CC BY
20
_ МЕТАЛЛУРГИЯ ГРАНУЛ. _
КОМПОЗИЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ
Научный редактор раздела докт. техн. наук, профессор Г.С. Гарибов
УДК 621.762:669.24
DOI: 10.24412/0321-4664-2023-1-33-49
О ЧУВСТВИТЕЛЬНОСТИ К НАДРЕЗУ ДИСКОВЫХ ГРАНУЛИРУЕМЫХ ЖАРОПРОЧНЫХ НИКЕЛЕВЫХ СПЛАВОВ
Леонид Борисович Бер, докт. техн. наук, Алексей Михайлович Казберович, канд. техн. наук
ОАО «Всероссийский институт легких сплавов», Москва, Россия, e-mail: aleksey_kazberovich@oaovils.ru
Аннотация. В статье проанализированы литературные данные и собственные результаты испытаний на длительную прочность дисков, изготовленных из различных гранулированных жаропрочных никелевых сплавов. Изучены изменения микроструктуры заготовок дисков в исходном состоянии и после разрушения. Сделан вывод о том, что в данном случае общепринятые представления о влиянии надреза как концентратора напряжений на долговечность образцов являются спорными. По мнению авторов, расчет максимального растягивающего напряжения в устье надреза в приближении теории упругости однородной изотропной среды справедлив только для самого начала испытаний образцов с надрезом на длительную прочность. В ходе испытаний в устье надреза происходит либо рост зернограничных микротрещин размером 1-5 мкм и их слияние в магистральную трещину с разрушением образца, либо фронт трещины в устье надреза «притупляется» и разрушения не происходит. Долговечность гладких образцов и образцов с надрезом в процессе испытаний на длительную прочность определяется разнообразными атомными механизмами разрушения, которые зависят как от микроструктуры и химического состава границы зерен и приграничной зоны, так и от условий испытания (температуры и номинального растягивающего напряжения). В случае технологии прямого ГИП определяющее влияние на долговечность и гладких образцов, и образцов с надрезом при испытаниях на длительную прочность оказывают технологические режимы изготовления дисковых заготовок, режимы ГИП и режимы термической обработки.
Ключевые слова: гранулированные жаропрочные никелевые сплавы; концентратор напряжения; испытания на длительную прочность; чувствительность и нечувствительность к надрезу; закалка и старение дисковых заготовок; размеры частиц у'-фазы
About the Notch Sensitivity of the Disk Granulated Ni-Based Superalloys.
Dr. of Sci. (Eng.) Leonid B. Ber, Cand. of Sci. (Eng.) Aleksey M. Kazberovich
All-Russian Institute of Light Alloys Stock, Moscow, Russia, e-mail: aleksey_kazberovich@oaovils.ru
Abstract. The article analyzes the literature data and our own results of creep rupture tests of the disks material made from various granulated nickel superalloys. Changes in the microstructure of disk blanks in the initial state and after fracture have been studied. It is concluded that in this case, the generally accepted ideas about the effect of the notch, as a stress concentrator, on the lifetime of samples are debatable. By the author's opinion, the maximum tensile stress calculated according to the theory of elas-
ticity of a homogeneous isotropic medium at the notch tip operates only at the very beginning of the tests. Further, at the tip of notch, either the growth of existing micro-cracks of 1-5 microns in size occurs before they incorporate into the dominant crack, or the «blunting» of the crack front at tip of notch occurs. The lifetime of samples during such tests is determined by various atomic mechanisms of fracture, depending on the microstructure and chemical composition of the grain boundary itself and the grain boundary area, as well as on the test conditions (test temperature, and nominal tensile stress). In the case of the «direct» HIP technology, the determining influence on the lifetime of smooth samples and of the notched samples during creep rupture tests is provided by the technological regimes of disc blanks manufacturing, regimes of HIP and heat treatment regimes.
Key words: granulated nickel superalloys; stress concentration; creep rupture tests; sensitivity and insensitivity to notch; quenching and aging of disk blanks; particle sizes of the y'-phase
Введение
Разработчики технологии производства заготовок дисков и валов авиационных газотурбинных двигателей (ГТД) из жаропрочных никелевых сплавов (ЖНС) методом металлургии гранул одним из важных преимуществ такого материала в сравнении с материалом дисков, получаемых по традиционной технологии деформации слитка, считали более высокую нечувствительность материала дисков из гранулируемых сплавов к надрезу [1-3].
Цели настоящей статьи:
1. Обсудить критерии, на основе которых материал дисков по результатам испытаний гладких и надрезанных образцов на длительную прочность считается нечувствительным к надрезу;
2. Рассмотреть экспериментальные данные о результатах испытаний на длительную прочность различных гранулируемых дисковых ЖНС двух типов образцов: гладких и с надрезом. Сравнить микроструктуру и изломы этих образцов. Оценить с позиций физики разрушения, почему такие материалы оказываются чувствительными или нечувствительными к надрезу.
3. На основе этих данных обсудить, корректно ли использовать теорию упругости однородной изотропной среды для оценки напряжений в устье надреза в случае испытаний на длительную прочность дисковых ЖНС при стандартных для них температурах Т и напряжениях а.
4. Поставить дискуссионный вопрос о значимости критерия чувствительности к надрезу при испытаниях на длительную прочность для выбора ЖНС в качестве материала для дисков
компрессоров высокого давления (КВД) и турбин высокого давления (ТВД) и оценки его с точки зрения назначенного ресурса деталей ГТД.
В конструкциях ГТД лопатки крепятся в дисках соединениями типа «ласточкин хвост» (рис. 1) или «елочные пазы с мелкими зубьями» [4]. В полотне диска имеются отверстия (см. рис. 1). В таких участках материал диска работает в условиях концентрации напряжений - сгущения силовых линий поля напряжений. Определение длительной прочности образца с кольцевым У-образным надрезом имитирует работу материала в условиях концентрации напряжений. Этот вид испытаний является неотъемлемой частью технических условий (ТУ), а положительные результаты испытаний образцов с надрезом на длительную прочность являются необходимыми для решения о годности заготовки диска.
Рис. 1. Фрагмент диска с лопатками, скрепленными с диском соединением типа «ласточкин хвост»
Для повышения надежности диска материал диска относят к материалам первой группы контроля, к которым предъявляют самые высокие требования. Образцы для контрольных испытаний вырезают из технологического припуска каждой заготовки. Дополнительно проводят всесторонние испытания заготовок для оценки уровня механических характеристик материала в объеме, не контролируемом при контрольных испытаниях. Всесторонние испытания проводят, как правило, на одной заготовке от партии.
Контрольные испытания включают:
- определение механических характеристик при комнатной и рабочих температурах;
- анализ характера излома образцов, испытанных на KCU (определение ударной вязкости образца с и-образным надрезом при комнатной температуре);
- анализ микроструктуры на механически полированных шлифах, приготовленных на поверхности образцов после испытаний на KCU, испытаний для определения длительной прочности и сопротивления малоцикловой усталости (МЦУ) материала.
В случае всесторонних испытаний изучают макроструктуру в сечении заготовки и определяют механические характеристики при комнатной и рабочих температурах (650 или 750 °С). Образцы для испытаний располагают в различных направлениях по всему объему заготовки.
Предметом данной статьи являются результаты определения длительной прочности гладких цилиндрических образцов и образцов с круговым У-образным надрезом (рис. 2, 3), которые подвергают растяжению при одинаковых температурах (Т = 650 и 750 °С) и постоянно действующего номинального растягивающего напряжения (а = 600-1100 МПа). Как правило, материал диска при заданных Т и а должен иметь одинаковую долговечность (обычно 50 или 100 ч) гладких образцов тгл и образцов с надрезом тн.
Диски ГТД работают в условиях высоких циклических напряжений*. В зонах концентра-
* Этот и следующий абзацы написаны на основе материалов, предоставленных заместителем генерального директора ФГУП ЦИАМ, директором исследовательского центра «Динамика, прочность, надежность» докт. техн. наук, профессором Ю.А. Ножницким.
Рис. 2. Цилиндрический образец (гладкий) 05 ± 0,02 мм из жаропрочного никелевого сплава для испытаний на длительную прочность
Рис. 3. Цилиндрический образец с надрезом
из жаропрочного никелевого сплава для испытаний на длительную прочность, 05 ± 0,02 мм в устье надреза (ГОСТ 2789-73)
ции локальное напряжение достигает величины предела текучести и начинается пластическая деформация, из-за которой происходит разрушение. Поэтому основным повреждающим фактором в процессе эксплуатации дисков является малоцикловая усталость (МЦУ). Во все действующие технические условия на поставку заготовок дисков и валов из гранулируемых никелевых сплавов, как и в программу всесторонних исследований, включена обязательная проверка сопротивления МЦУ. Рассмотрим несколько важных обстоятельств, относящихся к истории вопроса. Проверка влияния надреза (концентратора напряжений) при испытании на длительную прочность была введена с целью определить, достаточна ли пластичность материала, чтобы предотвратить образование трещин. Поэтому определение длительной прочности образцов с надрезом было включено в нормативную техническую документацию. Это было сделано с учетом возможного содержания в материале твердых (прежде всего керамических) включений и их влияния на сопротивление МЦУ критических деталей двигателя. Кроме того, в процессе длительной эксплуатации двигателя было обнаружено охрупчивание материала диска, приводящее к снижению тгл и тн и существенно увеличивающее разброс значений тгл и тн. Была внедрена восстановительная тер-
мическая обработка, а в дальнейшем - замена материала этих дисков.
Испытания на МЦУ лучше, чем испытания на длительную прочность, имитируют условия работы материала диска, так как в процессе работы материал диска подвергается усталостным нагрузкам. В соответствии с техническими условиями их проводят, как правило, на гладких образцах. Но согласно ГОСТ 25.502-79 усталостные испытания можно проводить и на образцах с концентраторами напряжений. Параметры испытаний на сопротивление МЦУ (Т и ан) примерно такие же по величине, как и при испытаниях на длительную прочность. Сравнивая усталостную долговечность гладких образцов и образцов с концентратором напряжения можно так же, как и при испытаниях на длительную прочность, оценить чувствительность материала сплава к надрезу.
Для назначения ресурса деталей ГТД дополнительно находят характеристики так называемой конструкционной прочности материала. Их определяют в большем объеме по сравнению с объемом характеристик, определяемых при серийных контрольных и всесторонних испытаниях, соответствующих требованиям технических условий (ТУ).
Поскольку гладкие образцы и образцы с надрезом для определения длительной прочности расположены в одних и тех же сечениях заготовок, появляется возможность сравнить эти характеристики и найти коэффициент чувствительности материала дисков к надрезу. В процессе испытаний на длительную прочность гладкого цилиндрического образца (см. рис. 2) материал рабочей части диаметром 5 мм при температуре испытаний Т находится под действием постоянного номинального растягивающего напряжения а. При испытании в тех же условиях образца с круговым У-образным надрезом максимальное растягивающее напряжение возникает в устье надреза, перпендикулярного этой оси. Согласно ОСТ1 90294-80 цилиндрический образец с надрезом в виде кольцевой выточки У-об-разного профиля (см. рис. 3) имеет в устье надреза тот же самый диаметр, т.е. материал гладких образцов и образцов с надрезом находится под действием одинакового номинального растягивающего напряжения а. Теоретиче-
ский коэффициент концентрации напряжений а, рассчитанный исходя из допущений теории упругости однородной изотропной среды [5, 6], рассчитывают как отношение максимального напряжения в устье надреза к номинальному
В
напряжению
К' — атах
С7и
случае надреза,
форма и размеры которого соответствуют ГОСТ 10145, К а равен 3,8. Здесь атах - максимальное расчетное напряжение в устье надреза, которое значительно (в 3,8 раза) превышает номинальное напряжение а. Величина К'а — 3,8 получена по формуле I а
К а — 1 + 2|—. Здесь а - глубина надреза, р -\Р
радиус в устье надреза [7]. Подчеркнем, что этот расчет справедлив, если в условиях испытаний на длительную прочность материал работает в упругой области, т.е. при напряжениях, более низких, чем предел текучести с минимальной остаточной пластической деформацией (-0,005 %).
По ОСТ1 90294-80 прочностной коэффи-
циент концентрации напряжений К'а—-
а
т(н)
ат(гл)
определяется как отношение среднего значения предела длительной прочности образцов с надрезом а[(н) к среднему значению предела длительной прочности гладких образцов а[(гл). Материал нечувствителен к надрезу при К'а < 1 и чувствителен к надрезу при К 'а> 1.
Чувствительность материалов к надрезу при контрольных и всесторонних испытаниях серийных дисков оценивают по результатам определения длительной прочности при рабочих температурах и напряжениях. Образцы на длительную прочность должны иметь долговечность т, заданную ТУ, после чего испытания обычно прекращают. В этом случае оценить чувствителен или нечувствителен материал к надрезу нельзя. Такая возможность появляется только, если испытания на длительную прочность проводить до разрушения образцов. Тогда по известным критериям, рассмотренным в разделе 1 настоящей статьи, удается оценить чувствительность к надрезу исследуемого материала.
Высокая чувствительность к надрезу - синоним хрупкости, которую для материала дисков ТРД, работающих в полете при неоднородных по объему заготовки высоких радиальных и
тангенциальных растягивающих напряжениях в большом температурном диапазоне, стремятся исключить. Но ни в одном из известных нам ТУ на поставку заготовок дисков материал серийных заготовок дисков из ЖНС никаких ограничений по чувствительности к надрезу, рассчитанной по результатам испытаний на длительную прочность, ни у нас, ни за рубежом нет [8, 9]. Обязательным является только выполнение требований ТУ при испытаниях материала диска на длительную прочность и для гладких образцов, и для образцов с надрезом. Такой результат испытаний в значительной степени гарантирует надежность работы материала диска в условиях эксплуатации.
1. Критерии чувствительности к надрезу
В работах [1-3] коэффициент чувствительности к надрезу вычисляли как отношение долговечностей тн к тгл при испытаниях на длительную прочность при одинаковых условиях испытаний (временной критерий чувствительности к надрезу):
Если К'=
-Мн) Чгл)
< 1, материал чувствите-
К =
тгл
(1)
Если K > 1, в работах [1-3] и во многих других исследованиях материал считают нечувствительным к надрезу, потому что он как бы не чувствует, что в устье надреза, перпендикулярного оси растяжения образца, на него действует более высокое осевое растягивающее напряжение, чем при растяжении гладкого образца, и поэтому не разрушается. Если K < 1, материал считают чувствительным к надрезу.
Вообще говоря, оценка чувствительности к надрезу по формуле (1) не совсем корректна. Понятие «длительная прочность материала», как и понятие «прочность материала», характеризуется не долговечностью, а напряжением, действующим на образец в процессе испытаний. Для одноосного растяжения со времен Галилея напряжение вычисляют как
отношение нагрузки P к площади поперечно-
р
го сечения образца F, а = [5]. Поэтому, как
показано во Введении, правильной является оценка чувствительности к надрезу прочностным коэффициентом К'а.
лен, при К 'а> 1 - нечувствителен к надрезу. (2)
Из (2) следует, что сплав нечувствителен к надрезу, если при испытаниях на длительную прочность образца с надрезом, несмотря на более высокое осевое растягивающее напряжение в устье поперечного надреза, образец с надрезом имеет более высокую долговечность по сравнению с гладким образцом. Временной критерий чувствительности к надрезу по формуле (1) и прочностной критерий чувствительности к надрезу по формуле (2) по знаку, как правило, совпадают, т.е. испытания на одном материале одинаково показывают, что материал или чувствителен, или нечувствителен к надрезу.
2. Длительная прочность гладких
образцов и образцов с надрезом различных дисковых ЖНС
В первых отечественных работах [1-3] по оценке комплекса механических характеристик дисковых ЖНС чувствительность и нечувствительность дискового сплава к надрезу определяли по временному коэффициенту чувствительности к надрезу по формуле (1). Изучали гранулируемые сплавы ЭП741П и ЭП741НП. Отметим, что с тех пор из универсального дискового гранулируемого сплава ЭП741НП изготовлены десятки тысяч дисков и валов ГТД с безаварийной суммарной наработкой в несколько миллионов часов.
Коэффициент чувствительности к надрезу зависит как от технологического маршрута получения дисковой заготовки (т.е. от создаваемой этим маршрутом микроструктуры сплава), так и от условий испытаний на длительную прочность, в частности от температуры испытаний. В работе [2] изучали влияние технологии ГИП на временной коэффициент чувствительности к надрезу гранулируемого сплава ЭП741П при испытаниях на длительную прочность при Т = 750 °С и а = 588 МПа. После ГИП проводили следующую термическую обработку: выдержка в воздушной печи 8 ч при 1200 °С (обработка на у-твердый раствор). Затем заготовки медленно охлаждали вместе
с печью до 600 °С, нагревали до 1130 °С, 4 ч и охлаждали на воздухе. После этого проводили старение при 870 °С, 32 ч. После такой разу-прочняющей термической обработки в микроструктуре термически обработанных заготовок наблюдали большое количество сравнительно крупных частиц у'-фазы субмикронных и микронных размеров. Особенно крупными были пластины у'-фазы на границах у-зерен. Значения тгл менялись в диапазоне 193-307 ч, а тн - в диапазоне 187-368 ч. Величина К незакономерно менялась в диапазоне 0,73-1,54, т.е. из 10 изученных режимов ГИП в четырех случаях К была меньше 1 (чувствительность к надрезу), а в шести случаях больше 1 (нечувствительность к надрезу).
В работе [10] проведены фрактографиче-ские исследования дисков и валов из гранулируемых сплавов ЭП741П и ЭП741НП после ГИП и такого же разупрочняющего режима термической обработки, как и в работе [2] (исходное состояние). Использовали два режима старения 800 °С, 32 ч или 870 °С, 32 ч (исходные состояния). Испытания на длительную прочность гладких образцов и образцов с надрезом проводили при температуре 750 °С и напряжении а = 588 МПа. В образцах, разрушенных в результате испытаний, магистральные трещины, как правило, зарождались вблизи края образца и распространялись только по границам зерен. Случаи низкой долговечности чаще всего были вызваны дефектами структуры, возникавшими из-за нарушения технологического регламента производства заготовок. Такими дефектами в работе [10] являлись: межгранульная пористость, вызванная разгерметизацией капсул в процессе ГИП; окисление исходных гранул; сетка исходных границ гранул (поверхность исходных гранул была покрыта карбидами, препятствующими консолидации материала заготовки в процессе ГИП). Преждевременное разрушение диагностировалось по более слабому, чем у годных образцов, окислению излома.
В работе [11] 1980 г. изучали гранулируемый сплав 1Ы 100 состава (% мас.): 12,3Сг, 17,9Со, 3,3Мо, 5,0А1, 4,3П, 1,7ЫЬ, 0,74ИГ, 0,018В, 0,06гг, 0,025С, 54,7Ы1. Материал для исследования получали по технологии прямого ГИП без последующей деформации. Гранулы просеивали через сетку 80 меш, под-
вергали ГИП, компакт нагревали и давали выдержку для обработки на твердый раствор при 1120 °С (в двухфазной области). После этого заготовки охлаждали (закаливали) либо на воздухе (ОВ), либо в масле (ОМ). Старение закаленных образцов проводили до достижения максимальной прочности при 760 °С.
Исследования микроструктуры показали:
1) после ОМ и старения (далее в этом абзаце слово «старение» опускаем, имея в виду, что после ОМ и ОВ всегда проводили старение) частицы у'-фазы в объеме зерен были мельче, чем после ОВ;
2) границы зерен после ОМ были почти прямыми и свободными от частиц у'-фазы, а после ОВ на границах зерен наблюдалось значительное количество частиц у'-фазы.
Материал при комнатной температуре имел после ОМ а0,2 = 1100 МПа, 5 = 18 %, а после ОВ - а0,2 = 980 МПа, 5 = 24 % (прочность ниже, пластичность выше). После ОМ материал показал более низкую скорость ползучести и более низкую ударную вязкость разрушения, чем после ОВ.
Некоторые результаты испытаний на длительную прочность из работы [11] представлены на рис. 4-6. Видно, что при одинаковой Т (704 °С) (см. рис. 4) и при одинаковом а (690 МПа) (рис. 5) тгл > тн и ан > агл, т.е. материал и по временному, и по прочностному крите-
Напряжение, МПа
Рис. 4. Влияние ан на тгл и тн при испытаниях на длительную прочность, Т = 704 °С [11]:
О - гладкие образцы; А - образцы с надрезом
рию является чувствительным к надрезу. При близких по величине значениях тгл образцов ОВ и ОМ в случае образцов ОМ значения тн при Т = 704 °С и а = 690 МПа на порядок меньше, чем тн у образцов ОВ (см. рис. 4). При Т = 704 °С и а = 690 МПа тн образцов ОВ с крупными частицами у'-фазы равна ~ 100 ч, а тн образцов ОМ с мелкими частицами у'-фазы ~ 15 ч
ю
Рн
о
10 -
ю1
10"
10
1
1 \
\
\
\
\
\ОВ
\ом
-
650
700 750
Температура, °С
800
Рис. 5. Влияние температуры на тн при испытаниях на длительную прочность, стн = 690 МПа [11]
500
Напряжение, МПа
Рис. 6. Влияние температурного маршрута нагружения образцов ОВ на долговечность образцов с надрезом, Т = 704 °С, стн = 690 МПа
(см. рис. 5). На рис. 6 видно, что при Т = 704 °С тн у образцов ОВ имеется критическое значение номинального растягивающего напряжения а (-500 МПа). При а < 500 МПа величина тн не зависит от а и равна - 160 ч, а при а > 500 МПа величина тн падает до 3 ч.
В [11] обнаружено чрезвычайно сильное влияние среды, в которой проводили испытания образцов с надрезом на длительную прочность (Т = 704 °С и а = 690 МПа). При испытании на воздухе долговечность составила 2,1 и 2,3 ч, а в вакууме (10-5 торр, - 10-4 МПа) образцы не разрушились при выдержках 178,5 ч и 559 ч (тн увеличилась - в 90 и - в 300 раз). Чтобы исключить разрушение на ранней стадии испытаний на длительную прочность, оказалось достаточным всего 6 ч. выдержки в вакууме. После этого выдержка под напряжением на воздухе в течение 104,5 ч не вызвала разрушения. По-видимому, в случае испытаний на воздухе в устье надреза из-за увеличенных растягивающих напряжений на ранней стадии испытаний возникает трещина, а между ее берегами образуются оксиды. Они раздвигают берега трещины, т.е. действуют в том же направлении, что и номинальное растягивающее напряжение (рис. 7). Фракто-графические исследования [11] показали, что
Устье
трещины ОI О О О О О О О О О О О О О оскб
Кислород
. Граница зерна
^оооо |§оооо
б
Рис. 7. Образование оксидов на границах зерен (а) и схема возникновения микротрещин на границах зерен под действием растягивающих напряжений (б) [11]
в процессе испытаний в вакууме в образце ОВ после 65,5 ч, а в образце ОМ после 111 ч имеются поры и зернограничные микротрещины длиной 5-10 мкм. Но поскольку в случае испытания в вакууме оксиды внутри трещины не образуются, длина микротрещин остается ниже критической длины, магистральная трещина не возникает, образец не разрушается.
3. Механизмы разрушения материала дисков из ЖНС при испытаниях на длительную прочность гладких образцов и образцов с надрезом
Разрушением в общем случае называется нарушение сплошности материала, вызванное распространением в нем магистральной трещины [6]. Н.Н. Давиденков в 1936 г. впервые разделил процессы разрушения по их кинематике: при «отрыве» берега трещины расходятся по нормали к ее плоскости, при «срезе» берега трещины взаимно смещаются вдоль этой плоскости [6]. В случае растяжения гладких цилиндрических образцов из дисковых ЖНС плоскость излома всегда примерно перпендикулярна оси растяжения, т.е. происходит «отрыв». Это является признаком сравнительно низкой пластичности (хрупкости) таких материалов в условиях испытаний, если их проводят при промежуточных температурах (550-750 °С), соответствующих условиям работы материала диска.
В монографии [12] обобщены исследования микроструктуры образцов из ЖНС после испытаний при различных температурах и показано, что при промежуточных температурах деформация осуществляется обычными дислокационными механизмами, главный из которых - движение парных дислокаций по плоскостям {111}т,у. внутри у-зерен с последующей локализацией деформации в узких полосах скольжения [5].
Поскольку разрушение в очаге деформации при промежуточных температурах всегда начинается на границах зерен (двухмерных поверхностях) и развивается на этих же границах, долговечность образцов в значительной степени зависит от процессов, происходящих на самой границе зерна и в зоне, примыкающей к границе. Здесь находятся частицы у'-фазы различных размеров и морфологии.
Другой тип дефектов, сильнейшим образом влияющих на долговечность образцов - это сегрегации атомов вредных примесей (Б, Р и др.) и полезных легирующих элементов (В, С, 2г) на самой границе в слое толщиной несколько межплоскостных расстояний [13], изучать который чрезвычайно трудно. В работе [13] методом атомно-зондовой томографии показано, что в сплаве 617В состава (% мас.): 0,05С, 12Со, 22Сг, 0^е, 9Мо, 0,5П, 1,0А1, 0,03ЫЬ, 0,0045В на высокоугловой границе между двумя у-зернами имеется сегрегация атомов В с максимальной концентрацией до 30 % ат. Ширина этой границы - 2-3 нм (5-7 межатомных расстояний). Разрушение образца из указанного сплава при 650 °С (т = 1000 ч) происходит при а = 182 МПа, а в сплаве без бора - при а = 125 МПа. Для температуры 700 °С разница в значениях разрушающего напряжения а уменьшается (110 МПа и 90 МПа соответственно). Отсутствие бора на границе одного или нескольких зерен может инициировать образование на таких границах микротрещин критического размера и понизить долговечность при испытании образца.
На рис. 8 показана типичная для ЖНС схема структурных изменений в процессе испытания образцов на длительную прочность [8]. Как при испытании гладких образцов, так и при испытании образцов с надрезом, структурные изменения имеют одну и ту же природу. Главным является то, что образование микротрещин, их рост до критического размера и слияние микротрещин в магистральную трещину в процессе испытаний ЖНС на длительную прочность происходит исключительно на границах зерен. Поэтому низкую долговечность при промежуточных температурах можно связать с охрупчиванием границ зерен. Причины этого чрезвычайно важного явления в настоящее время мы, к сожалению, знаем далеко не всегда. В частности, в [8] показано, что хрупкость сплава при температурах 650-800 °С вызвана выделением на границах зерен пластинчатых частиц фазы Лавеса Со2ЫЬ.
Рассмотрим процессы, происходящие при испытании ЖНС на длительную прочность, с точки зрения атомной физики разрушения. При нагружении любого материала под действием напряжения а возникает деформация е. Именно деформация, а не напряжения, вы-
а б в г
Рис. 8. Схема процессов, происходящих при испытании образца из ЖНС на длительную прочность при температурах 650-800 °С [7]:
а - на плоских границах зерен образуются поры (микротрещины), длина которых зависит от наклона границы к оси растяжения; б - поры на границах зерен моделируются системой краевых дислокаций, позволяющих сохранить сплошность материала в области границ зерен; в - максимальные напряжения возникают на границах зерен, на которые «давят» плоские скопления дислокаций (рИе-ирв в полосах скольжения); г - в объеме зерен у-фазы деформация локализована в узких полосах скольжения
зывает разрушение, так как высокие напряжения в металлических материалах не приводят к разрыву межатомных связей и к «рассыпанию» материала. Причиной появления и развития трещин всегда являются дефекты кристаллической структуры материала [5, 6].
Конструкцию ТРД, как правило, рассчитывают так, чтобы материал его деталей работал в упругой области. Упругая деформация очень мала. Ее недостаточно, чтобы на имеющихся дефектах [включениях, микротрещинах, порах размером ~ 1 мкм (микропорах)] в растягиваемом образце зародились способные к росту поперечные трещины. При деформации е ~ 0,01 % начинается пластическая деформация, сохраняющаяся после снятия нагрузки (остаточная деформация). Увеличение пластической деформации в процессе испытаний сопровождается релаксацией напряжений, превышающих величину предела текучести ст5.
В устье надреза при растяжении образца в условиях испытаний на длительную прочность действует один из двух альтернативных механизмов [6]:
- подрастание трещины, зародившейся на имеющихся дефектах, до критического размера, т.е. превращение растущей поперечной трещины в магистральную трещину, что характерно для хрупких материалов;
- релаксация повышенного напряжения атах в устье надреза, которая «притупляет» трещины и приводит к общей разгрузке. Возможные причины такой релаксации будут рассмотрены ниже.
При релаксации напряжений коэффициент концентрации напряжений в устье надреза уменьшается, тогда как в материале, находящемся ниже, под надрезом этот коэффициент может увеличиться, что имеет место в случае локализации деформации в полосах скольжения [5, 6, 8] (см. рис. 8, г). Такая локализация типична для ЖНС с высоким содержанием как у'-образующих элементов (А1, Т ЫЬ, Та, Ж), так и у-образующих элементов (Сг, Со, Мо, W).
В конце 1980-х гг. конструкторы ГТД пришли к заключению, что для уменьшения веса и увеличения «тяги» ГТД необходимо во всем диапазоне рабочих температур повысить прочностные характеристики материала дисков (ав и а02). Для этого потребовались новые сплавы, а также изменения в технологии термической обработки: ускорение закалочного охлаждения и переход к ступенчатым режимам старения [14, 15]. Необходимо также, чтобы такой более прочный материал имел высокие значения характеристик длительной прочности - тн и тгл при заданной температуре испытаний Т и более высоком номинальном напряжении а.
Рис. 9. Микроструктура в головке образца с надрезом (1), области галтели (2), на гладкой части образца (3) и в устье надреза (4) при разном увеличении, РЭМ. Х1000, Х2000, Х4000, Х8000
Наши исследования микроструктуры гладких образцов и образцов с надрезом из заготовок сплава ЭП741НП, разрушенных при испытаниях на длительную прочность, подтверждают наблюдения, сделанные в работе [10]. Как при низкой долговечности (тн, тгл 10-30 ч), так и при высокой долговечности (тн и тгл 500-1000 ч) плоскость излома была примерно перпендикулярна оси растягиваемого образца, т.е. при испытаниях на длительную прочность происходил «отрыв» по Н.Н. Давиденкову, что характерно для хрупких материалов.
На рис. 9 представлены результаты исследования микроструктуры образца с надрезом из сплава ЭП741НП. Образец разрушился после испытаний длительностью тн = 385 ч (Т = 650 °С, а = 1079 МПа, что выше, чем по ТУ а = 1000 МПа). Заготовка прошла закалку в вакуумной печи МОНОТЕРМ газообразным гелием под высоким давлением и упрочняющее старение по серийному III режиму. Серийный режим закалочного охлаждения для сплава ЭП741НП сравнительно мягкий. Как правило, он гарантирует получение комплекса механических характеристик, удовлетворяющего требованиям ТУ. Механические свойства при комнатной температуре образцов, вырезанных из этой заготовки, значительно превышают требования, содержащиеся в паспорте сплава (указаны в скобках): ав = 1540 МПа (11352 МПа), а02 = 1150 МПа (1882 МПа), 5 = 26 % (117 %), v = 24 % (119 %), KCU=57 Дж/см2 (>44 Дж/см2).
Магистральная трещина и сетка примыкающих к ней зерногранич-ных вторичных трещин наблюдаются только в устье надреза (зона 4). В этой же зоне иногда на границах зерен и в их объеме видны поры размером 1-10 мкм.
В работе [6] была разработана технология, позволившая получить на том же сплаве ЭП741НП более высо-
кие прочностные характеристики (ав = 15101540 МПа, а0.2 = 1140-1170 МПа) не только при контрольных испытаниях в приповерхностной зоне припуска, но и при всесторонних испытаниях в центральных слоях заготовки. Долговечность тгл при Т = 650 °С, а = 1000 МПа по ТУ должна была быть >100 ч. Для повышения ав и а0,2 скорость закалочного охлаждения заготовок была повышена примерно в 5 раз по сравнению с серийными режимами закалки заготовок из сплава ЭП741НП. После закалки проводили трехступенчатое упрочняющее старение по серийному трехступенчатому режиму. Такой упрочняющий режим термической обработки назван режимом № 1. В табл. 1 представлены результаты контрольных испытаний заготовок при серийном режиме, упрочняющем режиме № 1 и разупрочняющем режиме термической обработки (режим № 2).
Требования ТУ по механическим характеристикам при комнатной температуре и при температуре 650 °С при контрольных и всесторонних испытаниях были выполнены, величина тгл оказалась более 430 ч. В то же время долговечность образцов с надрезом тн оказалась низкой, 6-29 ч.
Из представленных данных видно, что требования ТУ по тн в случае термической обработки по упрочняющему режиму № 1 не выполнены, тогда как в случае старения по раз-упрочняющему режиму № 2 эти требования выполняются, но при этом значения ав снижаются: на 110-120 МПа, а значения а02 на 230250 МПа. Можно ожидать, что корректировкой режимов закалочного охлаждения и ступенчатого старения удастся увеличить ав и а02 при требуемых значениях тн и тгл, т.е. выполнить требования ТУ. Но очевидно, что нечувстви-
Таблица 1 Результаты контрольных испытаний опытных заготовок дисков из сплава ЭП741НП при комнатной температуре и испытаний на длительную прочность гладких образцов и с надрезом (Т = 650 °С, ст = 1000 МПа)
Образец ав- МПа а0,2' МПа 8, % V, % KCU, Дж/см2 ^ ч Тн ч к = тгл/тн Чувствительность к надрезу
Серийный режим термической обработки, средняя прочность
ТУ 1422 1000 15 15 39 100 100 - -
Ср. 1460 1040 24 25 70 200 700 3,5 Нечувствительный
Режим термической обработки № 1, высокая прочность
ТУ 1520 1080 15 20 39 50 - - -
1 1530 1150 22,5 23 50 506 разр. 10 «1 Чувствительный
2 1530 1160 22,5 23 52 585 снят 11 «1 Чувствительный
3 1540 1170 20 24,5 48 270 снят 9 «1 Чувствительный
4 1540 1170 23 24,5 51 585 снят 27 «1 Чувствительный
5 1520 1160 23 23 53 432 разр. 6 «1 Чувствительный
6 1530 1150 21 26 52 269 снят 29 «1 Чувствительный
Режим термической обработки № 2, пониженная прочность
ТУ 1420 832 13 15 39 50 50 - -
1 1410 920 32 23 50 160 снят 168 снят - -
2 1410 910 31 23 52 94 снят 102 снят - -
3 1430 900 31 24,5 48 93 снят 101 снят - -
4 1420 900 32 30 81 93 снят 101 снят - -
тельность к надрезу, полученную из-за резкого снижения долговечности образцов с надрезом тн, трудно признать разумным критерием работоспособности материала. По нашему мнению, с этой точки зрения нечувствительность к надрезу не должна рассматриваться как важный фактор, определяющий выбор сплава для материала диска. Нужно, чтобы требования к материалу диска, заданные конструкторами при испытаниях на длительную прочность, выполнялись как для гладких образцов, так и для образцов с надрезом.
Чем же вызваны в данном случае низкие значения тн? Сравним микроструктуру образцов после термической обработки по серийному режиму (рис. 10, а, б) и по режиму № 1 с ускоренным закалочным охлаждением (рис. 10, в, г). После термической обработки по серийному режиму в объеме зерен вид-
ны однородно распределенные кубоиды и «звездочки», представляющие собой октеты из крупных частиц у'-фазы на стадии потери когерентности. На границах зерен наблюдаются крупные пластины у'-фазы. После термической обработки по упрочняющему режиму № 2 с ускоренным закалочным охлаждением в объеме зерен видны однородно распределенные кубоиды, а на границах зерен наблюдаются мелкие угловатые частицы у'-фазы.
В табл. 2 представлены некоторые количественные результаты определения размеров частиц у'-фазы. Эти результаты показывают, что повышение ав и а0,2, а также снижение 8 и V в случае режима № 1 с ускоренным закалочным охлаждением по сравнению с серийным режимом соответствуют измельчению частиц упрочняющей у'-фазы. Низкую долговечность при испытаниях образцов с надрезом в данном
в г
Рис. 10. Микроструктура заготовки из сплава ЭП741НП после термической обработки по серийному разупрочняющему режиму (а, б) и упрочняющему режиму № 1 (в, г)
Таблица 2
Размер частиц у'-фазы в объеме и на границах зерен в заготовках из сплава ЭП741НП после термической обработки
по серийному режиму и режиму № 1 с ускоренным закалочным охлаждением
Режим Размер частиц Частицы у'-фазы
термической у'-фазы в объеме на границах
обработки зерен, мкм зерен, мкм
Серийный 0,25-0,5 Пластины тол-
щиной 1-2 мкм,
длиной 2-5 мкм
№ 1 0,15-0,25 0,3-0,6
Таблица 3
Результаты испытаний на длительную прочность заготовок дисков из гранул сплава ВВ750П
Т исп. МПа Тл ч Тн ч К тгл Чувствительность к надрезу
620 1200 166 >600 - Нечувствителен
650 1150 124 >1000 - Нечувствителен
700 920 279 534 1,9 Нечувствителен
950 164 305 1,85 Нечувствителен
750 730 203 331 1,65 Нечувствителен
750 148 251 1,7 Нечувствителен
850 400 122 131 1,05 Нечувствителен
Таблица 4 Механические свойства заготовок из сплава ВВ751П при комнатной температуре
Свойства 0в, МПа а0,2, МПа 5, % у, %
Контрольные испытания
Фактические 1560-1600 1150-1210 15-18,5 15,5-18,0
ТУ > 1568 > 1176 > 12,0 > 13,0
Всесторонние испытания
Фактиче- 1550-1620 1130-1200 16,5-19,5 15,5-20,0
ские
ТУ > 1520 > 1127 - _
случае предположительно можно связать с состоянием границ у-зерен. После термической обработки по серийному режиму вблизи крупных частиц у'-фазы имеются зоны размером ~ 1 мкм, свободные от частиц у'-фазы. Возможно, в таких зонах происходит локальная деформация, высокие упругие растягивающие напряжения в устье надреза релаксируют, кромка трещины в устье надреза притупляется, разрушения не происходит. Эти предположения требуют экспериментальной проверки.
В табл. 3-5 представлены типичные результаты испытаний на длительную прочность гладких образцов и образцов с надрезом из заготовок дисков, вырезанных из гранулируемого сплава ВВ750П с высокой жаропрочностью и гранулируемого сплава ВВ751П с высокой прочностью.
В сплаве ВВ750П (см. табл. 3) во всех случаях выявлена нечувствительность к надрезу, а в сплаве ВВ751П (табл. 5) почти во всех случаях обнаружена чувствительность к надрезу. Как по временному, так и по прочностному критериям, оценка чувствительности к надрезу во всех случаях была одинаковой.
Приведем результаты специально проведенного исследования, в котором определяли механические свойства при комнатной температуре и длительную прочность серийных заготовок дисков из гранул сплава ВВ751П при температурах 750 и 820 °С*. Образцы выре-
*Результаты, изложенные на с. 45—46, предоставлены докт. техн. наук Е.И. Швечковым. Авторы выражают ему глубокую благодарность.
зали как из области припуска вблизи поверхности заготовок, так и из центральных слоев заготовок. Длительную прочность определяли на гладких образцах и с надрезом. Полученные результаты отражены в табл. 4, 5 и на рис. 11.
Как видно из табл. 4, прочностные свойства в условиях комнатной температуры ав и а02 при всесторонних испытаниях удовлетворяют требованиям ТУ, а при контрольных испытаниях близки к этим требованиям. Требования ТУ по характеристикам пластичности 5 и у также выполнены.
Таблица 5 Результаты испытаний на длительную прочность заготовок дисков из сплава ВВ751П. Т = 650 °С, ан = 1079 МПа
№ пп. Тгл- ч Тн- ч К Т,,, Чувствительность к надрезу
1 155 165 1.06 Нечувствителен
2 148 39 0.26 Чувствителен
3 229 299 1.31 Нечувствителен
4 82 19 0.23 Чувствителен
5 87 59 0.68 Чувствителен
6 400 33 0.08 Чувствителен
7 60 9 0.15 Чувствителен
8 >100 77 0.77 Чувствителен
9 228 34 0.15 Чувствителен
10 232 39 0.17 Чувствителен
11 170 27 0.16 Чувствителен
12 130 41 0.32 Чувствителен
13 215 229 1.07 Нечувствителен
ст, МПа 650 г 600 550 500
450 400
350 300
А ~1л£ дки е о бр аз цы
-"" ^ -А.-
"" --
Образцы с над срезом —¿г-
Т„
II
'Сги
20
ст, МПа 400
50
100
200 300 400 500600750 т, ч
350 300 250
200.
т^ ' ' с ' '
- Образцы с над
—-—^ , •
Тн —__
20
50
100
б
200 300 400 500600750 т, ч
На рис. 11, а для температуры испытаний на длительную прочность 750 °С, а на рис. 11, б для температуры испытаний 820 °С показаны зависимости номинального напряжения а разрушенных образцов от долговечности гладких образцов тгл и образцов с надрезом тн в логарифмических координатах. Во всех случаях при одинаковых значениях долговечности величина а для гладких образцов выше, чем для образцов с надрезом, т.е. и по прочностному, и по временному коэффициентам чувствительности к надрезу материал заготовок из сплава ВВ751П при испытаниях на длительную прочность при 750 и 820 °С является чувствительным к надрезу.
На рис. 12 показаны результаты замеров величины относительного сужения у на гладких образцах и на образцах с надрезом при температурах 750 и 820 °С в зависимости от долговечностей тгл и тн.
Как правило, значения у < 2 %, причем 72 % образцов разрушились при у < 1 %, а 34 % образцов разорвались при у < 0,5 %. Более высокие значения у характерны для образцов с меньшей долговечностью. Скорее всего, чем раньше разорвался образец, тем больше у него зона долома и выше значение у. При температуре испытаний 820 °С у несколько выше, чем при 750 °С, а в случае гладких образцов у немного больше, чем у образцов с надрезом, но эта разница невелика. Во всех случаях мы имеем дело с хрупким разрушением по границам зерен.
Эти экспериментальные данные подтверждают общие закономерности деформирования ЖНС в процессе испытаний на длительную
з
- о □ о 750 °С, тш • 750 °С, тн □ 820 °С, тш ■ 820 °С, тн
О ф о □
■ • □ ■ О • п, 1 1 II -О-
100
200
300 400 Долговечность т, ч
500
600
700
Рис. 11. Зависимость номинального напряжения а при испытаниях на длительную прочность от долговечности тн и тгл при 750 (а) и 820 °С (б)
Рис. 12. Зависимость относительного сужения ¥ при испытаниях на длительную прочность от долговечностей тн и тгл
прочность при сравнительно низких температурах и высоких напряжениях. Главной особенностью механизмов деформации и разрушения в этом случае является то, что зарождение и рост магистральной трещины и примыкающих к ней вторичных трещин происходит только на высокоугловых границах зерен, перпендикулярных оси растяжения образца.
Согласно [6] исходная плоская трещина полудлиной L может расти только в том случае, если работа Ц1, затраченная на ее образование, будет меньше высвобожденной упругой энергии среды Ц2, в которой распространяется трещина. Поскольку значение Ц линейно зависит от L, а величина Ц2 пропорциональна L2, рост трещины возможен только, если значение L превысит некоторую критическую величину. Отсюда следует критическое условие старта трещины (гипотеза Ирвина): трещина может расти только при условии, если будет достигнута критическая величина интенсивности напряжений (вязкости разрушения) перед ее фронтом К1с = стсЛ/(л^). Здесь К1с - константа материала, ас - напряжение старта исходной трещины.
Известно, что при испытаниях на ползучесть и длительную прочность поликристаллических ЖНС разрушение наступает при деформации ~ 1 % практически без образования шейки [17]. При такой незначительной деформации глубина пластической зоны уменьшается до ширины узкого участка вблизи границы зерна, а главную роль в увеличении долговечности приобретает микроструктура самой границы и приграничной зоны. При этих условиях трещины на границах зерен появляются на ранней стадии, и общая долговечность т зависит от времени их роста до критического размера, после чего образуется магистральная трещина и происходит «мгновенное» разрушение. Если значения ас или L недостаточны, из-за высокой скорости поверхностной диффузии кромка трещины в устье надреза притупляется, и концентратор напряжения перестает оказывать какое-либо влияние на тн [17].
Сопоставим изложенные в разделе 3 результаты определения чувствительности или нечувствительности к надрезу гранулируемых дисковых сплавов ЭП741НП, ВВ751П и ВВ750П с исследованиями их микроструктуры,
измерениями величины деформации разрушенных при испытании на длительную прочность гладких образцов и образцов с надрезом, а также с представленными в разделе 2 литературными данными. По нашему мнению, в данном случае атомный механизм разрушения, связанный с образованием в процессе испытаний на длительную прочность магистральной трещины, возникающей и развивающейся исключительно по границам зерен, заставляет пересмотреть сложившиеся представления о влиянии надреза, как концентратора напряжений, на долговечность образцов. Фактически, рассчитанное по теории упругости однородной изотропной среды максимальное растягивающее напряжение в устье надреза действует только в самом начале испытаний на длительную прочность при заданных значениях долговечности (100 ч) и обычных параметрах таких испытаний (Т = 650 °С, ан = = 900-1100 МПа, Т = 750 °С, ан = 600-750 МПа). Далее в устье надреза происходит либо рост имеющихся микротрещин размером 1-5 мкм до их слияния в магистральную трещину, либо «притупление» контура трещины за счет поверхностной диффузии, подхода вакансий или из-за других релаксационных процессов. Долговечность при таких испытаниях определяется разнообразными атомными механизмами, зависящими от микроструктур самой границы зерна и приграничной области, а также от параметров испытаний (Т и ан). Сильнейшее влияние на долговечность оказывает образование оксидов между берегами трещины при обычных испытаниях в воздушной среде (в вакууме долговечность возрастает в 90 и 300 раз [11]).
Следует иметь в виду, что вероятность появления в процессе испытаний на длительную прочность дефектов, инициирующих появление магистральной трещины, на поверхности гладкого образца гораздо выше, чем на поверхности образца с надрезом в устье кольцевого надреза, поскольку площади этих поверхностей различаются на много порядков. Этот фактор увеличивает «нечувствительность» к надрезу при испытаниях гладких образцов.
Основной атомный механизм разрушения при испытаниях на МЦУ по схеме циклическое растяжение-сжатие при промежуточных температурах и высоких а - это рост микро-
трещин, перпендикулярных оси растягиваемого образца, за счет диффузии вакансий в устье плоских микротрещин, берега которых расходятся на несколько межплоскостных расстояний [7, 11, 13]. Микротрещины ветвятся, распространяясь в плоскостях скольжения. Когда какая-либо микротрещина достигает критической длины, она становится магистральной трещиной. Возникает очаг разрушения, после чего происходит долом. Поры на границах зерен в этом случае не наблюдаются. Характер разрушения очень похож на картину разрушения в случае испытания на длительную прочность при промежуточных температурах Т и высоких напряжениях а. Отличием картины образования магистральной трещины в случае испытаний на МЦУ является ведущая роль некогерентных включений (шлаковых, керамических, ТПУ-фаз) [18]. Граница между включением и матрицей является микротрещиной. Критический размер микротрещины определяется не только размером включения, но его расположением в объеме образца. Чем ближе включение к поверхности образца и чем больше его размер в направлении, перпендикулярном оси растяжения образца, тем меньше долговечность при испытаниях на МЦУ. Если материал заготовки свободен от включений, в изломе наблюдаются плоские фасетки по плоскостям скольжения.
Заключение
Основным критерием, отвечающим за ресурс деталей ГТД и двигателя в целом, являются характеристики малоцикловой усталости материала заготовок дисков при рабочих температурах. Значения долговечности образцов при испытаниях длительной прочности с надрезом являются дополнительным фактором оценки запаса пластичности дискового материала.
Обобщая литературные данные и исследования, представленные в данной статье, можно сделать очевидный вывод о том, что важно повышать долговечность при испытании на длительную прочность и гладких образцов, и образцов с надрезом, исключая дефекты, способствующие раннему разрушению.
В случае технологии прямого ГИП определяющее влияние на долговечность при испытаниях на длительную прочность гладких образцов и образцов с надрезом оказывают режимы ГИП и последующей термической обработки. Сама по себе нечувствительность к надрезу не является фактором, определяющим ресурсные характеристики критических деталей ГТД.
Авторы выражают глубокую благодарность Ю.А. Ножницкому за обсуждение результатов работы и замечания, которые были учтены при завершении работы.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Аношкин Н.Ф., Ерманок М.З., Клещев А.С., Соболев Ю.П., Бондарев А.Б., Корнеева Н.И., Калинкина В.В. Штамповка дисков из предварительно профилированных компактов жаропрочных сплавов // В кн.: Металлургия гранул. Вып. 1. М.: ВИЛС, 1983. С. 259-264.
2. Фаткуллин О.Х., Еременко В.Н., Мухаметку-лов М.А., Зиновьев В.А. Исследование процесса горячего изостатического прессования дисков из гранул никелевого жаропрочного сплава ЭП741П // В кн.: Металлургия гранул. Вып. 1. М.: ВИЛС, 1983. С. 307-313.
3. Белов А.Ф., Фаткуллин О.Х., Гриц Н.М., Бабико-ва Р.Ф. Новые гранулируемые сплавы на основе никеля // В кн.: Металлургия гранул. Вып. 1. М.: ВИЛС, 1983. С. 327-329.
4. Шухов Ф.В., Душкин А.М. Испытание дисков из гранул в составе ГТД // В кн.: Металлургия гранул. Вып. 1. М.: ВИЛС, 1983. С. 396-401.
5. Штремель М.А. Прочность сплавов. Ч. II. Деформация: Учебник для вузов. М.: МИСиС, 1997. 527 с.
6. Штремель М.А. Разрушение. Кн. I. Разрушение материала: М.: Изд. Дом МИСиС, 2014. 670 с.
7. Zhang W., Tan Y., Xin Xin, Sun W. Mechanism of notch sensitivity elimination via precipitating Laves phases at grain boundaries in a low expansion su-peralloy // Journal of Materials Research and Technology. 2022. 18. 3094-3103.
8. Швечков Е.И., Казберович А.М. Анализ методов испытаний жаропрочных сплавов на растяжение и длительную прочность // Технология легких сплавов. 2019. № 1. С. 83-89.
9. Matache G., Paraschiv A., Condrus M.R. Tensile Notch Sensitivity of Additively Manufactured IN 625 Superalloy // Materials. 2020. 13. 4859. 1-24.
10. Файнброн А.С. Закономерности разрушения и строения изломов образцов с надрезом из жаропрочного гранулируемого сплава ЭП741П при испытаниях на длительную прочность // В кн.: Металлургия гранул. Вып. 4. М.: ВИЛС, 1988. 304-314.
11. Law C.C. Notch-rupture behavior of a nickel-base su-peralloy at intermediate temperatures. Superalloys, 1980, 652-660.
12. Rodger C. Reed. The Superalloys: Fundamentals and Applications. Cambridge University Press. N.Y. 372 p.
13. Titko D., Choi P.P., Klower J., Kostka A., Inden J., Raabe D. Microstructural evolution of a Ni-based superalloy (617B) at 700 °C studied by electron microscopy and atom probe tomography // Acta Mater. 2012. 60. 1731-40.
14. Бер Л.Б. Температурно-временные диаграммы распада у-твердого раствора в гранулируемых жаропрочных никелевых сплавах ЭП741НП и ВВ751П, их построение и использование при закалке заготовок дисков // Технология легких сплавов. 2017. № 4. С. 5-18.
15. Бер Л.Б., Казберович А.М. Влияние легирования и некоторых структурных факторов на комплекс характеристик заготовок дисков из гранулируемых жаропрочных никелевых сплавов ЭП741НП, ВВ750П, ВВ751П, ВВ752П, ВВ753П // Технология легких сплавов. 2019. № 3. С. 17-33.
16. Казберович А.М., Бер Л.Б., Егоров Д.А., Жи-вушкин А.А., Мухина Т.А. Закалка заготовок дисков ГТД из гранулируемых жаропрочных никелевых сплавов в вакуумных термических установках // Технология легких сплавов. 2019. № 4. С. 47-51.
17. Штремель М.А. Разрушение. Кн. II. Разрушение структур. М.: Изд. Дом МИСиС, 2015. 976 с.
18. Файнброн А.С. Фрактографические особенности развития трещин в образцах жаропрочных гранулируемых сплавов // Технология легких сплавов. 2013. № 2. С. 43-50.
REFERENCES
1. Anoshkin N.F., Ermanok M.Z., Kleshhev A.S., Sobolev Yu.P., Bondarev A.B., Korneeva N.I., Kalinkina V.V. Shtampovka diskov iz predvaritelno profilirovanny'x kompaktov zharoprochny'x splavov // V kn.: Metallurgiya granul. Vyp. 1. M.: VILS, 1983. S. 259-264.
2. Fatkullin O.X., Eremenko V.N., Muxametkulov M.A., Zinovev V.A. Issledovanie processa goryachego izo-staticheskogo pressovaniya diskov iz granul nikelevogo zharoprochnogo splava EP741P // V kn.: Metal I urgiya granul. Vyp. 1. M.: VILS, 1983. S. 307-313.
3. Belov A.F., Fatkullin O.X., Gricz N.M., Babikova R.F. Novy'e granuliruemy'e splavy' na osnove nikelya // V kn.: Metallurgiya granul. Vyp. 1. M.: VILS, 1983. S. 327-329.
4. Shuxov F.V., Dushkin A.M. Ispy'tanie diskov iz granul v sostave GTD // V kn.: Metallurgiya granul. Vyp. 1. M.: VILS, 1983. S. 396-401.
5. Shtremel" M.A. Prochnost' splavov. Ch. II. Deforma-ciya: Uchebnik dlya vuzov. M.: MISiS, 1997. 527 s.
6. Shtremel" M.A. Razrushenie. Kn. I. Razrushenie materiala: M.: Izd. Dom MISiS, 2014. 670 s.
7. Zhang W., Tan Y., Xin Xin, Sun W. Mechanism of notch sensitivity elimination via precipitating Laves phases at grain boundaries in a low expansion superalloy // Journal of Materials Research and Technology. 2022. 18. 3094-3103.
8. Shvechkov E.I., Kazberovich A.M. Analiz metodov ispy'tanij zharoprochny'x splavov na rastyazhenie i dlitel'nuyu prochnost' // Texnologiya legkix splavov. 2019. № 1. S. 83-89.
9. Matache G., Paraschiv A., Condrus M.R. Tensile Notch Sensitivity of Additively Manufactured IN 625 Superalloy // Materials. 2020. 13. 4859. 1-24.
10. Fajnbron A.S. Zakonomernosti razrusheniya i stroe-niya izlomov obrazczov s nadrezom iz zharoprochno-
go granuliruemogo splava E'P741P pri ispy'taniyax na dlitel'nuyu prochnost' // V kn.: Metallurgiya granul. Vyp. 4. M.: VILS, 1988. 304-314.
11. Law C.C. Notch-rupture behavior of a nickel-base superalloy at intermediate temperatures. Superalloys, 1980, 652-660.
12. Rodger C. Reed. The Superalloys: Fundamentals and Applications. Cambridge University Press. N.Y. 372 p.
13. Titko D., Choi P.P., Klower J., Kostka A., Inden J., Raabe D. Microstructural evolution of a Ni-based superalloy (617B) at 700 °C studied by electron microscopy and atom probe tomography // Acta Mater. 2012. 60. 1731-40.
14. Ber L.B. Temperaturno-vremenny'e diagrammy' raspada y-tverdogo rastvora v granuliruemy'x zharoprochny'x nikelevy'x splavax EP741NP i VV751P, ix postroenie i ispol'zovanie pri zakalke zagotovok diskov // Texnologiya legkix splavov. 2017. № 4. S. 5-18.
15. Ber L.B., Kazberovich A.M. Vliyanie legirovaniya i nekotory'x strukturny'x faktorov na kompleks xarak-teristik zagotovok diskov iz granuliruemy'x zharoprochny'x nikelevy'x splavov EP741NP, VV750P, VV751P, VV752P, VV753P // Texnologiya legkix splavov. 2019. № 3. S. 17-33.
16. Kazberovich A.M., Ber L.B., Egorov D.A.6 Zhi-vushkin A.A., Muxina T.A. Zakalka zagotovok diskov GTD iz granuliruemy'x zharoprochny'x nikelevy'x splavov v vakuumny'x termicheskix ustanovkax // Texnologiya legkix splavov. 2019. № 4. S. 47-51.
17. Shtremel" M.A. Razrushenie. Kn. II. Razrushenie struktur. M.: Izd. Dom MISiS, 2015. 976 s.
18. Fajnbron A.S. Fraktograficheskie osobennosti raz-vitiya treshhin v obrazczax zharoprochny'x granuliruemy'x splavov // Texnologiya legkix splavov. 2013. № 2. S. 43-50.
