дополнительно появиться еще одна стадия упрочнения — линейная, которая в координатах 5 — е / выглядит в виде параболы [339], [c.141]

Наблюдаемые отклонения (см. рис. 3.35) от постоянного значения отношения /С1/СТу,всвою очередь, позволяют предположить, что немаловажную роль в деформационном упрочнении играют термоактивационные механизмы, контролирующие движение дислокаций в различных температурных интервалах. Например, снижение Кх/сГу у молибденовых сплавов и ванадия при температурах ниже 0,1571 может быть связано с переходом от механизма, в котором движение дислокаций контролировалось взаимодействием с примесными элементами [85, 357], к механизму, контролируемому образованием перетяжек на расщепленных винтовых дислокациях [83], при соответствующем изменении энергии активации. Другим примером может служить отклонение отношения /Сх/Оу у ванадия и Ре—8] (кривые 4 и 5 рис. 3.35) в температурном интервале протекания в этих металлах ДДС, что также связано с изменением контролирующего механизма движения дислокаций, а следовательно, и энергии активации [357]. [c.156]

При деформации свыше 2, наиболее интересна тем, как изменяется размер ячеистой структуры. В работе [355] на примере молибденового сплава, гидроэкструдированного при 1050 С, было показано, что если не наблюдаются динамический возврат и рекристаллизация, то размер дислокационных ячеек [c.158]

Рис. 4.1. Диаграмма растяжения (а) и профилограммы (б) цилиндрического образца ( 0 = 3,1 мм, /(, = 20 мм, 8 = 10 с ) молибденового сплава МЧВП при комнатной температуре

Рис. 4.5. Диаграммы растяжения образцов молибденового сплава МЧВП (/, 2) и ванадия технической чистоты (3, 4) при комнатной температуре (е = 10 с ), перестроенные в координатах S — Уё (/, Д) и S — е (2, 4). На диаграммах обозначены значения равномерной деформации и

Рис. 4.6. Зависимость прочностных характеристик молибденового сплава МЧВП от скорости деформации при 20 1—3) и 400 °С (4—6)

Рис. 4.8. Экспериментзльная проверка выражения (4.10) по результатам испытания молибденового сплава МЧВП при 100 °С (образцы доведены до разрушения)

Пример соотношения вклада каждого слагаемого в величину напряжения течения, а также его изменение по мере нарастания степени деформации показан на рис. 4.9. Материалами для исследования служили молибденовый сплав МЧВП с размером зерна 75 мкм, испытанный при 100 °С, и армко-железо с размером зерна 15 мкм, испытанное при 20 °С. Как видно из рис. 4.9, вклад предела упругости, естественно, остается постоянным на всем протяжении деформации ц является тем исходным уровнем напряжения, на который накладываются все последующие составляющие деформационного упрочнения, [c.172]

Рис. 4.11. Зависимость вклада структурных составляющих в деформационное упрочнение молибденового сплава Л1ЧВП (а) (температура испытания 100 С, е = 0,2) и армко-железа (б) (температура испытания 20 С, е = 0,2) от размера зерна

Рис. 4.17. Дислокационная структура молибденового сплава МЧВП а — после гидропрессования (X 4 000), белое поле — рекристаллизованное зерно б — после первого прохода ротационной ковки (X 10 000) в — в начале второго прохода (X 10 000).

Предыстория обработки [371, 372] слитка молибденового сплава МЧВП (суммарное содержание элементов внедрения около 0,04 % (мае.)) заключалась в прессовании на диаметр 55 мм и отжига в течение 1 ч при 1350 °С, что привело к получению в рекристаллизован-ной заготовке зерна со средним размером порядка 40 мкм. Последующее редуцирование диаметра заготовки с 50 до 20 мм выполнялось гидропрессованием при 1000 °С (А, = 6,25, или = 1,83). В процессе гидропрессования в отдельных областях прессовки произошла динамическая рекристаллизация, в результате чего исходная структура материала перед ротационной ковкой стала неоднородной фис. 4.17). Гидропрессованный пруток диаметром 20 мм без промежуточной термообработки был подвергнут ротационной ковке с пятью переходами, параметры которых приведены в табл. 10. [c.182]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...