CC BY
13
tl316.fm Page 18 Thursday, October 13, 2016 10:19 AM ^^
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
УДК 669.715/716
СВОЙСТВА ПОЛУФАБРИКАТОВ ИЗ СПЛАВА АК4-2ч ПРИ КОМНАТНОЙ И ПОВЫШЕННОЙ ТЕМПЕРАТУРЕ В СОПОСТАВЛЕНИИ С ДРУГИМИ ЖАРОПРОЧНЫМИ СПЛАВАМИ СИСТЕМЫ А1-Си-Мд
В. В. Телешов, докт. техн. наук (ОАО «ВИЛС», г. Москва, e-mail: info@oaovils.ru)
Представлен обзор результатов сопоставления характеристик статической прочности и трещиностойкости прессованных полос и катаных листов из сплавов АК4-2ч, ВД17 и Д19ч. Показано, что сплав АК4-2чТ1 отличается оригинальным комплексом механических свойств при комнатной и повышенных температурах, которые определяют его преимущество как перед жаропрочным сплавом АК4-1 чТ1, так и перед другими жаропрочными алюминиевыми сплавами системы Al-Cu-Mg. Рассмотрено разупрочнение сплавов при нагреве и происходящее при этом ухудшение ряда показателей трещиностойкости. Необходимо определять вязкость разрушения и сопротивление МЦУ не только в состоянии поставки полуфабриката, но и в состоянии его предельно допустимого разупрочнения во время эксплуатации.
Ключевые слова: алюминиевый сплав АК4-2чТ1; прессованная полоса; катаные полуфабрикаты; структура; механические свойства на растяжение; тре-щиностойкость; характеристики жаропрочности.
Properties of AK4-2ch Alloy Semiproducts at Room and Elevated Temperature in Comparison to Other Alloys of High-Temperature Al-Cu-Mg system.
V.V. Teleshov.
The review of comparison characteristics results of static durability and cracking resistance for the extruded strips and rolled sheets from alloys AK4-2ch, VD17 and D19ch are submitted. It is shown AK4-2chT1 alloy differs in an original complex of mechanical properties in case of room and elevated temperatures which determine its benefit both of a heat resisting AK4-1chT1 alloy, and of other high-temperature aluminum alloys of Al-Cu-Mg system. The softening of alloys when heated is considered and the deterioration in a number of indicators of cracking resistance happening at the same time are discussed. It is necessary to determine fracture toughness and resistance of low cycle fatigue not only in a delivery condition of semiproduct, but also in a condition of its extremely permissible softening during the exploitation operation.
Key words: AK4-2chT1 aluminium alloy; extruded strip; rolled semiproducts; structure; mechanical tensile properties; cracking resistance; high-temperature characteristics.
Введение
В зависимости от области применения жаропрочного деформируемого алюминиевого сплава условия его работы, в том числе рабочая температура, изменяются. Сплав
АК4-1ч широко используют для деталей реактивных двигателей при рабочей температуре до 250 °С, а также его применили как конструкционный материал для сверхзвуковых пассажирских самолетов с длительным
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
аэродинамическим нагревом при температуре до 150 °С в связи с высоким сопротивлением ползучести при этой температуре [1, 2]. Сплав АК4-2ч рекомендовано использовать в этих же областях применения [3].
Основной опубликованный справочный материал содержит результаты испытаний полуфабрикатов из сплава АК4-1 ч в широкой области изменения видов и условий испытаний [1, 2]. Однако в этих справочниках данные о сплаве АК4-2ч отсутствуют.
В настоящее время известен ряд отечественных серийных жаропрочных алюминиевых сплавов системы А1-Си-Мд, отличающихся друг от друга по содержанию меди и магния, а также по числу и количеству дополнительных легирующих компонентов. Это сплавы АК4-1 ч, АК4-2ч, Д19ч, ВД17 и некоторые другие [4, 5]. Несмотря на большой объем испытаний серийных жаропрочных сплавов и их относительно новых модификаций, в литературе до недавнего времени отсутствовали данные сравнительного анализа их свойств, полученных на идентичных полуфабрикатах с близким типом структуры.
Ниже представлен обзор результатов подобного сопоставления характеристик статической прочности и трещиностойкости одинаковых полуфабрикатов из сплава АК4-2ч в сравнении с распространенными отечественными жаропрочными деформируемыми алюминиевыми сплавами ВД17 и Д19ч, полученных в работах [6, 7].
Приводятся также данные о влиянии длительного нагрева на прочностные характеристики прессованных полос и катаных полуфабрикатов из сплава АК4-2чТ1.
Сплав АК4-1ч в этих работах не исследовали , поскольку сплав АК4- 2ч по характерис-
тикам жаропрочности ему не уступает, а по трещиностойкости имеет перед ним явное преимущество [8, 9].
Технология изготовления прессованных и катаных полуфабрикатов и методика проведения сравнительных исследований
Технология изготовления полуфабрикатов описана в работе [6]. Сплавы (табл. 1) отливали полунепрерывным методом в плоские слитки сечением 90 х 220 мм и в слитки диаметром 134 мм - каждый сплав из одной плавки. После гомогенизации (490 °С, 10 ч) и механической обработки из слитков изготовляли катаные и прессованные полуфабрикаты. Из обточенных заготовок диаметром 124 мм при 450 °С прессовали полосу сечением 10 х 100 мм. Горячую прокатку плоских заготовок сечением 80 х 190 мм проводили при 400 °С без плакировки до толщины 6 мм. Затем после отжига их подвергали холодной прокатке до толщины 2 мм со степенью деформации 67%. Прессованные полосы и катаные листы одновременно закаливали в воде после выдержки в вертикальной закалочной печи в течение 40 мин при разных температурах: 500 °С - для полуфабрикатов из сплавов ВД17, Д 19ч; 525 °С - для полуфабрикатов из сплава АК4-2ч. В свежезакаленном состоянии полуфабрикаты подвергали правке растяжением с остаточной деформацией 1-2 %.
Прессованные полосы во всех случаях имеют в центральных объемах волокнистую нерекристаллизованную структуру, а по периферии — крупнокристаллический ободок толщиной около 1 мм. При изготовлении разрывных образцов этот ободок удаляется. Катаные листы имеют мелкозернистую
Таблица 1
Химический состав сплавов
Сплав
Содержание легирующих компонентов и примесей в сплаве, % мас.
Си Мд Ре Ы1 2г И Б1 Мп
2,42 1,57 0,68 0,70 0,15 0,09 0,15 0,20
3,12 2,08 0,10 - - 0,01 0,17 0,55
3,87 2,0 0,16 - - 0,04 0,15 0,49
АК4- 2ч
ВД17
Д19ч
-Ф-
-Ф-
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
Таблица 2
Параметры микроструктуры
холоднокатаных листов
Средняя хорда зерна, мкм
Сплав по по по V, % об.
длине ширине толщине
АК4- 2ч 20 20 11 5,5
ВД17 40 29 14 1,7
Д19ч 36 26 15 2,8
рекристаллизованную структуру. Параметры микроструктуры листов приведены в табл. 2. Наибольшее объемное количество V избыточных фаз имеет сплав АК4-2ч в связи с присутствием в его составе железа и никеля.
Изменение свойств изучали на стадиях упрочняющего и разупрочняющего старения. На упрочняющей стадии старения все заготовки для изготовления цилиндрических (полосы) или плоских (листы) продольных образцов старили при 190 °С продолжительностью до 24 ч. Удельную электропроводимость у определяли методом вихревых токов прибором ВЭ-20Н с комплектом эталонов на поверхности листовых образцов и на фрезерованной поверхности прессованных полос после их обработки с одной стороны до толщины 7 мм.
Для изучения свойств полуфабрикатов в области разупрочнения использовали продольные образцы, подвергнутые после старения по режиму Т1 дополнительному старению разной продолжительности при 190-220 °С.
Характеристики трещиностойкости изготовленных полуфабрикатов при комнатной температуре рассмотрены в [7] после старения при 190 °С продолжительностью 16 ч. На прессованных полосах определяли: механические свойства при испытаниях на растяжение при комнатной и повышенных температурах на продольных разрывных образцах с диаметром рабочей части 5 и расчетной длиной 25 мм; сопротивление малоцикловой усталости (МЦУ) на продольных образцах размерами 6 х 36 х 200 мм с центральным отверстием диаметром 6 мм (коэффициент концентрации напряжений 2,6) при цикличе-
ском растяжении с частотой 5 Гц и коэффициентом асимметрии цикла 0,1 при максимальном напряжении цикла 176 МПа; в условиях плоского напряженного состояния на продольных образцах с сечением рабочей части 2 х 100 мм при толщине головок 10 мм находили действительный Кс и условный К.С коэффициент интенсивности напряжений
(вязкость разрушения), остаточное напряже-
нетто
ние сттр и скорость роста трещины усталости (СРТУ).
При испытании прессованных полос на МЦУ определяли число циклов до появления усталостной трещины площадью около 0,1 мм2 по методике [10] и число циклов Np до полного разрушения на шести образцах из каждого сплава. Период роста усталостной трещины в циклах оценивали параметром ^р = ^ - N0.
На катаных листах определяли: механические свойства при испытании на растяжение при комнатной температуре на продольных образцах с шириной рабочей части 15 и расчетной длиной 60 мм; характеристики трещино-
I/ нетто <^г-.-г\/
стойкости Kс, КС , сттр и СРТУ - на продольных образцах размерами 2 х 200 х 400 мм.
Характеристики циклической и статической трещиностойкости в условиях плоского напряженного состояния определяли в соответствии с требованиями ДБТМ Е647-95 (параметр СРТУ, за длину трещины 2/ принимали полную длину трещины) и ДБТМ Е561-95 (Кс, КУС , ст1^1™ ). Усталостную трещину в образцах выращивали при циклическом нагру-жении с частотой 10 Гц и изменении размаха коэффициента интенсивности напряжений ДК от 14 до 33 МПа Ум . Для предотвращения выпучивания образцов при статическом на-гружении в процессе определения вязкости разрушения листов использовали накладки.
Определяли также прочностные характеристики прессованных полос при температуре до 200 °С путем кратковременного растяжения разрывных образцов с диаметром рабочей части 5 мм и расчетной длиной 25 мм с выдержкой перед испытаниями в течение 20 мин. Испытывали по 3 образца каждого сплава.
-Ф-
-Ф-
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
Результаты сравнительных испытаний прессованных полос и катаных листов
Максимум прочностных характеристик сравниваемых сплавов достигается после 12-16 ч старения. Относительное удлинение при этом имеет минимальное значение и при дальнейшем увеличении длительности старения практически не изменяется. В табл. 3 сопоставлены полученные в работе [6] свойства полуфабрикатов в состоянии Т после 10 сут. естественного старения и в области максимального упрочнения Т1. Определение уна образцах разной толщины показало, что снижение у у листов толщиной 2 мм обусловлено
не влиянием толщины образца, а особенностями структуры полуфабриката.
Полученные результаты для стадий упрочняющего и разупрочняющего старения совместно представлены на рис. 1 в виде зависимостей ств(сто,2) - у. С помощью этих соотношений можно сравнить поведение полуфабрикатов с различной структурой в широкой области изменения состояния твердого раствора. Например, видно, что максимальные прочностные характеристики прессованных полос и листов из сплавов Д 19ч и ВД17 соответствуют одной величине удельной электропроводимости, а у сплава АК4-2ч наблюдается существенное смещение кривых и у листов у на
-Ф
Свойства полуфабрикатов в состояниях Т и Т1 Таблица 3
Сплав Полуфабрикат Состояние Т Состояние Т1
ств, МПа ст02, МПа 8, % у, МСм/м ств, МПа ст02, МПа 8, % у, МСм/м
АК4- 2ч Полоса Лист 434 401 308 295 18,6 19,9 18,2 16,5 434 428 408 398 11,0 8,0 21,0 19,8
ВД17 Полоса Лист 469 437 335 311 15,6 23,8 18,0 17,0 455 464 418 412 10,0 7,0 21,4 21,4
Д19ч Полоса Лист 503 463 386 365 16,0 18,4 17,1 16,6 507 505 478 475 8,0 6,0 21,0 20,5
Ф-
440
« С
^ 400
й о
360 400
С 360
Е
г,
6 320
280
\ \
л
/ 1 \
/ О Г
16
18 20 22 у, МСм/м а
470
в430
390
Д 380 С
340
300
й о---- \
\
я
\
16
18 20 у, МСм/м
22
18 20 у, МСм/м в
Рис. 1. Соотношение междупрочностными характеристиками и удельной электропроводимостью при искусственном старении прессованных полос (Д.) и катаных листов (О) из сплавов АК4-2ч (а), ВД17 (б) иД19ч (в):
значки (Д) и (О) для каждого сплава показывают соотношение свойств в состоянии Т
"Ф
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
"Ф"
Свойства полуфабрикатов в состоянии Т1 Таблица 4
Сплав Полоса Лист
ств, МПа ст02, МПа 8, % у, МСм/м ств, МПа ст02, МПа 8, % у, МСм/м
АК4- 2ч ВД17 Д19ч 440 455 500 405 425 475 10,7 10,4 9,3 21,1 21,5 21,3 430 450 515 400 410 495 6,7 7,0 5,9 19.6 20.7 20,6
Рис. 2. Влияние температуры испытаний * на кратковременную прочность прессованных полос из сплавов Д19ч (А.), ВД17 (□) иАК4-2ч(Ш) в состоянии Т1
Таблица 5
Параметры малоцикловой усталости прессованных полос
Сплав N0, кцикл Мр, кцикл Мф, кцикл
АК4-2ч 51,5-72,0 67,5-89,9 15,4-22,8
(62,1) (80,4) (18,2)
ВД17 33,1-64,5 51,4-81,5 16,1-18,3
(49,8) (67,2) (17,3)
Д19ч 53,8-218,0 67,3-236,2 13,5-18,5
(106,5) (121,3) (14,8)
Примечание. В скобках даны средние значения характеристик.
Ф-
максимуме прочности значительно ниже, чем у полос.
Механические свойства на растяжение и удельная электропроводимость полуфабрикатов, используемых для определения характеристик трещиностойкости при комнатной температуре, приведены в табл. 4 [7]. Они несколько отличаются от свойств, приведенных в табл. 3, в связи с проведением старения в разных садках, однако сохраняется соотношение свойств разных сплавов и полуфабрикатов.
На рис. 2 показано влияние температуры испытаний на кратковременную прочность прессованных полос. Испытания показали, что повышение температуры испытаний до 200 °С не изменяет соотношения характеристик кратковременной прочности сплавов - более прочные при комнатной температуре сплавы сохраняют свое преимущество и при повышенных температурах, т. е. кратковременные испытания в рассматриваемом интервале температуры не дают новой инфор-
мации о соотношении прочностных характеристик рассматриваемой группы сплавов. По уровню прочности сплавы располагаются в следующей последовательности, практически независимо от вида полуфабриката: Д19ч, ВД17, АК4-2ч.
Полученные значения характеристик тре-щиностойкости представлены в табл. 5-7.
Результаты испытаний на МЦУ прессованных полос даны в табл. 5. Для сплава Д19ч в табл. 5 приведены результаты испытания четырех образцов. Два образца не разрушились при N0 равном 206 и 522 кцикл.
При данных условиях испытаний более низкие средние значения N0 и N имеет сплав ВД17. Максимальные средние значения параметров долговечности показывает сплав Д19ч, однако для него характерен большой разброс результатов испытания отдельных образцов. Период роста усталостной трещины Мф для образцов из одного сплава является относительно стабильной величиной и близок
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
в сравниваемых сплавах, поэтому изменение общей долговечности отдельных образцов обусловлено в основном изменением числа циклов Ы0 до появления усталостной трещины.
Значения характеристик статической трещиностойкости сплавов даны в табл. 6 и 7. Для прессованных полос максимальные значения вязкости разрушения и остаточной прочности имеет сплав ВД17, очевидно, вследствие удачного сочетания высокой прочности и хорошей пластичности.
Для катаных листов в целом характерна более высокая вязкость разрушения, чем для прессованных полос, что обусловлено влиянием ширины образца на результаты испытаний [11]. Максимальную вязкость разрушения и остаточную прочность имеют образцы из листов сплава АК4-2ч, а минимальные значения этих параметров, также как у прессованных полос, имеют листы сплава Д19ч. Листы из сплава ВД17 по этим характеристикам занимают промежуточное положение. У сравниваемых сплавов наблюдается закономерное снижение вязкости разрушения при увеличении предела текучести и снижении относительного удлинения.
Приведенные в табл. 6 и 7 значения вязкости разрушения Кс и К прессованных полос и катаных листов нельзя сравнивать между собой в связи с разной шириной испытываемых образцов. В [7] полученные экспериментальные значения вязкости разрушения Кс приведены к одной ширине образца с использованием кривых сопротивления роста трещины при статическом нагружении (Я-кри-вых). Полученные значения Кс образцов разной ширины сопоставлены в табл. 8.
Как видно из сопоставления расчетных значений Кс для образцов одной толщины и ширины каждого сплава, рекристаллизован-ная структура листов из сплавов АК4-2ч и
Таблица 6
Характеристики трещиностойкости прессованных полос
Сплав Образец нетто сттр , МПа КС, МПаУм Кс, МПа Тм СРТУ, мм/кцикл, при ДК, МПаТм
20,15 26,35
АК4- 2ч 1 2 345 325 57,9 54,9 73,1 72,8 2,0 2,5 5,4 7,0
ВД17 1 2 355 350 59,6 59,5 74,1 68,7 3,2 2,6 7,0 6,2
Д19ч 1 2 330 290 55,3 48,0 70,3 57,8 4,0 8,0 10 17
Таблица 7 Характеристики трещиностойкости катаных листов
Сплав Образец нетто атр , МПа КС, МПаУм Кс, МПаТм СРТУ, мм/кцикл, при ДК, МПаТм
20,15 26,35
АК4- 2ч 1 2 345 345 81,5 81,5 123,8 125,0 2,4 2,3 6,0 5,0
ВД17 1 2 315 330 74.7 77.8 100,4 99,2 2,7 2,0 6,2 4,3
Д19ч 1 2 215 235 50,5 55,8 61,4 65,1 3,8 3,3 14,2 11
ВД17 обеспечивает получение более высоких значений Кс, чем нерекристаллизованная структура прессованных полос. Для высокопрочного сплава Д19ч в целом при более низкой вязкости разрушения характерна более низкая вязкость разрушения листов, чем прессованной полосы.
Как следует из табл. 6 и 7, значение СРТУ у сплавов АК4-2ч и ВД17 низкое и слабо зависит от вида полуфабриката, т. е. для этих сплавов тип структуры на СРТУ не влияет. Максимальная СРТУ у образцов из сплава Д19ч, при этом у листов при низкой ДК она снижается. Изменение СРТУ у прессованных полос из сопоставляемых сплавов хорошо согласуется с изменением параметра Ытр при испытаниях на МЦУ. Чем больше СРТУ,
"Ф
-Ф-
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
Таблица 8
Сопоставление вязкости разрушения Кс прессованных и катаных полуфабрикатов
при разной ширине образцов
Сплав
Полуфабрикат
Образец
Кс, МП^Тм , для образцов шириной,
мм
100 200 400
АК4- 2ч Полоса 1 73,1* 83,8 93,4 108,4
2 72,8* 85,8 97,9 118,6
Лист 1 92,8 123,8* 156,8 242,0
2 96,6 125,0* 159,8 235,3
ВД17 Полоса 1 74,1* 85,2 94,5 108,9
2 68,7* 78,6 87,3 102,0
Лист 1 78,4 100,4* 123,4 176,7
2 81,7 99,2* 123,0 174,4
Д19ч Полоса 1 70,3* 80,7 90,6 106,9
2 57,8* 64,6 70,5 80,2
Лист 1 55,4 61,4* 66,2 73,0
2 58,1 65,1* 70,5 78,5
Экспериментальное значение.
тем меньше период роста трещины при малоцикловой усталости.
Проведенные испытания показали, что полуфабрикаты из сплава АК4-2ч имеют высокие характеристики трещиностойкости и могут конкурировать по этим показателям с другими жаропрочными алюминиевыми сплавами.
В [12, 13] с помощью линейного регрессионного анализа рассмотрена связь между химическим составом и характеристиками трещиностойкости при комнатной температуре полос и листов из 8 сплавов системы А1-Си-Мд-Хр в том числе рассмотренных выше сплавов АК4-2ч, ВД17 и Д19ч.
Для прессованных полос в [12] получены
У с
значимые линейные уравнения для связи К
нетто
и ст
тр
с содержанием легирующих компо-
нентов. Для КС эти уравнения приведены в табл. 9. Они имеют небольшую среднюю абсолютную ошибку ДУ/ предсказания свойств, особенно при введении в уравнение предела текучести полуфабриката в состоянии Т1.
В [13] установлено наличие связей между характеристиками трещиностойкости листов, выражаемых уравнениями с высокими коэффициентами корреляции И:
Кс = - 26,96 + 1,75 Кус , И = 0,941;
Таблица 9
Уравнения регрессии вида = Ь0Х0 + Ь-Х + ... + ЬпХп для связи характеристик трещиностойкости прессованных полос с химическим составом сплава и пределом текучести материала
Свойство (У/) Коэффициенты регрессии при факторах И ДУ/
Х0 = 1 Си Мд ПМ Ре + N Ое ст0,2
КСУ, МПаУм 87,26 108,53 -5,52 -7,22 -5,04 -6,39 - -6,06 -8,28 47,41 65,69 -0,03 0,854 0,901 1,3 1,1
"Ф
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
"Ф"
Таблица 10
Уравнения регрессии вида У-, = Ь0Х0 + Ь^Х^ + ... + ЬпХп для связи характеристик трещиностойкости листов с химическим составом сплава и пределом текучести материала
Свойство(У) Коэффициенты регрессии при факторах Я ДУ;
Хс = 1 Си Мд ПМ Ре + N Ое ст0,2
КУ, МПа^м 202,89 257,25 -18,91 -19,10 -33,10 -28,31 - -15,17 -21,14 38,28 -0,14 0,894 0,983 3,6 1,4
Кс, МПаТм 329,48 434,20 -33,79 -31,31 -60,29 -56,30 -35,87 -17,69 -28,05 - -0,23 0,891 0,995 6,8 1,4
СРТУ = 29,81 - 0,319 КУС , Я = -0, 950;
атнретт° = 1,27 + 4,23 КУС , Я = 0,999; СРТУ = 22,05 - 0,152 Кс, Я = -0,846;
ст™ = 92,59 + 2,14 Кс, Я = 0,942;
СРТУ = 29,95 - 0,076 ст
тр
, Я = -0,952.
Для сплавов рассматриваемой системы наблюдается согласованное улучшение или ухудшение всех характеристик трещиностойкости: сплав с высокой вязкостью разрушения Кс и КУС имеет высокую остаточную прочность ст— и низкую СРТУ. И наоборот, снижение вязкости разрушения сопровождается нетто
снижением ст
тр
и повышением СРТУ.
Полученные в состоянии Т1 прочностные характеристики полос и листов не связаны статистически значимыми линейными уравнениями множественной регрессии с параметрами химического состава сплавов в связи с известной нелинейной зависимостью прочности от химического состава этих сплавов в области разреза а - в диаграммы состояния. В то же время для характеристик трещиностойкости полос и листов свойственны значимые линейные уравнения их связи с содержанием легирующих компонентов (см. табл. 9, 10). Введение в состав этих уравнений в качестве независимой переменной предела текучести материала в состоянии Т1 позволяет существенно уменьшить среднюю
абсолютную ошибку ДУ; предсказания свойств по полученным уравнениям, особенно для катаных листов. Полученные для широкого интервала изменения состава сплавов интерполяционные уравнения показывают, что для полос и листов увеличение содержания в сплаве меди, магния, суммарного содержания железа и никеля, увеличение предела текучести снижают величину вязкости разрушения. Полученные уравнения могут служить основой для прогнозирования характеристик трещиностойкости в состоянии Т1 сплавов промежуточного химического состава в двух структурных состояниях [14].
Влияние температурно-временных условий статических испытаний на прочностные характеристики прессованных полос
Жаропрочные алюминиевые сплавы в процессе эксплуатации могут находиться длительное время при температуре выше 135 °С. В результате этого в них происходят структурные превращения, связанные с дополнительным распадом твердого раствора и с последующим диффузионным огрублением продуктов распада. Чем выше температура нагрева и длительнее ее воздействие, тем значительнее снижается прочность сплавов на стадии разупрочняющего фазового старения. Для каждого сплава характерны свои пределы изменения свойств в результате комбинированного температурно-силового воздействия при проведении различных испытаний, в том числе длительных, обусловленные химическим составом и структурой полуфабриката.
нетто
-Ф-
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
В [15] рассмотрена связь между химическим составом и прочностными характеристиками прессованных полос (химический состав по табл. 1) при разных условиях испытаний. Жаропрочные алюминиевые сплавы рекомендуется использовать в искусственно состаренном состоянии для обеспечения более стабильных свойств в процессе эксплуатации [4], поэтому все испытания проводили на образцах в состоянии Т1 в области максимальной прочности согласно рис. 1 с учетом влияния температуры испытаний, представленного на рис. 2.
Для сравнительного анализа использовали нижеследующие показатели. Прочность в исходном состоянии Т1 при 20 и 175 °С. Характеристики сплавов при 175 °С получали путем кратковременного растяжения с выдержкой разрывных образцов перед испытаниями в течение 20 мин (см. рис. 2). Все испытания при 175 °С проводили на продольных разрывных образцах с диаметром рабочей части 5 мм и расчетной длиной 25 мм. Определяли восстановленную прочность при ком-
натной температуре после нагрева при 175 °С, 1000 ч по результатам испытания 2-3 разрывных образцов. Проводили испытания на длительную прочность при 175 °С. Предел длительной прочности при Тр = 1000 ч оценивали по результатам испытаний 4-7 образцов каждого сплава в интервале изменения растягивающего напряжения ст от 200 до 300 МПа путем обработки экспериментальных данных методом наименьших квадратов для получения линейных уравнений вида 1дтр = а + Ьст, где Тр - время до разрушения образца при данном растягивающем напряжении ст . По полученным уравнениям рассчиты -вали значения предела длительной прочности ст1000.
Результаты испытаний рассматриваемых
сплавов приведены в табл. 11-13.
Как видно из табл. 11, повышение температуры испытаний приводит к практически одинаковому разупрочнению сравниваемых сплавов, что сохраняет соотношение между прочностными характеристиками, свойственное испытанию при комнатной температуре.
-Ф
Таблица 11
Механические свойства прессованных полос при 20 и 175 °С
Сплав 20 °С 175 °С Аств, АСТ0 2
ств, МПа ст02, МПа 8, % у, МСм/м ств, МПа ст02, МПа 8, % МПа МПа
АК4- 2ч 445 400 11,9 20,7 335 325 17,5 110 75
ВД17 450 400 11,7 21,4 350 335 17,5 100 65
Д19ч 495 465 9,1 21,2 395 390 12,5 100 75
Примечание. Аств и Аст0 2 - разность характеристик прочности при 20 и 175 °С.
Таблица 12
Механические свойства и удельная электропроводимость прессованных полос при 20 °С в состоянии Т1 и после выдержки при 175 °С, 1000 ч
Сплав Исходное состояние Т1 175°С, 1000ч Аств, Аст0,2
ств, МПа ст02, МПа 8, % у, МСм/м ств, МПа ст02, МПа 8, % у, МСм/м МПа МПа
АК4- 2ч ВД17 Д19ч 435 460 500 410 405 470 10,8 10,7 10,4 21,2 21,1 21,4 395 425 465 345 360 410 11,8 11.3 10.4 22,1 22,3 22,3 40 35 35 65 45 60
Примечание. Аств и Аст0 2 - разность характеристик прочности при 20 °С в состоянии Т1 и после выдержки 175 °С, 1000 ч. '
Ф-
"Ф
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
-Ф-
Таблица 13
Механические свойства и удельная электропроводимость 175 прессованных полос при 20 °С в состоянии Т1 и предел длительной прочности а1Ш)0
Сплав Исходное состояние Т1 ^000 , МПа Д^0 , МПа ДД, МПа
ств, МПа ст02, МПа 8, % у, МСм/м
АК4- 2ч ВД17 Д19ч 440 475 518 410 431 494 12,4 11,4 7,6 21,0 21,0 21,2 215 208 238 225 267 280 75 132 145
Примечание. Дст17°0 = ств - ст1750 . ДД = Дст1700 - Дств (табл. 11) - Дств (табл. 12).
При повышении температуры испытаний временное сопротивление снижается сильнее, чем предел текучести.
Длительный нагрев при 175 °С, как видно из табл. 12, приводит к меньшему разупрочнению сплавов в случае испытаний при комнатной температуре, чем в случае кратковременных испытаний при 175 °С (см. табл. 11). При этом (см. табл. 12) абсолютная величина разупрочнения у сравниваемых сплавов различается на небольшую величину и временное сопротивление снижается меньше, чем предел текучести.
Предел длительной прочности, приведенный в табл. 13, свидетельствует о максимальном разупрочнении сплавов (Дст-|0С10) под влиянием приложенного напряжения и длительного воздействия температуры. При этом наблюдаемое разупрочнение больше, чем сумма разупрочнений по табл. 11 и 12, на величину ДД, приведенную в табл. 13. Минимальная величина ДД у сплава АК4-2ч свидетельствует о том, что этот сплав имеет минимальную чувствительность к разупрочнению при совместном влиянии температуры и растягивающего напряжения.
В табл. 3, 4, 11-13 результаты испытания полос в исходном состоянии Т1 несколько различаются, поскольку старение образцов для каждого вида испытаний проводилось в отдельных садках.
Дополнительное разупрочнение ДД при испытаниях на длительную прочность, наблюдаемое и в сплавах системы А1-Си-Мд-Ад, в [16] объяснили влиянием длительного растяжения образцов при напряжении ниже предела текучести сплава в исходном со-
стоянии для данной температуры кратковременных испытаний, во время которого происходят значительные изменения в структуре материала.
Во-первых, растягивающие напряжения оказывают влияние на скорость процесса увеличения размеров упрочняющих фаз и вызываемое этим разупрочнение материала, поскольку ускоряется диффузия легирующих компонентов вследствие эффекта увеличения коэффициента диффузии в пластически деформируемом материале [17]. В этом случае разупрочнение будет больше, чем в случае перестаривания без действия внешнего напряжения при определении восстановленной прочности. Это дополнительное разупрочнение проявляется как при комнатной, так и при повышенной температуре испытания.
Во-вторых, действующим фактором при испытании на длительную прочность может быть происходящее при перемещении дислокаций медленное накапливание дефектов структуры на второй стадии ползучести. Протяженность этой стадии при одном действующем напряжении в разных жаропрочных алюминиевых сплавах существенно различается, в то время как процесс разрушения образца на третьей стадии ползучести при достижении критической плотности дефектов структуры во всех сплавах протекает относительно быстро.
При испытаниях на кратковременное растяжение происходит непрерывное увеличение действующего напряжения до величины, которая необходима для быстрого достижения критической плотности дефектов структуры и разрушения образца. В этом случае
"Ф
-Ф-
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
быстрого деформирования проявляется деформационное упрочнение, и разрушение происходит при более высоком условном напряжении, чем при испытаниях с постоянной нагрузкой на длительную прочность. Можно считать, что при испытаниях на длительную прочность часть общего разупрочнения обусловлена отсутствием части деформационного упрочнения, наблюдаемого при кратковременных испытаниях.
Из вышеизложенного следует, что величина АА является суммой разупрочнения от ускоренной коагуляции упрочняющих выделений под действием внешней нагрузки и кажущегося разупрочнения, вызванного отсутствием деформационного упрочнения, наблюдаемого при быстром деформировании разрывного образца в условиях кратковременных испытаний. В [16] отмечается, что для уточнения соотношения между этими двумя составляющими дополнительного разупрочнения АА необходимы специальные эксперименты.
Влияние длительного нагрева при температуре эксплуатации на характеристики трещиностойкости катаных полуфабрикатов из сплава АК4-2ч
Происходящее разупрочнение изделий после длительного нагрева при температуре эксплуатации показывает необходимость определения возможного при этом изменения характеристик трещиностойкости.
Это явление рассмотрено в работах [18, 19] на примере катаной плиты толщиной 40 мм и неплакированного листа толщиной 3,2 мм следующего состава (в %): 2,2 Си; 1,45 Мд; 0,18 Б1; 0,42 Ре; 0,54 1\П; 0,12 7г; 0,07 П. Слитки сечением 165 х 550 мм гомогенизировали по режиму 495 °С, 18 ч и после механической обработки на толщину 140 мм катали без плакировки при 400 °С на плиту толщиной 40 мм с вытяжкой 3,5 и на подкат толщиной 7 мм. Последний после отжига 370 °С, 2 ч и медленного охлаждения катали вхолодную до толщины 3,2 мм со степенью холодной деформации 54 %.
Полуфабрикаты после закалки по серийному режиму были подвергнуты правке растяжением с остаточной деформацией 1,5% для плиты и 1,0 % для листа. Данные о структуре и свойствах плиты толщиной 40 мм в состоянии Т1 приведены в работе [20] и использованы в [9].
Свойства полуфабрикатов определяли после различной продолжительности старения по серийному режиму при температуре 190-195 °С и после дополнительных нагревов при 150 и 175 °С, которые имитировали эксплуатационный нагрев изделий. Удельную электропроводимость у измеряли в средних слоях по толщине плиты в плоскости прокатки и на поверхности листа токовихревым методом с помощью прибора ИЭ-1 и комплекта эталонов.
В табл. 14 приведены результаты определения механических свойств в продольном и в поперечном направлениях в разных объ-
Таблица 14
Механические свойства плиты толщиной 40 мм в продольном/поперечном направлениях в средней зоне по ширине после старения при 195 °С различной продолжительности
Длитель- у, МСм/м Поверхностный слой Центр по толщине
ность ста-
рения, ч ств, МПа ст02, МПа 8, % ств, МПа ст02, МПа 8, %
0 19,2 385/392 270/261 25,1/22,5 403/393 289/272 21,6/20,3
4 20,3 385/396 310/300 20,4/19,7 404/400 335/310 17,6/16,7
8 22,1 400/410 367/358 13,2/10,4 410/410 378/368 12,3/9,2
12 23,2 412/- 390/- 12,5/- 416/- 395/- 10,6/-
16 23,6 407/418 380/379 11,5/7,2 409/415 381/380 10,8/7,7
24 24,0 403/408 370/370 10,0/7,2 402/408 368/370 10,4/8,0
-Ф-
-Ф-
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
емах по толщине плиты после старения при 195 °С. Максимальные прочностные свойства получены после 12-16 ч старения при у = 23,2-23,6 МСм/м. На ранних стадиях старения в поверхностных объемах плиты несколько более низкие прочностные характеристики в продольном направлении, чем в центральных объемах, но при длительности старения более 12 ч свойства в различных объемах выравниваются. В поперечном направлении свойства поверхностного и центрального объема близкие и при увеличении продолжительности старения изменяются одинаково.
Можно отметить, что для плиты в преимущественно рекристаллизованном состоянии получаемые прочностные характеристики долевых и поперечных образцов после обработки на максимальную прочность близкие, хотя относительное удлинение поперечных образцов ниже. Испытания по ТУ поперечных образцов из центральных объемов плиты достаточно полно характеризуют свойства плиты для всех зон по толщине и направлений испытаний, за исключением свойств в направлении по толщине, которые в тонких плитах не определяются.
Вязкость разрушения в условиях плоской деформации К1с и сопротивление малоцикловой усталости (МЦУ) изучали на образцах после продолжительности искусственного старения 8 и 16 ч, а также после дополнительных нагревов при 150 и 175 °С. Параметр К1с определяли на двух-трех компактных образ-
цах толщиной 30 мм ориентации ДП и ПД. Усталостные испытания в условиях МЦУ проводили на продольных образцах размером 6 х 36 х 200 мм с центральным сквозным отверстием диаметром 6 мм (коэффициент концентрации напряжений 2,6), изготовленных из поверхностных объемов плиты (толщина заготовки 12 мм). Образцы подвергали повторному растяжению с коэффициентом асимметрии цикла 0,1 при частоте 5 Гц и максимальном напряжении цикла 176 МПа. При этом по методике [10] находили число циклов N0 до появления усталостной трещины площадью около 0,1 мм2 и число циклов N до полного разрушения. Параметр Мф = N - N0 характеризует число циклов роста трещины. На каждый режим испытывали четыре-пять образцов.
Для оценки влияния дополнительных нагревов на прочность из ряда образцов для определения К1с и для оценки МЦУ были изготовлены продольные разрывные образцы с диаметром рабочей части 5 и 3 мм соответственно.
Результаты испытаний приведены в табл. 15-17. Как видно из табл.15,дополнительная выдержка 100 ч при 150 °С несколько недостаренного материала способствовала существенному подъему прочностных характеристик при слабом изменении пластичности, а такая же выдержка при 175 °С соответствует началу разупрочнения. Более длительные нагревы при этих температурах приводят к сильному разупрочнению при одинаковых
Таблица 15
Механические свойства плиты в продольном направлении после дополнительной термической обработки
Режим старения у, МСм/м Зона по толщине плиты Диаметр разрывного образца, мм стВ, МПа ст02, МПа 8, %
195°С,8 ч + 150°С,100ч 22,6 Центр 5 433 408 12,2
195°С,16ч + 175 °С, 100ч 24,3 5 405 373 10,6
195°С,12ч + 150°С, 5000ч 24,4 5 400 357 10,1
Поверхность 5 400 360 9,7
195°С,12ч + 175°С, 5000ч 25,2 Центр 5 359 297 10,7
Поверхность 5 360 300 10,8
195°С,8 ч + 150°С, 5000ч 24,6 -"- 3 387 349 8,5
195°С,16ч + 150°С, 1000ч 24,1 -"- 3 405 370 7,8
-Ф-
-Ф-
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
Таблица 16
Влияние режимов термической обработки на вязкость разрушения плиты
Режим старения У. МСм /м К1с, МПаУм
ДП ПД
195°С,8 ч 22,1 28,8 23,3
195°С,8 ч + 150°С,100ч 22,6 28,3 22,3
195°С,16 ч 23,6 27,0 21,4
195°С,16 ч + 175°С,100ч 24,3 27,3 22,0
195°С,12ч+150°С,5000ч 24,4 27,7 21,3
195°С,12ч+175°С,5000ч 25,2 28,5 24,4
свойствах в центральных и поверхностных объемах плиты. Сопоставление приведенных в табл. 14 и 15 прочностных характеристик продольных образцов из центральных и поверхностных объемов плиты после всех режимов старения и соответствующих им значений удельной электропроводимости материала показывает, что наблюдается типичная для термически упрочняемых алюминиевых сплавов куполообразная зависимость с максимумом при у = 23 МСм/м с последующим разупрочнением при увеличении у (рис. 3). Сравнение данных рис. 1 и рис. 3 показывает, что для сплава АК4-2ч величина у, соответствующая максимальной прочности,
Таблица 17
Интервал изменения и средние значения долговечности образцов в условиях МЦУ для плиты после различных режимов старения
Режим старения у, МСм/м Ы0, кцикл Ыр, кцикл Ы-р, кцикл
195°С,8 ч 22,1 44, 3-251,2 64,3-273,0 16, 1-2 1,8
1 07,0 1 26,0 1 9, 0
195°С,16ч 23,6 23, 0-145,0 38,9-1 63,2 15, 9-1 9,1
67,6 85 ,5 1 8, 1
195°С, 16ч + 24,1 26,2-3 5,0 41, 4-56, 2 15, 1-2 1,2
150°С,1000ч 3 0, 0 47, 2 1 7, 2
195°С,8ч+ 24,6 28,1-3 5,4 41,9-53, 5 13, 6-1 8,8
150°С,5000ч 3 1, 6 46, 7 1 5, 1
195°С,12ч+ 24,4 3 6,0-45,6 48, 9-58, 7 11, 8-1 4,7
150°С,5000ч 40, 7 53, 9 1 3, 3
195°С,12ч+ 25,2 1 8,0-2 5,0 34,3-40, 9 11, 5-1 7,7
175°С,5000ч 2 1, 6 3 7, 1 1 5, 5
зависит от вида и, очевидно, толщины полуфабриката. Изменение условий охлаждения при закалке полуфабрикатов разной толщины может приводить к различной степени фиксации пересыщенного твердого раствора, изменять содержание в нем легирующих компонентов и параметры распределения выделяющихся при старении частиц упрочняющих фаз, что будет влиять на соотношение между характеристиками прочности и удельной электропроводимостью полуфабриката.
Получение максимальных прочностных свойств после относительно кратковременного нагрева при 150 °С связано, очевидно, с упрочняющим влиянием происходящего при этом дополнительного мелкодисперсного распада твердого раствора. Это показывает, что нестабильность структуры в начале эксплуатационного нагрева вызывает заметное повышение прочностных характеристик, которое затем исчезает вследствие увеличения размеров частиц при коагуляционном старении. При этом исчезает также различие в ходе кривых ств(ст0,2) - у для центральных и поверхностных объемов плиты.
Средние значения вязкости разрушения приведены в табл. 16. Более высокие значения К1с характерны для непродолжительного старения при у от 22,1 до 22,6 МСм/м. Старение на максимум прочности при у = 23,6 МСм/м несколько снижает К1с, которое остается на этом уровне при дальнейшем перестаривании во время дополнительного нагрева до получения у = 24,4 МСм/м. Сильное перестаривание при получении у = 25,2 МСм/м приводит к сильному снижению прочности и повышает К1с. В плитах из сплава АК4- 1ч наблюдается аналогичное изменение К1с [21].
Результаты усталостных испытаний плиты приведены в табл. 17. Можно отметить систематическое снижение средних и максимальных значений долговечности образцов по мере увеличения у до 24,1 МСм/м. Аналогично сплаву АК4-1ч более высокая долговечность образцов наблю-
-Ф-
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
440
420
400
cS
И
380
360
340
320
300
20
V
\ 1
А X У ^ 4 ✓ п\
/ / 3 ✓ / д\ 1 к
/ ✓ ✓ / \ •
/ / °0,2 / / \ 1
/ А V
21
22
23
24
25 у, МСм/м
Рис. 3. Связь между удельной электропроводимостью и прочностными характеристиками плиты из сплава АК4-2ч в продольном направлении после старения
при 195 ° С разной продолжительности (О, А) и после дополнительного перестаривания (9, ▲)
в поверхностных (А., Д — пунктирные линии) и центральных (О, ф — сплошные линии) объемах: 1 - старение по режиму 195 °С, 8 ч + 150 °С, 100 ч
110
90
к и
70
50
30
10
о
\ X1
\
• •V
• о X
22 23 24 25
у, МСм/м
Рис. 4. Связь между удельной электропроводимостью и числом циклов Ы0до появления усталостной трещины в условиях МЦУдля образцов из плиты толщиной 40 мм:
1 - N среднее = 744,58 - 28,95 у (О);
2 - N0 минимальное = 187,69 - 6,60 у (•)
дается в случае недостаренного состояния [21]. Старение на максимум прочности при у = 23,6 МСм/м уменьшает как разброс долговечности, так и ее среднее значение. Дополнительные нагревы приводят к дальнейшему снижению долговечности. Сокращение числа циклов до разрушения Ыр происходит в основном за счет уменьшения числа циклов до появления трещины N0, так как стадия роста трещины Ытр в разных структурных состояниях относительно стабильна. На рис. 4 представлена связь между у и различными характеристиками N0.
Происходящее снижение прочностных свойств и сопротивления МЦУ плиты из сплава АК4-2ч при повышении у является следствием огрубления продуктов распада твердого раствора при перестаривании, что характерно для алюминиевых сплавов. В сплаве АК4-2чТ1 изменение свойств при увеличении длительности старения, как и в сплаве АК4-1ч, вызывается ростом пластинчатых частиц фазы в' (Б) [22].
Для качественной оценки происходящего увеличения размеров частиц упрочняющих фаз в исследуемой плите после длительных нагревов провели электронно-микроскопические исследования фольги в соответствующих состояниях с помощью просвечивающего электронного микроскопа ЭВМ-100Бр. Представленные в [18, 19] фотографии структур в светлом поле позволяют проследить за происходящим изменением величины частиц фазы Б' (Б) при использованных нагревах. Например, сопоставление структур на рис. 5, а и б показывает, что после дополнительного нагрева(150 °С, 5000 ч)происходит существенное увеличение размеров включений упрочняющих фаз, обусловливающее увеличение у и снижение прочностных характеристик.
Таким образом, для плиты перестарива-ние с увеличением у с 22,1 МСм/м для состояния Т1 до 24,6 МСм/м для состояния Т1+ (150 °С, 5000 ч) снижает ств на 23 МПа, ст0,2 на 29 МПа, К1с при этом снижается на 1-2 МПа Ум , а параметр МЦУ N0 уменьшается более чем в 2 раза.
Для исследования влияния перестарива-ния на характеристики статической и цикли-
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
Рис. 5. Распад твердого раствора в плите из сплава АК4-2ч после старения по режимам:
а - 195 "С, 8 ч (у = 22,1 МСм/м); б- 195 "С, 8 ч + 150 "С, 5000 ч (у = 24,6 МСм/м). х 36600
ческой трещиностойкости в условиях плоского напряженного состояния использовали листовые продольные образцы размером 3,2 х 100 х 300 мм, состаренные 190 °С, 28 ч и дополнительно выдержанные 1000 и 5000 ч при 150 и 175 °С. Характеристики трещиностойкости: КУС - условный критический коэффициент интенсивности напряжений, рассчитанный без учета подрастания трещины
нетто
в процессе разрушения; стс - разрушающее напряжение в сечении нетто; СРТУ (б2//бЫ) - скорость роста трещины усталости. Механические свойства при испытании на растяжение находили на продольных плоских разрывных образцах с расчетной длиной 40 мм. Все результаты испытаний в виде средних значений для двух образцов приведены в табл.18.
Дополнительный нагрев при 175 и 150 °С продолжительностью 5000 ч вызывает сущест-
венное увеличение у и уменьшение прочности, что свидетельствует о далеко зашедшем процессе коагуляции упрочняющих фаз. Также нетто ,,у ^п-гл/
снижаются стс и КС , в то время как СРТУ
практически не изменяется. Анализ данных табл. 18 показывает, что происходящие при дополнительном нагреве структурные изменения в листе из сплава АК4-2ч не вызывают существенного изменения характеристик трещиностойкости до получения у = 24 МСм/м, несмотря на заметное снижение прочностных характеристик.
Приведенные в табл. 14-18 данные на примере сплава АК4-2ч подтверждают известное для всех термически упрочняемых алюминиевых сплавов явление - разупрочнение сплавов, находящихся в состоянии Т1, при длительном нагреве ниже температуры искусственного старения вследствие коагуляции частиц упрочняющих фаз, в результате
Таблица 18
Свойства неплакированных листов толщиной 3,2 мм
Режим старения
у, МСм/м
МПа
ст0,2,
МПа
МПа МПаУм 15,5 31,2
Т1(190 °С, 28 ч) 23,5 400 363 10,8 348 58,7 1,2 7,2
Т1 + (150 °С, 1000 ч) 23,9 400 364 11,2 341 57,5 1,4 7,9
Т1 + (150 °С, 5000 ч) 24,1 385 336 11,7 341 57,1 1,1 6,8
Т1 + (175 °С, 1000 ч) 24,5 370 320 12,2 312 52,8 1,2 7,7
Т1 + (175 °С, 5000 ч) 25,1 348 285 11,7 297 50,2 1,3 5,9
8, %
КС
СРТУ, мм/кцикл, при АК, МПа-Ум
нетто
ст
с
ст
в
"Ф
-Ф-
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
которой с увеличением выдержки при постоянной температуре средний размер выделений и расстояние между ними возрастают. Последнее является непосредственной причиной снижения прочностных характеристик. В то же время расчет конструкции летательного аппарата из условий статической прочности предполагает ее сохранение во время всего срока эксплуатации, т. е. фактические прочностные характеристики материала не должны быть ниже их значений, используемых при расчете [23].
Таким образом, условием успешной эксплуатации детали из жаропрочного алюминиевого сплава является гарантированное обеспечение во время всего срока службы изделия фактических прочностных характеристик материала не менее заданных значений в технических условиях на поставку полуфабрикатов, использованных для изготовления этой детали. Получаемое различие между прочностными характеристиками материала в исходном состоянии Т1 и заданными по техническим условиям является величиной, на которую можно допустить разупрочнение сплава в условиях эксплуатации изделия. Применительно к плитам из сплава АК4-2ч это означает, что можно допустить снижение прочностных характеристик при комнатной температуре после нагрева в процессе эксплуатации от исходных значений ств = 415 МПа, ст02 = 380 МПа (см. табл. 14) до гарантируемых в ТУ 1-83-88-93 «Плиты из алюминиевого сплава марки АК4-2ч (1143)» значений: ств = 400 МПа, ст02 = 325 МПа. Рассмотренное в [24] использование закономерностей разупрочнения сплавов при пере-старивании в области коагуляционного старения позволяет прогнозировать ресурс работы конструкции из условия сохранения ее статической прочности, что с помощью комплекса экспериментально-аналитических операций реализует принцип безопасного разупрочнения для нагреваемых конструкций из жаропрочных алюминиевых сплавов.
Заключение
Приведенные выше результаты сравнительных испытаний полуфабрикатов из спла-
ва АК4-2ч показывают, что он вместе с остальными рассмотренными сплавами системы А1-Си-Мд образует совокупность сплавов, изменение свойств которых подчиняется общим закономерностям. В частности, возможно получение эмпирических уравнений, количественно связывающих отдельные характеристики трещиностойкости полуфабрикатов с химическим составом сплава и показывающих направление влияния на свойства изменения содержания отдельных легирующих компонентов.
Выделяются также и другие закономерности изменения свойств, например, в естественно состаренном состоянии ств и ст0,2 прессованных полос с нерекристаллизованной структурой выше, чем у листов с рекристал-лизованной структурой (на ~ 30 МПа для ств и на -20 МПа для ст0,2). У листов также несколько ниже относительное удлинение. В состоянии Т1 на максимуме упрочнения прочностные характеристики полос и листов выравниваются, однако относительное удлинение выше у прессованной полосы с нерекристаллизованной структурой. Для сплава АК4- 2ч характерно получение в состоянии Т1 при комнатной температуре более низких характеристик прочности, чем у сплавов ВД17 и Д19ч, из-за пониженного содержания в сплаве меди и магния. При повышенной температуре вплоть до 200 °С это соотношение прочностных характеристик сохраняется.
По характеристикам статической трещиностойкости при комнатной температуре сплав АК4-2чТ1 может конкурировать со сплавом ВД17, несмотря на большее количество избыточных фаз. Очевидно, что в данном случае вредное влияние на вязкость разрушения повышенного содержания избыточных фаз в сплаве АК4-2ч компенсируется обеднением твердого раствора медью и магнием. Такое влияние компонентов следует и из полученных уравнений зависимости вязкости разрушения от состава сплава.
Изучение механических свойств прессованных полос под воздействием температуры 175 °С показало, что для всех рассмотренных сплавов наблюдается одинаковый характер изменения свойств. Повышение температуры снижает прочность при кратковременных
-Ф-
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
и длительных испытаниях. Наибольшее снижение происходит при определении длительной прочности в случае одновременного воздействия температуры и растягивающего напряжения .
При кратковременных испытаниях при 175 °С временное сопротивление снижается на большую величину, чем предел текучести, т. е. процесс пластического деформирования при повышенной температуре сопровождается меньшим деформационным упрочнением, чем при комнатной температуре.
Длительный нагрев при испытании на восстановленную прочность существенно снижает предел текучести при комнатной температуре и меньше снижает временное сопротивление, т. е. коагуляция упрочняющих фаз при перестаривании значительно облегчает скольжение дислокаций, но деформационное упрочнение при комнатной температуре сохраняется и в итоге временное сопротивление снижается на небольшую величину. Характерно, что снижение прочностных характеристик для сравниваемых сплавов происходит на близкую величину, несмотря на различие прочности в состоянии Т1.
При испытании на длительную прочность появляется дополнительный действующий фактор - растягивающее напряжение, которое приводит к дополнительному разупрочнению, разному у сравниваемых сплавов.
Сплав АК4-2ч имеет минимальное разупрочнение при определении длительной прочности, что свидетельствует о его преимуществе как жаропрочного материала с более стабильным уровнем свойств при длительном нагреве в условиях действия растягивающего напряжения.
Таким образом, сплав АК4-2чТ1 отличается оригинальным комплексом механических свойств при комнатной и повышенных температурах, которые определяют его превосходство как перед жаропрочным сплавом АК4- 1чТ1, так и перед другими жаропрочными алюминиевыми сплавами системы А1-Си-Мд.
Полученные результаты изучения влияния длительного нагрева при 150 и 175 °С на механические свойства и характеристики тре-щиностойкости полуфабрикатов из сплава АК4-2чТ1 показывают, что происходящие при длительном нагреве в этой температурной области структурные изменения в твердом растворе вызывают разупрочнение сплава и способствуют ухудшению ряда показателей трещиностойкости. В связи с этим для полной характеристики материала необходимо определять вязкость разрушения и сопротивление МЦУ не только в состоянии поставки полуфабриката, но и в состоянии его предельно допустимого разупрочнения во время эксплуатации.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Романова О.А. Жаропрочные сплавы типа АК4-1 // Промышленные алюминиевые сплавы. Справ. изд. 2-е изд. - М.: Металлургия, 1984. С.109-121.
2. Альтман М.Б., Андреев Г.Н., Арбузов Ю.П. и
др. Применение алюминиевых сплавов. Справ. изд. 2-е изд. - М.: Металлургия, 1985. - 344 с.
3. Фридляндер И.Н. Современные алюминиевые, магниевые сплавы и композиционные материалы на их основе // МИТОМ. 2002. № 7. С. 24-29.
4. Фридляндер И.Н. Алюминиевые деформируемые конструкционные сплавы. - М.: Металлургия, 1979. - 208 с.
5. Телешов В.В. Развитие конструкционных деформируемых алюминиевых сплавов систем А1-Си и А1-Си-Мд для длительной работы при повышенных температурах // Технология легких сплавов. 2009. № 4. С. 6-30.
6. Телешов В.В., Головлева А.П., Якимова Е.Г. Влияние структурного состояния на соотноше-
ние свойств при искусственном старении прессованных и катаных полуфабрикатов из сплавов систем Al-Cu и Al-Cu-Mg // Технология легких сплавов. 1998. № 4. С. 7-15.
7. Телешов В.В., Андреев Д.А., Головлева А.П. и др. Сравнительный анализ характеристик трещиностойкости полуфабрикатов из жаропрочных алюминиевых сплавов // Металловедение и термическая обработка металлов. 1999. № 6. С.32-36.
8. Романова О.А., Бобовников В.Н., Аверкина Н.Н.
и др. Структура и свойства полуфабрикатов из жаропрочного алюминиевого сплава АК4-2 // Авиационные материалы. 1989. № 4. С. 53-63.
9. Телешов В.В. Структура и свойства полуфабрикатов из сплава АК4- 2 // Технология легких сплавов. 2016. № 1. С.80-98.
10. Кузгинов В.И., Телешов В.В., Горская Л.А. Испытания на МЦУ с определением числа циклов
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
до зарождения усталостной трещины // Технология легких сплавов. 1991. № 5. С. 59-63.
11. Микляев П.Г., Нешпор Г.С., Кудряшов В.Г. Кинетика разрушения. - Челябинск: Металлургия, 1991. - 336 с.
12. Телешов В.В., Воробьев Н.А., Андреев Д.А. и др. Закономерности изменения свойств жаропрочных алюминиевых сплавов системы Äi-Cu-Mg-Xj // Перспективные материалы. 2000. № 5. С. 13-22.
13. Андреев Д.А., Телешов В.В. Анализ влияния химического состава на свойства листов из алюминиевых сплавов системы Ai-Cu-Mg-Xj // Технология легких сплавов. 2000. № 5. С. 15-22.
14. Телешов В.В., Андреев Д.А. Влияние химического состава на трещиностойкость полуфабрикатов из сплавов Ai-Cu-Mg-Xj // Металлы. 2001. № 2. Март-апрель. С. 100-107.
15. Телешов В.В., Воробьев Н.А. О связи между химическим составом и прочностью жаропрочных деформируемых Ai-Cu-Mg-сплавов при различных видах статических испытаний // Металловедение и термическая обработка металлов. 2000. № 3. С. 18-25.
16. Телешов В.В., Воробьев Н.А. Соотношение между характеристиками восстановленной и длительной прочности сплавов системы Ai-Cu-Mg-Ag с дополнительным легированием // Технология легких сплавов. 2011. № 2. С. 27-36.
17. Вайнблат Ю.М., Курбатова А.В., Копелио-вич Б.А. Влияние деформации на растворение избыточных фаз в сплаве Д16 // Технология легких сплавов. 1983. № 1. С. 5-8.
18. Телешов В.В., Андреев Д.Л., Якимова Г.Г. и
др. Влияние эксплуатационных нагревов на стабильность структуры и свойств жаропрочного алюминиевого сплава АК4-2ч // Авиационная промышленность. 1999. № 3. С. 37-43.
19. Телешов В.В., Андреев Д.А., Якимова Е.Г. и др. Изменение структуры и свойств катаных полуфабрикатов из сплава АК4-2ч при длительных низкотемпературных нагревах // Технология легких сплавов. 1999. № 3. С. 19-24.
20. Андреев Д.А., Телешов В.В., Горская Л.А. и др. Характеристики трещиностойкости катаных плит из сплава АК4-2ч // Технология легких сплавов. 1996. № 3. С.35-41.
21. Телешов В.В. Развитие технологии производства плит из жаропрочного деформируемого алюминиевого сплава АК4-1. Часть 4. Влияние состава сплава и структуры полуфабрикатов на вязкость разрушения и усталостные характеристики // Технология легких сплавов. 2015. № 3. С. 45-64.
22. Квасов Ф.И., Фридляндер И.Н. Алюминиевые сплавы типа дуралюмин. - М.: Металлургия, 1984. - 240 с.
23. Нестеренко Г.И. Требования к свойствам перспективных конструкционных материалов для планера самолета // Технология легких сплавов. 1995. № 2. С. 43-61.
24. Телешов В.В. Прогнозирование состояния деталей из жаропрочных конструкционных алюминиевых сплавов при эксплуатации самолета // Технология легких сплавов. 1999. № 1-2. С. 91-99.
