CC BY
13
_ ЗАЩИТА ОТ КОРРОЗИИ. ПОКРЫТИЯ__
ИСПЫТАНИЯ И КОНТРОЛЬ КАЧЕСТВА
Научный редактор раздела докт. техн. наук, профессор В. С. Синявский
УДК 669.24:539.43
УСТАЛОСТЬ МОНОКРИСТАЛЛОВ ЖАРОПРОЧНОГО НИКЕЛЕВОГО СПЛАВА ВЖМ-5 ПРИ ВЫСОКИХ ТЕМПЕРАТУРАХ
Е.Р. Голубовский, докт. техн. наук(ЦИАМ им. П.И. Баранова, golubovskiy@ciam.ru),
М.А. Артамонов, канд. физ.-мат. наук (ОКБ им. А. Люльки), М.Е. Волков, Н.М. Эммаусский, С.А. Шибаев, аспирант (ЦИАМ им. П. И. Баранова)
Представлены экспериментальные данные, полученные по результатам испытаний при температурах 850 и 1050 °С на малоцикловую (МЦУ) и многоцикловую (МнЦУ) усталость монокристаллических образцов из перспективного жаропрочного никлевого сплава ВЖМ-5. Получены численные модели и кривые МЦУ и МнЦУ. Показана несостоятельность гипотезы существования единой усталостной кривой для монокристаллов сплава ВЖМ-5. Приведены результаты фрактографического анализа характера разрушения монокристаллических образцов после испытаний.
Ключевые слова: монокристаллические образцы; испытания на МЦУ и МнЦУ; коэффициент асимметрии; численные модели; характер разрушения.
Fatigue of VZhM-5 Ni-Base Superalloy Single Crystals at High Temperatures.
Ye.R. Golubovsky, M.A. Artamonov, M.Ye. Volkov, N.M. Emmaussky, S.A. Shibayev.
Experimental data obtained in the course of low-cycle fatigue (LCF) and high-cycle fatigue (HCF) tests of advanced VZhM-5 Ni-base superalloy single crystal specimens at 850 and 1050 °C are presented. Computational models and LCF and HCF curves have been obtained. Unfoundedness of the hypothesis concerning the existence of a single fatigue curve for VZhM-5 alloy single crystals is shown. The results of fracto-graphic analysis of fracture mode of the single crystal specimens after tests are shown.
Key words: single crystal specimens; LCF and HCF tests; asymmetry coefficient; computational models; fracture mode.
Работоспособность и ресурс монокристаллических лопаток турбин авиационных газотурбинных двигателей (АГТД) в значительной степени определяются их сопротивлением малоцикловой (МЦУ) и многоцикловой (МнЦУ) усталости. В настоящей работе исследованы закономерности циклической долговечности, деформирования и разрушения при МЦУ и МнЦУ монокристаллов жаропрочного никелевого сплава ВЖМ-5 [1, 2], рекомендованного для монокристаллических лопаток авиационных газотурбинных двигателей.
Образцы и методика испытаний
Образцы для испытаний (рис. 1) механически изготовлены из монокристаллических отливок 1_ - 200 мм, 0- 15 мм. Финишная операция - продольное полирование. Заготовки были получены методом направленной кристаллизации по директивной технологии отливки монокристаллических лопаток. Указанная технология обеспечивает получение монокристаллической отливки с кристаллографической ориентацией (КГО) оси отливки
Рис. 1. Образцы сплава ВЖМ-5-моно-<001> для испытаний на МЦУ (а — 1общ = 56 мм, dраб = 4,3? мм и раб = 13 мм) и МнЦУ (б - 1общ = 85 мм, dрaб = 5 мм и гКорсетн = ?,5 dрaб)
в направлении кристаллографического направления <001>. Заготовки были термически обработаны по режиму лопаток [2]. На изготовленных образцах была определена КГО продольной оси каждого образца методом рентгеновской дифрактометрии на установке ДРОН-3 (Розанов М.А.).
Результаты измерения отклонения оси образца от КГО <001> показали, что для всех исследованных образцов угол отклонения не превышал В° (точность измерения - 1°), что соответствует требованиям директивной технологии при отливке монокристаллических рабочих лопаток турбины.
Методика испытаний и исследований
Испытания образцов на МЦУ были проведены на сервогидравлических машинах PEZ 4777 (K. Schenk) и LFV-1GG (Walter + bai), на МнЦУ - на высокочастотных резонансных испытательных машинах AMSLER-100 и AMSLER-30G (Zwick/Roell). Методики испытаний соответствовали требованиям стандартов [3-5].
Испытания на МЦУ проводили при осевом нагружении («жесткий» цикл - с контролируемой деформацией в цикле) при температурах В50 °С (с коэффициентами асимметрии
1200
1000
800
К s 600
400
S
X 200
*
« а 0
-200
И -400
-600
-800
/
/
/
У
0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8
✓
✓
500
СП 400
С 300
200
(D
100
* « 0
-100
И -200
-300
-400
а
Рис. 2. Сплав ВЖМ-5-моно-<001>. Типичные петли гистерезиса при йе = 0:
а - обр. 04, Т = 850 °С, Ае = 1,6 %, N = N^^/2 = 984-й цикл., стмакс = 975 МПа, стмин = -580 МПа; б - обр. 21, Т = 1050 °С, Ае = 1 N = N^^/2 = 1105-й цикл., стмакс = 450 МПа, стмин = -315 МПа
цикла Rs = еМИн/ емакс = -1 и Rs = 0) и 1050 °С (Rs = 0). Образцы нагревали в штатных печах электросопротивления. Режимы нагружения: форма цикла - синусоидальная; частота f = 0,5 Гц; контролируемые параметры цикла - минимальная емин и максимальная емакс деформации в цикле. В результате испытаний образца (при заданных значениях температуры Т, коэффициента асимметрии цикла Rs и размаха деформации в цикле As) определяли число циклов до разрушения Nf и записывались диаграммы деформирования (петли гистерезиса) для каждого цикла нагружения, по которым затем определяли значения напряжений ст^)макс и ст(^мин в цикле с номером N = Nf/2 (рис. 2).
Испытания на МнЦУ проводили при осевом нагружении с контролируемым напряжением в цикле при температурах 850 и 1050 °С (с коэффициентом асимметрии цикла Rct = = стмин/стмакс = 0,1). Режимы нагружения: форма цикла - синусоидальная; частота f = 83,2-85,5 Гц (850 °С) и f = 60-61 Гц (1050 °С); контролируемые параметры цикла - минимальное стмин и максимальное стмакс напряжения в цикле. В результате испытаний образца (при заданных значениях температуры Т, коэффициента асимметрии цикла Rct и размаха напряжений в цикле Act) определяли число циклов до разрушения Nf.
Фактографическое исследование изломов образцов проводили с применением растрового электронного микроскопа JSM-IT300LV (JOEL). Для исследования излома применяли детекторы вторичных и отраженных электронов.
При определении угла наклона локальных участков излома к оси образца использовали методику, основанную на эффекте стереопары [6]. Это позволило определить относительные высоты данных точек на поверхности излома и, зная трехмерные координаты точек, получить угол 0%, наклона данной плоскости относительно оси образца.
/5 * И 4—
0,1 0 30 - 5 0, 7 0, 9 1,1
Для анализа химического состава дефектной области использовали рентгеновский спектральный энергодисперсионный микроанализатор INCA SDD X-MAX (Oxford Instrument).
Полученные результаты и ихобсуждение
Результаты испытаний образцов на МЦУ и МнЦУ приведены на рис. 3.
Для получения кривых МЦУ (по размаху деформации Де в цикле) обработку экспериментальных данных осуществляли по степенной и экспоненциальной моделям:
N
/(МЦУ)
= А(Де)-
^(МЦУ) = Вехр(-рДе).
(1) (2)
Для определения зависимости числа циклов N = М/(Мцу)/2 от напряжений ст(М)макс и ст(М)мин использовали аналогичные модели:
(N = fP) =
(только для стм
N =
N
= Dexp(-ya).
(3)
(4)
В качестве критерия оценки адекватности моделей (1-4) использовали оценку дисперсии экспериментальных данных 0(1од N относительно уравнений (1-4) [7].
Обработка результатов испытаний образцов на МнЦУ осуществляли также по степенной и экспоненциальной моделям с применением того же критерия адекватности: \-к
N
/(МЦУ)
Г(Дс)-
Nñ
(5)
"/(МЦУ) = Сехр(-пДст). (6)
В результате обработки экспериментальных данных было установлено, что кривые МЦУ (см. рис. 3, а), полученные по уравнению (2), имеют более низкие значения 0(1од Щ, чем по уравнению (1), а кривые МнЦУ (см. рис. 3, б) имеют более низкие значения 0(1од N по уравнению (5). Численные значения коэффициентов этих моделей приведены в табл. 1, 2.
Таблица 1
Численные значения коэффициентов уравнения (2) для кривых МЦУ и уравнения (5) для кривых МнЦУ
Т, °С МЦУ - уравнение (2) МнЦУ - уравнение (5)
Re log B b Re log F k
850 -1 0 10,063 7,837 9,703 7,003 0,1 67,23 22,57
1050 0 6,163 6,089 0,1 21,09 5,71
Таблица 2
Численные значения коэффициентов уравнения (4) зависимостей числа циклов N = ^(мцу)/2 от напряжений а(Ы)
макс
Т, °С Re стмакс стмин
log D1 Y1 log D2 y2
850 -1 0 8,635 8,182 0,015 0,012 8,125 8,062 -0,015 -0,022
1050 0 10,464 0,038 4,901 -0,011
Как следует из рис. 3, а, при одинаковых размахах Де разрушение при ЯЕ = -1 (кривая 3) происходит при более высоких значениях
N
/(МЦУ)
, чем при Re = 0 (кривая 1). Однако не-
обходимо учитывать, что при Яг = -1 значение емакс в цикле приблизительно в 2 раза меньше, чем при Ие = 0.
Необходимо отметить, что кривая МЦУ для монокристаллов никелевого сплава (см. рис. 3, а, кривая 4), рассчитанная по уравнению
•г Неразруш. обр., Г= 850 °С
1000 10000 100000 Число циклов до разрушения Nf a
1е4б 1е+7 1е+в
Число циклов до разрушения Nf
Re
Рис. 3. Результаты испытаний монокристаллических образцов из сплава ВЖМ-5-<001>:
МЦУ (1-Т = 850 °С, йе = 0; 2 - Т = 1050 °С, йе = 0; 3 - Т = 850 °С, = -1; 4 - Т = 850 °С, кривая МЦУ по уравнению Мэнсона); ■ МнЦУ (1 - Т = 850 °С, Яс = 0,1; 2 - Т = 1050 °С, Яс = 0,1)
а
б
Мэнсона [8] (КГО<001>, Т = 850 °С, Е = 99,7 ГПа, ств = 1060 МПа, Ч> = 38,8%), не описывает экспериментальные данные при повышенных температурах (аналогично тому, как это было установлено ранее для сплавов с традиционной поликристаллической структурой [8]).
На рис. 4 показаны кривые МЦУ для мак-
напря-
симальных ст.
и минимальных ст.
жений в цикле (при ЯЕ = const), полученные по уравнению (4). Численные значения коэффициентов этого уравнения(табл. 2) определены в результате обработки эксперименталь-
ных данных стм
и стм
,мин, полученных из петель гистерезиса для циклов с номером N = Nf/2. Как следует из рис. 4, в интервале рассмотренных циклических долговечностей коэффициент асимметрии по напряжениям RCT при Rs = const имеет следующие значения: - при T = 850 °C и Rs = 0 значение RCT «-0,53 -практически не изменяется;
1400 , 1200 5 1000 i 800 600 I 400 I 200 3 о \ -200 I -400
3 -боо 5 -800 -1000 -1200
. . —I—I—4-1-44-
4--1 —J-44J-UJ----1--J—UULUJ-
—Ljj-U-U-L
• о шп — Эксп. данные (R = 0) О о шш — Эксп. данные (R = 0) А°шах — Эксп. данные (R =-1) Vo^ —Эксп. данные (Д =—1)
I----1—1—г
о
______О"
__— V- -V "
Л
4-1-1444.
100 1000 10000
Число циклов N=Nf/2 а
100000
600
е 400 S
ь 200
U
I 0 1-200 | -400 -600
500
1000 Число циклов N б
Рис. 4. МЦУ сплава ВЖМ-5-моно-<001>. Зависимость числа циклов N=N//2 от максимального омакс и минимального омнн напряжений в цикле:
а - Т = 850 °С; Яе = 0 - кривая 1 по стмакс и кривая 2 по стмин; Яе = -1 - кривая 3 по стмакс и кривая 4 по стмин;
б - Т = 1050 °C; Rs = 0 - кривая 1 - стм
кривая 2 - стм
я
Я
I &
•в"
I
Рн
Эксп. данные — МЦУ Эксп. данные — МнЦУ - Степени, модель
le+3 le+4 1е+5 1е+6 Число циклов Nf a
le+-7
1000 Д 900
Б 800
~ 700 >g 600
1500 а 400
300
200
\
\
\
ч
\
le+2 le+3 le+4 1е+5 1е+6 Число циклов Nf/2 б
Рис. 5. Оценка возможности построения обобщенной кривой для диапазона МЦУ+ МнЦУ:
а - Т = 1050 °С, МЦУ-Яе = 0 и МнЦУ-Яа = 0,1; уравнение !од^ = 3,512-7,66-!од(Ае); б - Т = 1050 °С, МЦУ-Яе = 0 и МнЦУ-Яа
: 0,1 для значений N = Nf/2
- при Т = 850 °С и ЯЕ = 1 значение И0 = = -0,95...-0,92 - изменяется незначительно;
- при Т = 1050 °С и ЯЕ = 0 значение И0 изменяется в 2 раза от -0,95 до -0,47.
То есть при возрастании температуры от 850 до 1050 °С и увеличении циклической долговечности коэффициент асимметрии по напряжениям И0 может изменяться в 2 раза.
Результаты испытаний на МЦУ и МнЦУ использовали для оценки непротиворечивости гипотезы о существовании единой (обобщенной) усталостной кривой, которая выполняется для ряда сплавов с традиционной поликристаллической структурой [9]. Результаты совместной обработки экспериментальных данных в интервале числа циклов до разрушения МЦУ + МнЦУ показали:
- при 850 °С обобщенная кривая (МЦУ + + МнЦУ) не может быть построена по выборке полученных экспериментальных данных ни по
размаху деформаций, ни по размаху напряжений;
- при 1050 °С обобщенная кривая (МЦУ + МнЦУ) может быть построена только по размаху деформаций (рис. 5, а), т.е. в этом случае гипотеза существования объединенной кривой не противоречит экспериментальным данным. Рис. 5, б иллюстрирует несовместимость результатов МЦУ и МнЦУ по размаху напряжений для числа циклов N = N/2.
Анализ изломов образцов показал, что при 850 °С (рис. 6, а-в) очагом зарождения усталостной трещины в условиях МЦУ (ЯЕ = 0 и ИЕ = -1) является наиболее крупная пора (или включение, рис. 7), из числа литейных пор, которые имеются в объеме образца после кристаллизации монокристаллической заготовки и ее термовакуумной обработки в комбинации с процессом ГИП.
Развитие трещины при МЦУ (850 °С) начинается от приочаговой зоны в виде квад-
±
-
■ — — —
— Эксп. дш — Эксп. дш чные (Л <ные (R = 0) -0)
О — О
°_о_——
--* о
Nf/2
10000
мцу МнЦУ
H+ltttt
1е+7
Рис. 6. Типичные изломы образцов, после испытаний (стрелками показаны приочаговые зоны развития усталостньк трещин):
а - МЦУ- Т = 850 °С, обр. 04, йе = 0, Де = 1,3 %, N/ = 8892 цикл.; б - МЦУ- Т = 850 °С, обр. 16, йе = -1, Де = 1,3 %, N/ = 28671 цикл.; в - МнЦУ - Т = 850 °С, обр. 7б, Яа = 0,1, Дст = 450 МПа, N/ = 3 742 923 цикл.; г - МЦУ- Т = 1050 °С, обр. 21, Яе = 0, Де = 1,0 %, N/ = 2211 цикл.; д - МнЦУ-Т = 1050 °С, обр. 5В, Дст = 405 МПа, N/ = 1 593 160 цикл.
Рис. 7. Очаги зарождения усталостной трещины:
а - литейная пора; б - включение; в - вид приочаговых областей, где очагом является литейная микропора (показана стрелкой); А - участок излома, примыкающий к очагу, угол наклона которого к оси образца 38°, В -участок, угол которого близок к 90°
ратной фасетки (см. рис. 6, а, б) в кристаллографической плоскости (001) до значений -0,1-0,3 площади сечения образца (прямоугольная форма фасетки обусловлена различием в скорости развития трещины в направлениях <001> и <011> в плоскости (001), перпендикулярной оси образца). После этого трещина развивается по кристаллографическим плоскостям {111}, по которым происходит долом (см. рис. 6, г). При МнЦУ (850 °С) наблюдается зарождение усталостных трещин от нескольких очагов на поверхности и от поры внутри объема образца.
Следует отметить, что очаговые поры могут иметь как сферическую (наиболее частый случай), так и произвольную форму. Размеры пор и включения, от которых зародились усталостные трещины, находятся в пределах от 50 до 95 мкм (см. рис. 7). Рентгеновский спектральный анализ включения показал, что его химический состав состоит в основном из кислорода и алюминия.
При 1050 °С в условиях МЦУ и МнЦУ наблюдается многоочаговое зарождение усталостных трещин с поверхности от микротре-
щин, обусловленных высокотемпературной коррозией; развитие трещины происходит в основном в плоскости, близкой к поперечному сечению образца.
На заключительной стадии роста усталостной трещины происходит формирование усталостных линий, характеризующих продвижение трещины за один цикл нагружения (рис. 8). Расстояние между этими линиями
Рис. 8. Участок излома, соответствующий заключительной части роста усталостной трещины. Наблюдаются усталостные линии (не усталостные бороздки), показанные белыми пунктирными отрезками
(более 10 мкм) и конфигурация их поверхности не позволяют утверждать, что данные линии являются усталостными бороздками. Отсутствие признаков формирования усталостных бороздок, по-видимому, связано с особенностью реализации механизма усталостного разрушения в монокристаллах никелевого сплава в сравнении со сплавами с традиционной поликристаллической структурой.
Необходимо отметить, что полученные результаты по МЦУ свидетельствуют о том, что монокристаллы из сплава ВЖМ-5 в кристаллографическом направлении <001> имеют более низкие значения характеристик МЦУ на базах N 1 100 цикл., чем монокристаллы из сплава ВЖМ-4 [10].
Выводы
1. В интервале температур 850-1050 °С характеристики МЦУ при «жестком» осевом нагружении монокристаллов сплава ВЖМ-5 в кристаллографическом направлении <001 > описываются экспоненциальными моделями в интервале циклических долговечностей до 5 • 104 цикл. (также как и ВЖМ-4 [10]). Получены численные значения коэффициентов этих моделей как по размаху деформации Де, так и по напряжениям в цикле (стмакс и стмин).
2. Уравнение Мэнсона не может быть использовано для оценки МЦУ в рассмотренной области изменения температур и циклической долговечности.
3. При МЦУ и 1050 °С происходит изменение в 2 раза значения коэффициента асимметрии по напряжениям Ra в цикле и постоянном значении коэффициента асимметрии по деформациям Rs = 0. При 850 °С коэффициент Ra практически не меняется.
4. Характеристики МнЦУ монокристаллов сплава ВЖМ-5 в кристаллографическом направлении <001> в диапазоне циклических долговечностей до 2 • 107 цикл. описываются степенными моделями. Получены численные значения коэффициентов этих моделей по размаху напряжений Дст.
5. Гипотеза существования обобщенной кривой усталости (МЦУ + МнЦУ) по напряжениям и по деформациям при 850 и 1050 °С не получила экспериментального подтверждения для монокристаллов никелевого сплава ВЖМ-5 в кристаллографическом направлении <001>. Как частный случай, в первом приближении, можно рассматривать такую кривую только по размахам деформаций при 1050 °С.
6. Показано различие в изломах при развитии усталостной трещины (МЦУ и МнЦУ) при 850 и 1050 °С, наличие усталостных линий и отсутствие усталостных бороздок на стадии устойчивого роста усталостной трещины в монокристаллических образцах из сплава ВЖМ-5 с осевой кристаллографической ориентацией <001>*.
* Работа выполнена при поддержке гранта РФФИ № 14-08-00570.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Пат. 2318030 РФ. Жаропрочный сплав на основе никеля и изделия, выполненные из этого сплава. Заявл. 15.11.2006. Опубл. 2008.
2. Толорайя В.Н., Петухов А.Н., Колотников М.Е., Харьковский С.В., Остроухова Г.А. Некоторые особенности формирования монокристаллических отливок на примере безуглеродистого сплава ВЖМ5 // Вестник двигателестроения. 2011. № 2. С. 234-238.
3. ГОСТ 25.502. Расчеты и испытания на прочность в машиностроении. Методы механических испытаний металлов. Методы испытаний на усталость. - М.: Изд-во стандартов, 1986. - 34 с.
4. ASTM E606. Standard Test Method for Strain-Controlled Fatigue Testing.
5. ASTM E-466. Standard Practice for Conducting Force Controlled Constant Amplitude Axial Fatigue Tests of Metallic Materials.
6. Саксеев Д.А., Ершенко Е.М., Барышев С.В.,
Бобыль А.В., Агафонов Д.В., Ран А.Ф.И. Изме-
рение глубоких микрорельефов и стереосъемка в растровой электронной микроскопии // Журнал технической физики. 2011. № 81 (1). С. 1-6.
7. Рекомендательный циркуляр АВИАРЕГИСТРА МАК - № РЦ-АП-33.15-1. Методические рекомендации по определению расчетных значений характеристик конструкционной прочности металлических материалов. - М.: Авиаиздат, 2013. - 38 с.
8. Конструкционная прочность материалов и деталей газотурбинных двигателей / (Под ред. Бир-гера И.А., Балашова Б.Ф.). - М.: Машиностроение. 1981. - 222 с.
9. Терентьев В.Ф. Усталость металлических материалов. - М.: Наука, 2003. - 254 с.
10. Голубовский Е.Р., Светлов И.Л., Петрушин Н.В., Черкасова С.А., Волков М.Е. Малоцикловая усталость жаропрочных никелевых сплавов при повышенных температурах // Деформация и разрушение материалов. 2009. № 8. С. 41-48.
-Ф-
-Ф-
