CC BY
13
УДК 669.018, 669.224
Канд. техн. наук Е. А. Тихомирова1, Е. Ф. Сидохин2
1ОА^О «Климов», 2ООО «КБРентгеновские приборы»; С.-Петербург, РФ
ОБ «ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЙ ОЦЕНКЕ КРИСТАЛЛОГРАФИЧЕСКОЙ АНИЗОТРОПИИ ТЕРМИЧЕСКОЙ УСТАЛОСТИ»
Рассмотрены результаты и выводы, представленные в статье «Экспериментальная оценка кристаллографической анизотропии термической усталости...» [1]. С помощью ТЦ-карт, отражающих динамику развития деформации в термическом цикле, показано, что при термоциклических испытаниях монокристаллов жаропрочного сплава ВКНА-1В в полуциклах нагрева и охлаждения присутствует пластическая деформация. Поскольку результаты исследования не дают возможности разделить эффекты влияния пластической деформации и размаха напряжений на долговечность, выводы статьи о зависимости долговечности от напряжений нельзя признать обоснованными.
Ключевые слова: термическая усталость, стеснение, напряжения, деформация.
Исследованиями ИПП АН Украины [2], показано, что при моделировании термической усталости, которая представляет собой «разрушение материала при циклических нагревах», «закономерности деформирования и разрушения должны изучаться на образцах, в которых в процессе испытаний обеспечивается и контролируется необходимый механизм деформирования». Однако на практике чаще всего, как, например, в обсуждаемой работе [1], «ставится задача исследования термической усталости монокристаллов сплава в диапазоне температур рабочих лопаток ТВД» и, планируя испытания, задают максимальную Ттах, минимальную температуру Тш^п и упругоплас-тическую деформацию Ае, но вопрос о том, как развивается деформация в цикле, в расчет не принимают. В итоге, например, в поисках зависимости долговечности N от размаха напряжений Аст = ст сж + ст р [2] оставляют без внимания температуры, при которых зарегистрированы максимальные напряжения сжатия и растяжения при нагреве и охлаждении ст сж и ст р. Анализируя результаты работы [1], мы воспользовались ТЦ-картами [3], которые представляют динамику развития деформации в полуциклах нагрева и охлаждения термоциклических испытаний (ТЦ) методом Коффина.
Циклическому нагреву реальных изделий таких, как лопатки турбин, в условиях эксплуатации присущи два этапа развития разрушения в ходе теплосмен, протекающие разновременно. Один из них включает явления, которые происходят при верхней температуре цикла и связаны с достигнутыми термическими напряжениями и внешним воздействием. Другой протекает в то время, когда при запусках и отключениях двига-
теля происходит изменение температуры (Т). Он развивается вследствие стеснения свободной термической деформации материала ео, которую полностью или частично компенсирует его упру-гопластическая деформация Ае = еупр+епл. Причиной прогрессирующего разрушения в обоих случаях является пластическая деформация епл, которая инициирует необратимые изменения субструктуры материала, ведущие к зарождению и росту трещин.
В термоциклических испытаниях, применяемых при исследовании термической усталости материалов [4], имитируют второй этап, производя циклический нагрев стесненного образца. Циклический нагрев образца по заданному режиму Тщ1п«Ттах в условиях полного или частичного стеснения ео = асрАТ (аср — средний коэффициент термического расширения, АТ = Тшах-Тш^п) в цикле изменения Т продолжают до разрушения и определяют долговечность, как число циклов до разрушения N [4]. О сопротивлении материала термической усталости судят, согласно принципу Коффина [5], на основании зависимости N = Дет), построенной по экспериментальным данным [6], полученным в серии испытаний с различными величинами епл в цикле. Задание епл в цикле осуществляют различными способами, например, варьируя жесткость стеснения с помощью упругих элементов (пружины, мембраны) в цепи нагружения [2, 6], но во всех случаях изменение Де достигается из-за изменения епл в цикле при почти неизменной величине ^упр [7].
Однако в условиях циклических нагревов реальных изделий пластической деформации епл может не быть, но о разрушении вследствие цик-
© Е. А. Тихомирова, Е. Ф. Сидохин, 2015
- 152 -
лического изменения еупр известно (изотермическая усталость). ПоэтоМу интерес авторов статьи [2] к зависимости долговечности N от напряжений s при периодических теплосменах вполне обоснован. Мы разделяем этот интерес, но не согласны с методическим подходом к решению вопроса.
Испытания в работе [2], как указывают авторы, производились методом Коффина на тех же установках, что в работе [8]. Долю стесняемой свободной термической деформации ео = асрАТ варьировали с помощью мембран различной жесткости, с целью «исследования термической усталости монокристаллов сплава ВКНА-1В в диапазоне температур рабочих лопаток ТВД»: Tmin = 100 °С, TmdX= 850, 1050 или 1100 °С, с
IIILI1 ' illdX ' '
нагружением образца при температуре Tf = = 0,5(Tm^+TmdX). В отличие от работы [8], где варьировали Ае, которая здесь [2] даже не упоминается, в таблицу 2 [2] режимов испытаний включены значения максимальных напряжений s mdX в полуцикле нагрева s (сжатие) и охлаждения s р (растяжение). Сообщается, что «заданный режим изменения нагрузки (напряжений) достигался через 9—10 циклов», но не сообщается, каким образом режим задавали.
Вроде бы просматривается аналогия с испытаниями изотермической усталости. Однако, если там испытания проводят исключительно в области упругой деформации материала, то особенности деформации в термической цикле в статье [2] не обсуждаются, что совсем не безразлично для трактовки получаемой информации о долговечности.
Для анализа развития деформации в термическом цикле и того, как изменяются напряжения в ходе изменения температуры, воспользуемся ТЦ-картами сплава ВКНА-1В, построенными для монокристальных образцов с ориентировкой оси нагружения [001], [011] и [111] [3]. ТЦ-карта — это диаграмма, на которой совмещены графики зависимости Ае ~ ф(Т) и
еупр<^02) ~ f(T) (либ° eупр(S005)~(т)), где е^^) = s02(T)/Е(T) - упругая деформация, соответствующая пределу текучести материала s02(T) при данной Т, а Е(Т) его модуль упругости. На рис. 1 приведены ТЦ-карты, образцов сплава ВКНА-1В, который испытывали в условиях полного стеснения (Ае = ео) с нагружением в 0-полуцикле при температурах Tf = 0,5(Tmü+TmdX) [2]. Развитие деформации в 0-полуцикле демонстрирует ТЦ-карта, приведенная на рис. 1, а. Линии a и b на ней представляют зависимость еупр^02) ~ f(T) в области нагрева-сжатия (а) и в области охлаждения-растяжения (b). Линии c, d, f, g демонстрируют изменение Ае ~ ф (Т) в случае нагрева от Т = 100, 475, 575 или 600 ° С, где d, f, g — изменение Ае в 0-полуцикле ТЦ испытаний. Линия (с) по-
казывает изменение Ае в ходе нагрева, следующего после полуцикла охлаждения, один из которых представлен линией (h). Поля диаграммы между осью Т и линиями d и b соответствуют области упругой деформации сжатия (ниже оси Т) и области растяжения (выше нее). Поля же выше и ниже кривых а и b — это области пластической деформации. На рис. 1, б—г приведены ТЦ-карты испытаний монокристаллов сплава ВКНА-1В ориентировки [011], [001] и [111] по вышеуказанным режимам с полным стеснением [2]. К сожалению, не представляется возможным воспользоваться обширными данными работы [2] для испытаний с неполным стеснением, т. к. не указаны значения Ае.
Главный вывод, который следует из ТЦ-карт (рис. 1) состоит в том, что в обоих полуциклах испытаний монокристальных образцов каждой из 3-х ориентировок сплава ВКНА-1В при всех режимах Tmin«TmdX происходит пластическая деформация (е^. Величина ее зависит от режима испытаний Tmn«T , но весьма внушительна, как в полуциклах нагрева, так и охлаждения. Ее ролью в разрушении нельзя пренебрегать.
Поскольку влияние епл на N хорошо известно [4, 5], а ее присутствие на ТЦ-картах не вызывает сомнений, с выводами статьи о том, что N зависит от s, трудно согласиться. Авторам следовало исключить возможность появления епл в проводимых испытаниях либо найти способ учесть ее влияние на результаты. Наличие связи между максимальными напряжениями smax (s , Sр), а тем более их размахом Аs = sсж+Sр и долговечностью N требует доказательств и физических обоснований.
Далее рассмотрим ТЦ-карты в отношении того, как изменяется s с температурой и с какими характерными точками в полуциклах могут быть связаны максимальные напряжения (s^, Sр), зарегистрированные в работе [2].
1. Начнем с полуциклов нагрева. Прежде всего обратим внимание на то, что в полуцикле нагрева кривые c, представляющие зависимость Ае ~ ф(Т) (Ае = ео = a АТ) в не нулевых полуциклах, независимо от TmdX следуют одинаково у монокристаллов каждой из ориентировок. Кривые с, соответствующие разным TmdX, пересекают кривую а ^^^2) ~ f(T)) при одной и той же Т = Тн пд, где начинается пластическая деформация епл, которая далее постепенно растет по мере повышения Т до TmdX. Изменение напряжений s на участках до и после Тнпл протекает по-разному. После того, как в точке пересечения кривой с и оси Т заканчивается снятие напряжений растяжения от предшествующего полуцикла, начинается рост упругой деформации еупр и соответствующих ей напряжений сжатия s(T) = еупрЕ(Т). Он продолжается до точки
s, где при Т = Тнпл включается пластическая деформация, при этом e = еупр(ст02(Тн.пл)), а s = а02(Тнпл) (или S005). Дальнейшее изменение а после Тн пл зависит от хода кривой а, т. е. от температурной зависимости предела текучести сплава (рис. 2, а; отмечены Т = Тн пл в полуцикле нагрева для каждой из ориентировок образцов).
Как видим (рис. 2, б), после Тнпл изменение S02 у монокристаллов ориентировки [011] и [111] и ориентировки [001] происходит по-разному. У монокристаллов [011] и [111] напряжения увеличиваются с температурой до ~ 850 °С, где у сплава ВКНА-1В достигается наиболее высокий предел текучести а02(850 °С), который затем
уменьшается до ^02(Ттах). Следовательно, у этих монокристаллов максимальные напряжения сжатия сттах в полуцикле нагрева не зависят от Ттах и равны ~ ст02(8 50 ° С). У монокристаллов же [001] в полуцикле нагрева по режимам 100—>1050 и 1100 °С напряжения сжатия достигают максимальной величины в точке 8 при Т = Тнпл = 970 °С и стсж соответствует сто2(Тн ). В испытаниях по режиму 100—850 °С, как видно из ТЦ-карты (рис. 1, б), деформация развивается исключительно в упругой области и сттах = еупр(850 °С)Е(850 °С) = Е(850 "С^АТ.
Экспериментальные данные работяг [2] и данные из ТЦ-карт представлены в таблице 1.
в г
Рис. 1. ТЦ-карты монокристаллов сплава ВКНА-1В ориентировки: а — [011] — 0-полуцикл с нагружением при Tf °C; б — [011]; в — [001]; г — [111]
Таблица 1 — Данные о напряжениях в полуциклах нагрева
100—Тш«, °С N [3], цикл °сж[3], МПа Т ^н.пл ? °С ^ н.пл, МПа ^02(850), МПа ^ (Тшах), МПа
Ориентировка оси нагружения [001]
100—850 1276 570 - - - 596
100—>1050 61 460 970 610 505
100—1100 242 410 415
Ориентировка оси нагружения [111]
100—850 1997 570 330 628 705 670
1050—100 107 500 360
1100—100 225 580 360
Ориентировка оси нагружения [011]
100—850 428 800 480 676 795 768
100—1050 204 430 454
100—1100 171 430 392
Рис. 2. а — температурная зависимость предела текучести ^(Т) монокристаллов жаропрочного сплава ВКНА-1В; б — схема изменения напряжений сжатия в полуцикле нагрева при полном стеснении ео
Сделать по результатам сравнения однозначные выводы, каким напряжениям соответствуют измеренные стсж, не представляется возможным. Практически все значения стсж много меньше, чем ст02(850) и стн . Исключением является результат с хорошего совпадения стсж, и ст (Ттах) в полуцикле испытаний монокристаллов [001] по режиму 100®850 ° С, где деформация была только упругой. Другой позитивный результат состоит в том, что значения стсж у монокристаллов одной ориентировки были почти одинаковыми при всех трех режимах нагрева 100®Ттах. Это согласуется с данными ТЦ-карт и с логичным предположением, что изменение Ае ~ ф(Т) в полуцикле нагрева с большей величиной Ттах, повторяет ее изменение в полуцикле с меньшей Ттах до этой температуры.
2. Далее рассмотрим развитие деформации в полуциклах охлаждения (табл. 2). Как видно из ТЦ-карт (рис. 1, б—г), кривые изменения Ае ~ ф(Т) пересекают кривые Ь (6^(^02) ~ ДТ)), соответствующие монокристаллам ориентировок [011],
[001] и [111], при разных Т = Тнпл, где ст = стнпл (см. табл. 2). Затем в каждом случае по ходу уменьшения Т от Тн пл до 100 °С напряжения ст = СТ02 только уменьшаются. Поэтому можно полагать, что максимальные напряжения сттах в полуцикле охлаждения должны быть хотя бы равны стр= стн . Другие варианты не просматриваются. Однако, как видно из табл. 2, измеренные значения Стр [2], существенно ниже стн пл, хотя следовало бы ожидать даже более высокие напряжения, чем е02(Тн пл), т. к. из-за достаточно большой величины пластической деформации епл (до 1%) при охлаждении от Тн.пл должно быть сильное деформационное упрочнение, присущее сплаву ВКНА-1В в этой области Т.
Исключение составляют результаты испытаний монокристаллов [111] при режимах 850 и 1050® 100 ° С, где совпадение можно считать вполне хорошим. Однако значение Стр = 320 МПа, которое является средним по трем образцам, полученное в испытаниях по режиму 1100® 100 °С, совершенно не объяснимо.
а
Таблица 2 — Данные о напряжениях в полуциклах охлаждения
100—Тш«, °С N [3], цикл S [3], МПа Т оС s н.пл, МПа а (100), МПа
Ориентировка оси нагружения [001]
850—100 1276 560 100 478 473
1050—>100 61 450 220 572
1100—100 242 390 350 673
Ориентировка оси нагружения [111]
850—100 1997 700 500 657 591
1050—100 107 900 760 700
1100—100 225 320 820 690
Ориентировка оси нагружения [011]
850—100 428 460 380 574 403
1050—100 204 420 670 701
1100—100 171 420 740 738
Таким образом, приходится признать, что между результатами эксперимента и данными, полученными из ТЦ-карт, нет соответствия. Данные с ТЦ-карт, конечно же, не могут претендовать на точность, но представляемая ими последовательность появления величин и событий кажется логичной. По нашему мнению, для разрешения противоречий необходим тщательный анализ применявшейся методики испытаний [2], поскольку не представляется возможным найти объяснение многим экспериментальным данным. Например, как объяснить, что у монокристаллов ориентировки [011] зафиксированные стсж = 800 МПа в полуцикле нагрева по режиму 100—>850 °С, но только 460 МПа, когда в режиме испытаний Tmax = 1050 или 1100 ° С. В ходе нагрева 100—1050 ° С развитие деформации повторяет динамику диапазона 100—850 ° С однако присущие ему стеж= 800МПа оказались не замеченными. Второй необъяснимый пример касается разницы значений Стр при охлаждении образцов [111] по режиму 1050—100 °С, где стр = 900МПа, и по режиму 1100—100 ° С, где стр = 320МПа, хотя их кривые As ~ ф(Т) проходят параллельно и вблизи друг друга.
Наконец, вопрос о величине измеренных в работе [2] максимальных напряжений стсж и Стр, которые практически все существенно ниже значений предела текучести материала в средней части термических полуциклов нагрева и охлаждения. В статье [2] показано, что скорость нагрева в полуцикле составляет ~100, а охлаждения ~ 20 град/с. При полном стеснении ео им соответствует скорость деформации образца
ВКНА-1В с <
15*10 6град 1, равная ~10 3 с
т-1
ср
-3 „-1
т. е. примерно такая же, как при механических испытаниях, где, по определению А. Н. Орлова [9], осуществляется активное нагружение образца, двигателем которого в ТЦ испытаниях служит изменение температуры. Рассчитывать на ползучесть и релаксацию напряжений, как средство компен-
сации ео не приходится, хотя бы в полуцикле охлаждения. Измеренные величины напряжений стсж и Стр не совместимы с присутствием пластической деформации в цикле испытаний уже хотя бы потому, что соответствующая им упругая деформация не обеспечивает компенсацию стесненной ео, которая составляет ~ 1,3%.
Считаем необходимым обратить внимание на такой параметр термического цикла, как температура перехода от упругой деформации к пластической Тн пл, которая не упоминается в исследованиях термической усталости. Однако с ней связана протяженность диапазонов Ттах-Тнпл при нагреве и Тн пл-Тщп при охлаждении, в пределах которых развивается пластическая деформация. Сравним хотя бы Ттах-Тн пл в испытаниях монокристаллов ориентировки [001] и [111]. У монокристаллов [001] в режимах полуцикла 100® 1050 и 1100 °С температура Тнпл = 970 °С и Ттах-Т составляет ~ 100—150 ° С, к тому же
шах н.пл
вблизи Тшах а у [111] — много меньше, Тн пл = = 330 °С и диапазон Тш-Т„пл оказывается
max .n.iui
очень растянутым, достигая 700 °С. Это, конечно, очень разные условия формирования субструктуры в ходе пластической деформации и не могут не отражаться на долговечности. Параметры Т , Т -Т и Т -Т • следует иметь в
н.пл' шах н.пл н.пл mm ^ * jt±±v±w.u и
виду, планируя условия термоциклических испытаний.
Авторы выражают свою признательность О. А. Базылевой и Н. Г. Бычкову за предоставленную информацию.
Заключение
1. Анализ с помощью ТЦ-карт развития деформации в полуциклах испытаний монокристаллов сплава ВКНА-1А по режимам 100®850, 1050 и 1100 °С показал, что в условиях полного стеснения свободной термической деформации ео в пределах термических полуциклов должна происходить пластическая деформация епл.
3. Тихомирова Е. А. Метод анализа развития деформации материалов в термоциклических испытаниях с помощью ТЦ-карт / Тихомирова Е. А, Сидохин Е. Ф. // Авиационная промышленность. - 2014. - № 4. - С. 51-55.
4. Дульнев Р. А. Термическая усталость металлов // Дульнев Р. А., Котов П. И. - М. : Машиностроение, 1980. -200 с.
5. Coffin L. F. A Study of Cyclic-thermal Stress in Ductile Metal / Coffin L.F. // Transaction of the ASME, 1954. - Vol. 76. - P. 931-950.
6. Серенсен С. В. Об оценке сопротивления термической усталости по методу варьируемой жесткости нагружения / Серенсен С. В., Котов П. И. // Заводская лаборатория, 1962. -T. 28, № 10. - C. 1233-1238.
7. Тихомирова Е. А. О термоциклических испытаниях по методу варьируемой жесткости нагружения // [ Тихомирова Е.А., Азизов Т.Н., Сидохин Ф.А., Сидохин Е.Ф.]. - Материаловедение, 2014. - № 7. - C. 13-16.
8. Ориентационная зависимость термической усталости монокристаллов никелевого сплава / [Дульнев Р. А., Светлов И. Л., Бычков Н.Г. и др.] // Проблемы прочности, 1988. - № 11. - C. 3-9.
9. Орлов А. Н. Введение в теорию дефектов в кристаллах / Орлов А. Н. - М. : Высшая шко-ла,1983. - 144 с.
Поступила в редакцию 14.01.2015
Тихомирова О. О., Сщохш 6.Ф. Про «експериментальну ощнку кристалографично! атзотропп терм1чно! втоми»
Розглянуто результаты i висновки, представлеш в cmammi «Експериментальна оцтка кристалографично1 ашзотропи mермiчноiвтоми ...» [1]. За допомогою ТЦ-карт, що вiдоб-ражають динамкурозвитку деформацн в mермiчному циKAi, показано, що при термоцик-лiчних випробуваннях монокристалв жаромщного сплаву ВКНА-1В в натвциклах нагрвання та охолодження присутня пластична деформащя. Оскльки результати до^дження не дають можливоcmiроздыити ефекти впливу плacmичноi деформацп йрозмаху напружень на довговiчнicmь, висновки cmammi про залежшсть довговiчноcmi вiд напружень не можна визнати обТрунтованими.
Ключовi слова: mермiчш втома, стискання, напруга, деформацш.
Tikhomirova E., Sidokhin E. About «the experimental estimation of thermal fatigue crystallographic anisotropy»
Results and conclusions, which are presented in article named «The experimental estimation of thermal fatigue crystallographic anisotropy » [1], are considered by mean TC-maps, which show the deformation development at thermal cycles. It is shown that some plastic deformation is developed at half-cycles of VKNA-1V alloy thermal-cyclic tests. Because the test results did not allow separate plastic deformation and stresses effects on the material lifetime we can not to agree with stress-lifetime dependence existence.
Key words: thermal fatigue, constrain, stresses, plastic deformation.
2. Наличие пластической деформации епл в цикле не дает возможности делать какие-либо выводы о зависимости долговечности N от размаха максимальных напряжений в цикле, в связи с тем, что известна ее зависимость от епл, принцип Коффина, а разделить эффекты не представляется возможным.
Однако исключать возможность влияния напряжений, развивающихся в материале в процессе упругой и пластической деформации в ходе изменения температуры, на долговечность нет оснований, поскольку оно может проявляться на завершающей стадии разрушения в зарождении и развитии трещин.
Список литературы
1. Экспериментальная оценка кристаллографической анизотропии термической усталости монокристаллов сплава на основе №зА для высокотемпературных деталей АГТД / [ Голу-бовский Е. Р., Бычков Н. Г., Хамидуллин А. Ш., Базылева О. А.] // Вестник двигателестрое-ния. - 2011. - № 2. - С. 244-248.
2. Третьяченко Г. Н. Разрушение материалов при циклических нагревах / Третьяченко Г. Н., Карпинос Б. С., Барило В. Г. - К. : Наукова думка1993. - 288 с.
