CC BY
27
-Ф-
ПРОБЛЕМЫ ТЕХНОЛОГИИ. ИННОВАЦИИ _
Научный редактор раздела докт. техн. наук, профессор И.С. Полькин
УДК 620.179
ИССЛЕДОВАНИЕ ЦИКЛИЧЕСКОЙ СКОРОСТИ РОСТА ТРЕЩИН В МАТЕРИАЛАХ ОСНОВНЫХ ДЕТАЛЕЙ АВИАЦИОННЫХ ГТД
С.Д. Потапов, канд. техн. наук, Д.Д. Перепелица
(ФГУП ЦИАМ им. П.И. Баранова, е-mail: potapov_sd@ciam.ru)
Рассмотрена связь между коэффициентами уравнения Пэриса, описывающего зависимость скорости роста усталостных трещин (СРТУ) от амплитуды коэффициента интенсивности напряжений применительно к ряду никелевых и титановых сплавов. Установлено, что для расчетного прогнозирования СРТУ целесообразно использовать специальные образцы с полуэллиптической формой трещины.
Ключевые слова: скорость роста усталостной трещины, сопротивление излому, уравнение Пэриса, фрактография.
Tests for Cyclic Crack Growth Rate in Materials of Critical Aircraft Gas-Turbine Engine Components. S.D. Potapov, D.D. Perepelitsa.
The relation between factors of Paris equation describing fatigue crack growth rate (FCGR)-to-stress intensity coefficient amplitude ratio is discussed with reference to a number of nickel-base and titanium alloys. It has been found that for calculated forecasting of FCGR it is advisable to use special specimens with semi-elliptical shape of cracks.
Key words: fatigue crack growth rate, fracture strength, Paris equation, fractography.
Введение
Разработка методики определения ресурсных показателей основных деталей (ОД) на основе прогнозирования в них скорости роста трещин усталости (СРТУ) [1, 2] потребовала ее (методики) тестирования, которое проводилось путем сопоставления результатов расчетного определения СРТУ по предложенной методике с результатами экспериментального исследования СРТУ в специальных образцах, имитирующих возможные дефекты реальных ОД, а также с результатами исследования СРТУ в натурных ОД [3, 4]. При выполнении тестирования было установлено, что расчетное определение СРТУ плохо сходится с экспериментальными данными в случае использования в качестве коэффициентов уравнения Пэриса (С и т) значений, полученных в результате
испытаний на трещиностойкость стандартных компактных образцов. Несколько лучшее приближение к экспериментальным данным получалось при использовании коэффициентов уравнения Пэриса, принятых по рекомендациям работы [5].
Для устранения причин расхождения между расчетным и экспериментальным определением СРТУ потребовалось решение следующих задач.
1. Разработка методов обработки результатов испытаний на СРТУ, сводящих к минимуму влияние субъективных факторов, привносимых инженером, занимающимся обработкой. К примеру, значения коэффициентов уравнения Пэриса (С и т), определяемые по результатам испытаний стандартных образцов на СРТУ, даже по одним и тем же исходным экспериментальным данным - зависимости
ПРОБЛЕМЫ ТЕХНОЛОГИИ. ИННОВАЦИИ
длины трещины I от числа циклов нагружения Ы, у разных специалистов могут существенно различаться. При этом величина т может отличаться до нескольких раз, а различия в величине С могут составлять несколько порядков.
2. Разработка надежных критериев оценки качества результатов обработки экспериментов по СРТУ (в том числе на основе обобщения опыта и накопления статистических данных), позволяющих судить о достоверности полученных характеристик трещиностойкости. Следует заметить, что ни нормативные документы, регламентирующие порядок проведения испытаний на трещиностойкость [6, 7], ни отраслевые методические материалы [12] не содержат рекомендаций по проверке качества обработки результатов испытаний.
3. Исследование влияния на характеристики трещиностойкости некоторых геометрических особенностей образцов в сочетании с физическими свойствами материалов, исследование стабильности геометрии фронтов в образцах по мере развития трещины и др.
4. Определение принципиальной допустимости использования при расчетном прогнозировании СРТУ в реальных ОД характеристик трещиностойкости, определяемых на основе испытаний стандартных образцов (в частности, наиболее распространенных - компактных со сквозной трещиной). Актуальность данного вопроса, прежде всего, обусловлена отсутствием исследований с прямым сопоставлением экспериментальных характеристик трещиностойкости, получаемых для разных
форм трещин (например, сквозных в стандартных образцах и поверхностных полуэллиптических в ОД).
Из перечисленных задач авторами данной работы ранее было предложено решение первых двух [8, 9] - разработан метод обработки результатов испытаний на СРТУ, позволяющий надежно выделять в кинетической диаграмме (КД) устойчивый участок и в его пределах определять коэффициенты уравнения Пэриса, а также предложены критерии оценки качества обработки результатов испытаний на трещиностойкость. Надежность обработки результатов испытаний на трещиностойкость предложенным методом подтверждается результатами фрактографических исследований [9].
Обобщение результатов испытаний на тре-щиностойкость стандартных образцов, изготовленных из наиболее применяемых для ОД авиационных ГТД материалов, приведено в первом разделе данной статьи. Во втором разделе показаны результаты сравнительных испытаний на СРТУ специальных и стандартных образцов с различными формами трещин, а также результаты их фрактографических исследований, позволяющие, по мнению авторов, ответить на четвертый из поставленных вопросов.
1. Испытания стандартных образцов на СРТУ
Номенклатура проведенных испытаний.
В табл. 1-4 приведены основные данные по образцам, использованным для исследова-
Таблица 1 Сведения о заготовках ОД, использованных для вырезки образцов
Материал Способ получения и диаметр заготовки ОД, мм Поставщики заготовок
Титановые сплавы ВТ8-1 ВТ9 ВТ25У Штамповка, 290, 480, 630 Штамповка, 450 Штамповка, 540 ОАО «ВСМПО-АВИСМА» То же »
Никелевые сплавы ЭП741НП ЭИ698ВД ЭИ437Бу ВХ4Л-ВИ Порошковая металлургия, 320, 600, 620 Поковка, 535 Прокат, 70 Литье, пластина 60 х 60 х 20 ОАО «СМК», ОАО «ВИЛС» ОАО «Русполимет» ОАО «Электросталь» ОАО «НПО «Сатурн»
Жаропрочная сталь ЭП609 Прокат, диаметр 100 ОАО «Электросталь»
-Ф-
ния СРТУ, условиям проведения их испытаний, а также цели и особенности проведения некоторых специальных испытаний.
Образцы испытывали при асимметрии цикла нагружения Я = 0,1. Для исследования влияния частоты нагружения на характеристики трещиностойкости проводили испытания (в том числе и перекрестные) образцов из ВТ8-1 (при 20 и 350 °С) и ЭП741НП (при 20 и 400 °С) с частотами 0,1; 1 и 5 Гц. Исследованиями не выявлено влияния на характеристики трещиностойкости изменения частоты нагру-жения в указанном диапазоне, поэтому большая часть дальнейших испытаний образцов проходила при частоте нагружения 5 Гц.
Таблица 2
Место проведения испытаний образцов
Материал Место проведения испытаний
ВТ8-1 ИПП НАН Украины,
ОАО «НПО «Сатурн»
ВТ9 ОАО «НПО «Сатурн»
ВТ25У ОАО «НПО «Сатурн»
ЭИ698ВД ФГУП «ЦИАМ» (лаборатория 1)
ЭП741НП ФГУП «ЦИАМ» (лаборатория 1, 2),
ОАО «НПО «Сатурн»
ЭИ437Бу ОАО «НПО «Сатурн»
ВХ4Л-ВИ Там же
ЭП609 »
-Ф
Таблица 3
Условия проведения испытаний образцов
Материал
Температура испытаний, °С
ВТ8-1 20 200 300 350 400 450 600-900
ВТ9 250 350 700
ВТ25У 350 450 550 600-700
ЭП741НП 20 350 400 450 550 650 750 700-1200
ЭИ698ВД 20 650 1000-2000
ЭИ437Бу 20 800
ВХ4Л-ВИ 500 550 1000
ЭП609 70 2000
Максимальная нагрузка в цикле, кгс
Ф-
Данные о специальных испытаниях Таблица 4
Материал Геометрия образца, мм Цель проведения испытаний Температура испытаний, °С
ЭП609 ЭП741НП ВХ4Л-ВИ ЭП741НП ЭИ437Бу ЭП741НП 50 х 50 х 25 50 х 50 х 10 50 х 50 х 10 50 х 50 х 10 50 х 50 х 10, с концентраторами на боковых поверхностях вдоль линии продвижения фронта трещины 50 х 50 х 10 Влияние плоского напряженного состояния (ПНС) на боковых поверхностях образца на СТРУ Исследование фронтов распространения трещины Исследование фронтов распространения трещины Исследования СРТУ с асимметрией цикла R = 0,75 Влияние ПНС на боковых поверхностях образца на СТРУ Исследование скорости роста коротких трещин при высоких значениях коэффициентов интенсивности напряжений (КИН) 70 400 500 400 20 400
ПРОБЛЕМЫ ТЕХНОЛОГИИ. ИННОВАЦИИ
Результаты испытаний обрабатывали методом, изложенным в [9]. В результате обработки для каждого испытанного образца получены:
- Ут1п и АКт1п, соответствующие минимальным значениям СРТУ (мкм/цикл) и размаха КИН (кгс • мм-3/2), относящимся к устойчивому участку КД, полученным при испытаниях данного образца. Следует обратить особое внимание на то, что полученные значения Ут1п и АКт|П не характеризуют точку КД, соответствующую границе первого и второго участков, а находятся выше ее;
- ^23 и А К2з - СРТУ и размах КИН, соответствующие верхней границе устойчивого участка (границе между вторым и третьим участками КД);
- коэффициенты уравнения Пэриса С и т, характеризующие СРТУ на устойчивом (втором) участке КД.
Для каждого испытанного образца проводили проверку правильности определения коэффициентов уравнения Пэриса путем сопоставления экспериментальной зависимости I (М) с расчетной, построенной интегрированием уравнения Пэриса (в пределах установленного устойчивого участка) с применением определенных для данного образца коэффициентов С и т. Следует заметить, что полученная при этом разница между расчетной зависимостью 1(М) и экспериментальной не превышает разброса экспериментальных точек.
Для групп образцов, вырезанных из одной заготовки (позднее - нескольких одинаковых заготовок одного производителя) и испытанных при одинаковой температуре предложенным в работе [9] методом, определяли осред-ненные значения характеристик трещино-стойкости.
Зависимость коэффициента уравнения Пэриса C отm. Использование при обработке результатов испытаний на СРТУ метода [9], обеспечивающего определение коэффициентов уравнения Пэриса по экспериментальным данным, гарантированно относящимся к устойчивому участку КД, позволило выявить для исследованных материалов ОД не только качественный характер зависимости коэффициента С от т, но и дать количественные оценки этой зависимости. Следует отметить, что первые известные авторам данной статьи упоми-
нания о наличии корреляционной связи между коэффициентами С и т для конструкционных сталей встречаются в работах [13, 14].
На рис. 1 показаны зависимости величины С от показателя степени т для материалов ОД (см. табл. 1), испытанных при температурах, указанных в табл. 3. Как видно из рис. 1, между коэффициентами уравнения Пэриса для исследованных сплавов в полулогарифмической системе координат существует связь, которая с высокой степенью приближения (коэффициент корреляции Я > 0,99) может приниматься линейной. В работе [11] отмечено, что наличие линейной связи между коэффициентами С и т означает, что на КД имеется фокусная точка (ФТ) - точка, в которой пересекаются прямые, характеризующие устойчивые участки КД. При этом в [11] указывается, что положение ФТ на КД для разных сплавов близко (0,2-0,4 мкм/цикл) и связано с «... точкой перехода от независимой величины шага усталостных бороздок от КИН к началу возрастания шага бороздок и его совпадению с измеренной скоростью». Однако проведенными авторами данной работы исследованиями показано, что определенное на основе зависимостей С(т) (например, см. рис. 1, а, б) положение ФТ для каждого материала индивидуально, а сама ФТ может располагаться как в пределах (для ВТ8-1), так и за пределами (для ЭП741НП) устойчивого участка КД (рис. 2, 3), что исключает связь положения ФТ на КД с точкой перехода от независимой величины шага усталостных бороздок от КИН к началу возрастания шага бороздок и его совпадению с измеренной скоростью. В случае расположения ФТ за пределами устойчивого участка КД через ФТ будут проходить продолжения прямых, характеризующих устойчивый участок КД каждого образца. Кроме того, учитывая, что зависимости С (т), показанные на рис. 1, а, б, получены для образцов, испытанных при разной температуре (см. табл. 3), приведенные на рис. 2, 3 данные позволяют утверждать, что положение ФТ на КД для каждого материала инвариантно температуре испытаний образца.
Из наличия линейной связи между коэффициентами С и т и наличия ФТ в характеристиках СРТУ материалов следует.
-6
-10
о
-12
-14
-16
° Заготовка 0600 мм а Заготовка 0320 мм ° Заготовка 0620 мм
2 3 4 5
Показатель степени т а
-6
-10
О
-12
-14
-16
1 О ЭП741НП Д ВХ4Л-ВИ □ ЭИ437Бу ■ < ЭИ698ВД > ЭП609
□V
2 3 4 5
Показатель степени т в
-7 -7,5 -8 -8,5 § -9 -9,5 -10 -10,5
-11
,5
Л э 1 1 ° Заготовка 0630 мм а Заготовка 0480 мм п Заготовка 0290 мм
к
\
\ \
V
2 2,5 3 3,5
Показатель степени т
-7 -7,5 -8 -8,5
5 -9 -9,5 -10 -10,5 -11
О ВТ8-1 А ВТ9 ■ □ ВТ25У
о*
о
2 2,5 3 3,5
Показатель степени т г
Рис. 1. Зависимость величины от показателя степени m для сплавов ЭП741НП (а), ВТ8-1 (б), никелевых (в) и титановых сплавов (г)
-2,5
-2,7
§
-2,9
-3,1
Фокусная N точка
т = 2 т = 3\
т = 5 ^ т = 4
2,2
2,24
2,28
2,32 2,34 18(Д*)
Рис. 2. Положение фокусной точки для сплава ЭП741НП:
б1/бЫ = УфТ = 1,57 мкм/цикл, АКфТ = 184 кгс/мм3/2
-3,3
-3,4
§
-3,5
"5о
-3,6
-3,7
/6
Фокус ная точка
II 8 1
^^ т = 3,5 1 = 3,0
1,82
1,8
1,9
1,94 1,96 1В(АК)
Рис. 3. Положение фокусной точки для сплава ВТ8-1:
б1/бЫ = ^фТ = 0,3 мкм/цикл, АКфТ = 77 кгс/мм3/2
6
6
4
4
ПРОБЛЕМЫ ТЕХНОЛОГИИ. ИННОВАЦИИ
1. Для двух образцов из одного материала, испытанных в одинаковых условиях, совпадение одного коэффициента уравнения Пэриса без совпадения другого возможно только вследствие погрешности проведения эксперимента или погрешностей обработки его результатов.
2. Среднее значение коэффициентов С и т, определенное по результатам испытаний нескольких образцов, должно обеспечивать прохождение осредненной характеристики СРТУ на КД через ФТ. Поэтому нельзя определять среднее значение по результатам испытаний нескольких образцов через среднее арифметическое т и среднее арифметическое С. Способ осреднения, предложенный в работе [9], обеспечивает выполнение условия прохождения осредненной характеристики СРТУ через ФТ.
3. Осредненную величину Сср для результатов испытаний нескольких образцов можно определять по линейной зависимости С (т) для данного материала через тср - среднее арифметическое т для этих образцов. Однако для осреднения таким способом необходимы надежные статистические данные о зависимости С (т), до накопления которых лучше пользоваться методом, предложенным в работе [9].
4. Для определения консервативных характеристик трещиностойкости материала по результатам испытаний нескольких образцов нельзя смещать КД относительно среднего значения параллельным переносом (как это делается при определении консервативных оценок, например, характеристик малоцикловой усталости). Поскольку допустим только поворот относительно ФТ, нужно, вычислив среднее квадратичное отклонение а и -3а величины т, величину С определить по линейной зависимости С(т).
Зависимость коэффициентов уравнения Пэриса от температуры. Объем проведенных испытаний стандартных образцов на СРТУ в температурном диапазоне, соответствующем рабочему температурному диапазону ОД (см. табл. 3), позволил выявить особенности зависимостей коэффициентов уравнения Пэриса для некоторых из исследованных материалов от температуры испытаний (рис. 4).
5,5 5 4,5 4 3,5 3 2,5 2 1,5
3,5
й «
о С
2,5
□ 18-
о
-о-
3,5
2,5
□ А О Загото] ка 0600 мм жа 0320 мм ка 0620 мм
□ А А Загото] □ Загото]
оо ? О * ГЛ л
5 0 п, О
СВО
о
200 400
Температура, °С
600
800
О Заготовка 0630 мм А Заготовка 0480 мм □ Заготовка 0290 мм
А
А
О
-Ф-
100
200 300 Температура, °С
400
500
о ВТ А ВТ □ ВТ 8-1 9 О
о о с 25У ^ О
)
о 8 ) л ( С А | Ц □ т п □ п
о о } А А А в □ □
о
100 200 300 400 500 Температура, °С
600
Рис. 4. Зависимость показателя степени m от температуры испытаний для сплавов ЭП741НП (а), ВТ8-1 (б) и титановых сплавов (в)
а
4
3
2
0
4
3
2
0
в
-Ф-
-Ф-
ПРОБЛЕМЫ ТЕХНОЛОГИИ. ИННОВАЦИИ
Данные, представленные на рис. 4, показывают, что для ЭП741НП (как для образцов из одной заготовки, так и для образцов из заготовок различных типоразмеров и производителей) имеется четкая (коэффициент корреляции R > 0,9) зависимость коэффициента т, а, следовательно, и С от температуры. Причина столь однозначной зависимости т от температуры для различных типоразмеров и производителей заготовок, по всей видимости, кроется в большой однородности структуры материала в заготовках из порошкового сплава. При этом следует подчеркнуть, что однозначность зависимостей т и С от температуры вовсе не означает одинаковость собственно свойств СРТУ в заготовках разных производителей и типоразмеров.
Для титановых сплавов (см. рис. 4, б, в) зависимость коэффициента т от температуры менее однозначна и, по-видимому, в значительно большей степени, чем для более однородного порошкового никелевого сплава, зависит от структуры материала заготовки. Данные, представленные на рис. 4, б, показывают более слабый и, скорее, противоположный характер зависимости т от температуры для ВТ8-1 по сравнению с ЭП741НП. Следует также отметить, что абсолютные значения коэффициента т при комнатной температуре для никелевого сплава ЭП741НП выше, чем для титановых сплавов.
В дополнение к перечисленным особенностям, связанным с наличием на КД ФТ, следует отметить особенность, вытекающую из наличия на КД ФТ в пределах устойчивого участка (как, например, у ВТ8-1) - инверсию взаимного расположения на КД графиков СРТУ до и после ФТ для образцов, испытанных при разных температурах. Например, для образцов 1 и 2, испытанных при температурах t- и t2 и имеющих СРТУ левее ФТ, например, V-! > V2, правее ФТ будет V- < V2. Указанную особенность необходимо учитывать при определении долговечности ОД, работающих в условиях теплосмен.
Некоторые результаты специальных исследований стандартных образцов. Неудовлетворительная сходимость результатов расчетного моделирования СРТУ с экспериментальными данными при использовании в
расчетах коэффициентов уравнения Пэриса, полученных при испытаниях стандартных образцов, привела к появлению некоторых гипотез (см. п. 3 введения), проверка которых могла бы способствовать выяснению причин полученных различий результатов теоретического моделирования СРТУ с результатами экспериментов.
Гипотеза 1. Наличие в стандартном образце значительно меняющейся, по мере развития трещины, геометрии фронта трещины (глубины туннельного эффекта), приводящей к изменению КИН вдоль фронта по мере продвижения трещины и, как следствие, влияющей на достоверность определения характеристик СРТУ из-за погрешности определения длины трещины по показаниям экс-тензометра и КИН. Проверку гипотезы проводили путем исследования геометрии фронтов развития трещины по мере ее роста на никелевых сплавах ЭП741НП и ВХ4Л-ВИ. Геометрию фронта (три фронта в пределах устойчивого участка) получали за счет изменения температуры образца в процессе испытаний. Проведенные исследования показали (рис. 5, а), что в пределах устойчивого участка развития трещины геометрия фронтов изменяется незначительно, что в итоге свидетельствует об отсутствии существенного влияния указанного фактора на достоверность определения характеристик СРТУ.
Рис. 5. Геометрия фронтов трещины в образце из сплава ЭП741НП (а) и «губы» на его боковой поверхности (б)
Гипотеза 2. Существенная разница в абсолютных значениях длин трещин, соответствующих устойчивому участку КД, для стандартных образцов и для реальных или модельных деталей. Как правило, длина трещины, соответствующая концу устойчивого участка КД, для реальной детали существенно (в 3-5 раз) меньше, чем длина трещины, соответствую-
ПРОБЛЕМЫ ТЕХНОЛОГИИ. ИННОВАЦИИ
щая концу устойчивого участка КД, в стандартном образце. Причина различий - более высокие нагрузки в зонах развития трещин в реальных или модельных деталях по сравнению со стандартными образцами, где за счет невысоких нагрузок при испытаниях на СРТУ стараются получить как можно более длинный устойчивый участок.
Проведение испытаний стандартных образцов из ЭП741НП при высоких (до 1800 кгс) нагрузках (см. табл. 4) позволяет получать значения КИН, соответствующие концу устойчивого участка КД, на длинах трещин, составляющих 2,5-3 мм, что в 3-4 раза короче длин трещин с аналогичными значениями КИН, получаемых при обычно применяемых в испытаниях на СРТУ нагрузках (см. табл. 3). Обработка результатов испытаний с использованием методики [9] не показала отличий в коэффици-
-1,3
2,25
2,35
2,45 ^(ДК)
-1,
о СРТУ по показаниям экстензометра Шаг между бороздками ■ КД устойчивого участка, определенная по методике [9]
Рис. 6. Сопоставление СРТУ в образце из ЭП741НП (температура испытаний400 °С), определенной по показаниям экстензометра и по результатам фрактографическихисследований
Рис. 7. Образец из ЭИ437Бу с продольными проточками (а) и вид его поверхности излома, свидетельствующий об отсутствии «губ» на боковых поверхностях (б)
ентах уравнения Пэриса, полученных на коротких и на обычно получаемых длинах трещин при испытаниях стандартных образцов. С целью подтверждения правильности выделения устойчивого участка на образцах с короткими трещинами проводили фрактографические исследования, позволившие подтвердить достоверность полученных коэффициентов уравнения Пэриса путем сопоставления результатов определения СРТУ по показаниям экстензометра (с использованием методики [9]) и по шагу бороздок на поверхности излома (рис. 6).
Гипотеза 3. Влияние на характеристики трещиностойкости, определяемые при испытаниях компактных образцов, областей с ПНС на боковых поверхностях образцов. Известно [10], что по длине фронта трещины в компактном образце напряженное состояние изменяется от плоскодеформированного (ПДС) в средней части образца (фронта) к ПНС на боковых поверхностях. Следствием этого является образование туннельного эффекта (см. рис. 5, а) и «губ» по обеим боковым поверхностям образца (см. рис. 5, б). Существуют рекомендации [10], позволяющие определять оптимальную толщину образца для проведения испытаний в зависимости от предела текучести его материала.
Степень влияния ПНС на характеристики трещиностойкости оценивали на образцах с различными значениями пластичности и близкими значениями пределов текучести -сплавы ЭП609 и ЭИ437Бу. Образцы из ЭП609 (5 = 12 %; а0,2 = 700 МПа) изготавливали толщиной 10 и 25 мм (что изменяет долю длины фронта трещины, работающего в условиях ПНС), образцы из ЭИ437Бу (5 = 28 %; а0,2 = = 750 МПа) - толщиной 10 мм, но часть образцов имела проточки вдоль боковых поверхностей в виде острого клина, препятствующего возникновению на боковых поверхностях ПНС (рис. 7, а).
Испытания образцов из ЭП609 не выявили влияния толщины образца на характеристики СРТУ, что свидетельствует о достаточности толщины образца 10 мм для материалов с невысокими характеристиками пластичности.
Отсутствие «губ» на боковых поверхностях образцов из ЭИ437Бу с проточками
"Ф
-Ф-
ПРОБЛЕМЫ ТЕХНОЛОГИИ. ИННОВАЦИИ
(см. рис. 7, б) свидетельствует об отсутствии сдвиговых напряжений и соответственно зон с ПНС. Таким образом, фронт трещины по всей его длине развивался в условиях ПДС.
Результаты испытаний пяти образцов из ЭИ437Бу на СРТУ обрабатывали с использованием метода, предложенного в [9], и на основе фрактографических исследований. Как следует из данных, представленных на рис. 8, оба метода дают близкие значения коэффициентов уравнения Пэриса.
Расчетное моделирование СРТУ в компактном образце с использованием коэффициентов С и т, полученных после обработки результатов испытаний стандартных компактных образцов из ЭИ437Бу (рис. 9, кривые 1-3) и стандартных компактных образцов с продольными проточками (рис. 9, кривые 4, 5), показывает, что для стандартных компактных образцов (50 х 50 х 10 мм), изготовленных из материалов с высокой пластичностью, наличие даже небольшой зоны с ПНС (до 5 % от толщины образца в пределах устойчивого участка) может оказывать существенное влияние на характеристики трещиностойкости.
Таким образом, приведенные данные показывают, что ни одна из рассмотренных гипотез не может являться основной причиной упоминавшегося выше расхождения в результатах экспериментального и расчетного определения СРТУ.
2. Сравнительные испытания стандартных и специальных образцов из никелевых сплавов ЭИ437Бу и ЭП741НП
Испытания образцов из ЭИ437Бу. Для
определения влияния формы трещины на характеристики СРТУ из единого прутка проката (см. табл. 1, сплав ЭИ437Бу), изготавливали стандартные компактные образцы (5 шт., на двух из которых выполнены продольные проточки, см. рис. 7, а) и образцы специальные (3 шт., рис. 10, а). Входной контроль механических свойств проката проводили на стандартных образцах, применяемых для исследования кратковременной прочности (4 шт.). Геометрию специальных образцов выбирали из условий получения поверхностной полу-
§ "5о
-2 -2,5 -3 -3,5 -4 -4,5
-2 -2,5
о СРТУ по показаниям экстензометра • Шаг между бороздками — КД устойчивого участка, определенная по методике [9] о
о -У
Уф
2,1 2,3
а
2,5 1В(АК)
§ -3 3 -3,5
-4
-4,5
о О
6 .0°
от?
о СРТУ по показаниям экстензометра • Шаг между бороздками — КД устойчивого участка, определенная по методике [9]
2,1
2,3
2,5 2,7
1В(А£)
Рис. 8. Сопоставление СРТУ в образцах из ЭИ437Бу (температура испытаний 20 °С), определенной по показаниям экстензометра и по результатам фрактографических исследований:
а - стандартный компактный образец; б - стандартный компактный образец с продольными проточками
18000
16000
14000
§ 12000
к10000
8000
6000
4000
2000
0
--- 1 ■ = 2 —-3' ~~ 5
. . 6
. - - 7
V * * , Я « 8
//ш '
V''
6
8 9 10 11 12 Длина трещины, мм
13 14
Рис. 9. Расчетное моделирование СРТУ в стандартном образце при различных значениях коэффициентов уравнения Пэриса для сплава ЭИ437Бу, полученных по результатам испытаний:
1, 2, 3 - стандартные образцы без проточки; 4, 5 -стандартные образцы с проточкой; 6, 7, 8 - специальные образцы
ПРОБЛЕМЫ ТЕХНОЛОГИИ. ИННОВАЦИИ
эллиптической трещины (в отличие от сквозной в стандартном образце) и удобства контроля ее длины в процессе испытаний. Начальный дефект в специальных образцах (от которого в процессе циклического нагруже-ния росла усталостная трещина) располагали вблизи концентратора напряжений (радиусной галтели) - одного из наиболее распространенных концентраторов напряжений в реальных ОД.
Испытания по исследованию СРТУ в специальных образцах проводили при комнатной температуре на установке MTS (рис. 10, б) при пульсирующей растягивающей нагрузке с частотой 2 Гц. Один из трех специальных образцов (образец 2) до начала циклических испытаний на СРТУ подвергали нагружению до номинальных напряжений в его рабочей части а = 800 МПа, превышающих условный предел текучести материала (а0,2 = 750 МПа) с целью исследования влияния предварительного упрочнения материала на СРТУ. Все специальные образцы испытывали при оди-
45
Рис. 10. Общий вид специального образца и начальных дефектов (а) и общий вид установки MTS (б)
Рис. 11. Контроль длины трещины с использованием ЛЮМ1-ОВ (а) и вид усталостной трещины после статического долома специального образца (б):
стрелками указаны направления проведения замера шага между бороздками при фрактографических исследованиях
наковой асимметрии цикла (Я = 0,1) и при максимальной нагрузке, создающей одинаковые номинальные напряжения в его рабочей части а = 650 МПа. Контроль нагрузки, прикладываемой к образцу, наряду с электронной системой установки МТБ, осуществляли по показаниям четырех тензорезисторов, наклеенных на рабочей поверхности образца.
Замер длины трещины в процессе испытаний проводили капиллярным методом ЛЮМ1-ОВ под нагрузкой, равной 10 % от максимальной (рис. 11, а). По окончании испытаний образец доламывали с целью проведения фрактографических исследований и контроля геометрии фронта усталостной трещины. Полученная в результате испытаний специальных образцов полуэллиптическая форма трещины (рис. 11, б) является типичной для ОД ГТД [11].
Поскольку определение длины трещины методом ЛЮМ1 -ОВ может давать существенную погрешность (сопоставление длин трещин, определенных ЛЮМ1-ОВ и измерением после долома образцов, показало, что разница может составлять до 5 %), определение коэффициентов уравнения Пэриса для специальных образцов проводили на основе замера при фрактографических исследованиях шага бороздок на поверхностях излома и расчетного определения КИН с использованием конечно-элементных моделей высокого уровня [3, 4]. Измерения шага между бороздками для всех специальных образцов проводили в направлении I, для образцов 1 и 3 - дополнительно в направлении II (см. рис. 11, б), после чего на основе построения КД вычисляли коэффициенты С и т (рис. 12).
Используя полученные для трех специальных образцов значения коэффициентов уравнения Пэриса, расчетом определены соот-
а
-Ф-
-Ф-
ПРОБЛЕМЫ ТЕХНОЛОГИИ. ИННОВАЦИИ
ветствующие три зависимости /(N) для стандартного компактного образца (см. рис. 9, кривые 6-8). Как следует из взаимного расположения кривых на рис. 9, СРТУ полуэллиптической поверхностной трещины (кривые 6-8) существенно выше, чем СРТУ в компактном образце со сквозной трещиной (кривые 1-3). Проточи в стандартном образце со сквозной формой трещины, препятствующие появлению на его боковых поверхностях зон пласти-
-2,8
§
-3,2
-3,6
-4
-2,8
§
-3,2
-3,6
-2,8
§ 43
"5о
-3,2
-3,6
-4
£ • а_____* о • / ^ 8
о о
в
2,05
2,15
2,25
2,35 1В(АК)
2,05
2,15
2,25
2,35 1В(А£)
о
о а г «
о
2,05
2,15
2,25
2,35 1В(А£)
Рис. 12. КД для специальных образцов, построенные по результатам фрактографических исследований:
а, б, в - специальные образцы 1,2,3 соответственно; О - шаг между бороздками в направлении I; • - шаг между бороздками в направлении II
ческих деформаций, увеличивают СРТУ (кривые 4, 5) по сравнению с СРТУ в стандартном компактном образце (кривые 1-3), но не позволяют получить характеристики трещинос-тойкости, аналогичные получаемым при другой форме трещины (поверхностная полуэллиптическая).
Расположение на рис. 9 кривой 6 по отношению к кривым 7 и 8 показывает, что предварительная пластическая деформация (даже небольшая) оказывает существенное влияние на СРТУ и приводит к снижению скорости развития трещины.
На рис. 13 показана зависимость С (т), построенная по результатам обработки данных испытаний трех стандартных, двух стандартных с боковыми проточками и трех специальных образцов из сплава ЭИ437Бу на СРТУ. Также, как и для сплавов ЭП741НП и ВТ8-1, зависимость линейна в полулогарифмической системе координат. Следует подчеркнуть, что представленная на рис. 13 зависимость едина для коэффициентов уравнения Пэриса, полученных для разных форм трещин. ФТ для сплава ЭИ437Бу (с учетом имеющегося объема данных) располагается на КД с координатами ^фт = 14 мкм/цикл, АКфт = 472 кгс/мм3/2, что значительно выше верхней границы устойчивого участка КД.
-9,5
-10
С
"5о
-10,5
-11
-11,5
О
" □
2,6
2,8 3 3,2 3,4
Показатель степени т
3,6
Рис. 13. Зависимость величины от показателя степени m для стандартных и специальных образцов из сплава ЭИ437Бу:
О - стандартные образцы; □ - стандартные образцы с проточкой; А - специальные образцы
а
в
ПРОБЛЕМЫ ТЕХНОЛОГИИ. ИННОВАЦИИ
-2
-2,5
§ -з
3 -3,5
-4
-4,5
I
•
-----О* 8 £
м § О
1,9
2,1
2,3
2,5 1В(АК)
Рис. 14. Сравнение КД, построенных по результатам фрактографических исследований, стандартных и специальных образцов из ЭИ437Бу:
О - стандартные образцы; • - специальные образцы 1 и 3
Наличие ФТ также хорошо видно из данных, представленных на рис. 14, где приведены КД, построенные по результатам фрактографических исследований, для пяти стандартных и для двух (1 и 3) специальных образцов. Кроме того, взаимное расположение КД на рис. 14 показывает, что СРТУ в стандартных образцах из сплава ЭИ437Бу (в пределах устойчивого участка) существенно ниже, чем в специальных, что не только доказывает влияние формы трещины на характеристики тре-щиностойкости, но и позволяет получить количественные оценки этого влияния.
В дополнение к особенностям, связанным с наличием на КД ФТ, следует отметить еще одну. На основе сопоставления результатов исследований СРТУ в стандартных образцах по показаниям экстензометра и по данным фрак-тографии, выполненных в рамках данной работы и работы [9], установлено, что верхняя граница устойчивого участка КД для приведенных в табл. 1 материалов ОД, испытанных в условиях, указанных в табл. 3, лежит в диапазоне СРТУ ^23 = 1-4 мкм/цикл. Наличие ФТ означает, что для двух образцов с разными формами трещин (например, со сквозной и поверхностной полуэллиптической), испытанных в одинаковых условиях, одному значению №23 на КД будут соответствовать разные значения ЛК23.
Испытания образцов из сплава ЭП741НП. Помимо исследований влияния
на характеристики трещиностойкости сплава ЭП741НП температуры, частоты нагруже-ния, типоразмера заготовок и других, проведенных на стандартных компактных образцах (см. раздел 1), были выполнены фрактогра-фические исследования стандартных образцов после их испытаний с целью построения устойчивого участка КД по шагу бороздок, сопоставления его с устойчивым участком КД, полученным методом, изложенным в [9], и изучения морфологии поверхностей разрушения.
Данные фрактографических исследований стандартных образцов из сплава ЭП741НП, испытанных при температуре 20 °С, показывают, что построение устойчивого участка КД по шагу бороздок практически невозможно из-за особенностей морфологии поверхности разрушения образцов при комнатной температуре испытаний (рис. 15).
Фрактографические исследования морфологии поверхностей разрушения стандартных образцов, испытанных при повышенных температурах (400 °С и выше), показали, что поверхность излома образцов в пределах устойчивого участка имеет четко выраженный бороздчатый рельеф, позволяющий определить коэффициенты уравнения Пэриса на основе измерения шага между бороздками (см. рис. 6). Для образцов, испытанных при повышенной температуре, полученные по показаниям экстензометра и по результатам фрактографи-
2,4 !Е(АК)
х2500
Рис. 15. СРТУ в образце из сплава ЭП741НП и вид поверхности излома на устойчивом участке КД при разной длине трещины:
О - СРТУ по показаниям экстензометра; — КД устойчивого участка, определенная по методике [9]
-Ф-
ческих исследовании характеристики устойчивых участков КД совпадают (см. рис. 6).
Результаты определения СРТУ в специальных образцах из ЭП741НП с полуэллиптическими поверхностными трещинами приведены в работах [3, 4]. В качестве примера на рис. 16 показаны фронты развития трещины в специальном образце, испытанном при комнатной температуре [3]. На рис. 17 для указанного образца приведено сопоставление экспериментальной и расчетных значений СРТУ (в направлении толщины образца). Из приведенных данных следует, что ошибка расчетного определения числа циклов, необходимого для достижения глубины трещины 4,7 мм, по сравнению с экспериментом (5000 циклов) составляет:
- 100 % при использовании для расчетного моделирования СРТУ коэффициентов уравнения Пэриса, полученных в результате испытаний стандартных образцов (m = 5,07, C = 5,052- 10-15);
- 20 % при использовании для расчетного моделирования СРТУ коэффициентов уравнения Пэриса, определенных по рекомендациям работы [5] (m = 2, C = 10/E2 = 2,865 • 10-8, где E - модуль упругости).
Как видно, погрешность расчетного определения числа циклов при использовании коэффициентов уравнения Пэриса, определенных по данным испытаний стандартных образцов и по рекомендациям работы [5], недопустимо велика и не является консервативной.
Поскольку для образцов из сплава ЭП741НП, испытанных при комнатной температуре, погрешность определения шага между бороздками высока из-за особенностей структуры поверхности излома, то получение коэффициентов C и m для специального образца из сплава ЭП741НП (рис. 16) по результатам фрактографических исследований с приемлемой точностью не возможно. Поэтому для определения коэффициентов уравнения Пэриса, позволяющих получить наиболее точное приближение расчетной СРТУ к экспериментальной, использована линейная зависимость C (m) для сплава ЭП741НП, приведенная на рис. 1. Из рис. 17 следует, что практически полное совпадение экспериментальной
СРТУ с расчетной получено при т = 2,8 и С = 7,078 • 10-10. Аналогичные результаты получены и для других специальных образцов из сплава ЭП741НП с поверхностными полуэллиптическими трещинами, рассмотренных в работах [3, 4].
057 мм
Рис. 16. Долом специального образца из сплава ЭП741НП по плоскости развития усталостной трещины (вверху). Линии фронтов развития усталостной трещины (внизу) и соответствующее им число циклов нагружения образца
14000 12000
я и
о Ц
о
я
10000 8000 6000 4000 2000 0
1
2
Эксперим ент
1
2 3 4
Глубина трещины, мм
Рис. 17. Сопоставление экспериментальной СРТУ
в специальном образце из сплава ЭП741НП с расчетными значениями СРТУ, определенными для коэффициентов уравнения Пэриса:
1 - по результатам испытаний стандартных образцов;
2 - по рекомендациям работы [5];
3 - по зависимости величины 1д(С) от показателя степени т, изображенной на рис. 1
5
ПРОБЛЕМЫ ТЕХНОЛОГИИ. ИННОВАЦИИ
Таким образом, для материала ЭП741НП значения коэффициентов С и т, полученные при испытаниях на СРТУ образцов с полуэллиптическими трещинами (также, как и для материала ЭИ437Бу), существенно отличаются от определенных при испытаниях стандартных компактных образцов со сквозными трещинами.
Выводы
1. Проведены испытания (в том числе и перекрестные) стандартных компактных образцов на СРТУ из материалов, применяемых для изготовления большинства ОД авиационных ГТД в отечественном двигателестроении. Испытания проведены в диапазонах температур, соответствующих рабочим диапазонам температур ОД, изготавливаемых из данных материалов. С использованием предложенного ранее метода проведена обработка результатов испытаний с целью выделения устойчивого участка для каждого образца и определения в его пределах характеристик трещиностойкости.
2. Установлено, что для никелевых сплавов (ЭП741НП, ЭИ698ВД, ВХ4Л-ВИ) с ростом температуры испытаний происходит уменьшение величины показателя степени т (рост величины коэффициента С), в то время, как для титановых сплавов (ВТ8-1, ВТ9, ВТ25У) связь показателя степени т (коэффициента С) с температурой менее однозначна и, по-видимому, в значительной степени зависит от структуры материала заготовки.
3. Установлено, что положение ФТ для каждого из исследованных материалов ОД инва-
риантно форме трещины и температуре испытаний.
4. Установлено, что ФТ может располагаться за пределами устойчивого участка КД (сплавы на никелевой основе). В этом случае через ФТ будут проходить продолжения прямых, характеризующих устойчивый участок КД каждого образца.
5. Для исследованных материалов определены значения скорости №фт и размахов КИН ЛКфт, соответствующие положениям ФТ на КД.
6. Наличие ФТ на КД для данного материала определяет правила осреднения характеристик трещиностойкости, а также правила определения статистических характеристик с учетом дисперсии свойств.
7. Сравнительные испытания на СРТУ стандартных компактных образцов (со сквозной трещиной) и специальных образцов (с полуэллиптическими поверхностными трещинами) показали, что форма трещины оказывает существенное влияние на характеристики трещиностойкости. Для никелевых сплавов (ЭП741НП, ЭИ437Бу) переход от сквозной к полуэллиптической трещине приводит к снижению показателя степени т и увеличению коэффициента С. Сделаны количественные оценки влияния формы трещины на характеристики СРТУ.
8. Полученные результаты свидетельствуют о необходимости, при установлении ресурсных показателей ОД с учетом возможного наличия в них дефектов, обязательной классификации форм трещин и исследования характеристик трещиностойкости для каждой формы трещины.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Потапов С.Д., Перепелица Д.Д. Определение ресурсных показателей основных деталей авиационных двигателей на основе методики оценки остаточной долговечности // Двигатель. 2010. № 5. С.28-29.
2. Потапов С.Д., Перепелица Д.Д. Методика оценки остаточной долговечности ОД двигателя с учетом дефектов, не выявляемых применяемыми методами неразрушающего контроля // В сб.: Основные результаты научно-технической деятельности ЦИАМ (2009-2010) / Под общ. ред. Скибина В.А., Солонина В.И., Гуревича О.С. - М.: ЦИАМ, 2010. С. 511-514.
3. Потапов С.Д., Перепелица Д.Д. Расчетное и экспериментальное исследование скорости роста трещин в образцах из никелевого сплава при простых и сложных циклах нагружения // Вестник УГАТУ. 2011. Т. 15. № 1 (41). С. 64-66.
4. Потапов С.Д., Перепелица Д.Д. Опыт использования программы DARWIN для оценки скорости роста трещин в основных деталях авиационных двигателей // Вестник УГАТУ. 2011. Т. 15. № 1 (41). С. 60-63.
5. Туманов Н.В., Лаврентьева М.А., Черкасова С.А. Реконструкция и прогнозирование развития усталостных трещин в дисках авиационных
-Ф-
ГТД // Конверсия в машиностроении. 2005. № 4-5. С.98-106.
6. ОСТ 1 92127-90. Металлы. Метод определения скорости роста усталостных трещин при испытаниях с постоянной амплитудой нагружения. - М., 1990.
7. E 647-00 Standard Test Method for Measurement of Fatigue Crack Growth Rates.
8. Потапов С.Д., Перепелица Д.Д. Способ обработки результатов испытаний образцов на трещи-ностойкость с целью определения коэффициентов уравнения Пэриса // Вестник МАИ. 2010. Т. 17. № 6. С. 49-54.
9. Потапов С.Д., Перепелица Д.Д. Способ обработки результатов испытаний образцов на скорость роста трещины при постоянной амплитуде нагружения // Вестник МАИ. 2012. Т. 19. №6. С.94-100.
10. Пестриков В.М., Морозов Е.М. Механика разрушения твердых тел. М.: Профессия, 2002. 300 с.
11. Шанявский А.А. Безопасное усталостное разрушение элементов авиаконструкций. - Уфа: Монография, 2003. - 804 с.
12. Механика катастроф. Определение характеристик трещиностойкости конструкционных материалов. Методические рекомендации // Под общ. ред. Фролова К.В. - М.: Международный институт безопасности сложных технических систем, 1995. - 360 с.
13. Ярема С.Я. Методология определения характеристик сопротивления развитию трещин (трещиностойкости) материалов при циклическом нагружении // Физико-химическая механика материалов. 1981. № 100. С.100-110.
14. Ярема С.Я. О корреляции параметров уравнения Пэриса и характеристиках циклической трещи-носойкости материалов // Проблемы прочности. 1981. № 9. С. 20-28.
-Ф-
-Ф-
