CC BY
55
УЧЕНЫЕ ЗАПИСКИ ЦАГИ
ТомХХІ 1990 № 4
УДК 629.735.33.015.4 : 539.43 539.219.2
ВЛИЯНИЕ РЕДКИХ ЦИКЛОВ БОЛЬШИХ НАГРУЗОК НА РОСТ ТРЕЩИНЫ ПРИ СОЧЕТАНИИ УСТАЛОСТИ И ПОЛЗУЧЕСТИ
С. И. Олькин
Рассмотрены результаты исследования влияния периодически повторяющихся редких циклов растягивающих нагрузок на развитие трещины в условиях совместного действия усталости и ползучести, характерных для элементов нижней поверхности крыла тяжелого сверхзвукового самолета. Обнаружено, что эти нагрузки оказывают значительное влияние на рост трещины при циклическом нагружении без ползучести, тогда как при комбинированном нагружении это влияние практически отсутствует. Метод оценки сопротивления росту трещины при комбинированном нагружении, основанный на линейном суммировании парциальных скоростей роста трещины, дает удовлетворительную сходимость с экспериментом как при регулярном нагружении, так и при действии редких циклов нагрузки, если скорость роста трещины в условиях усталости определять без учета влияния таких нагрузок.
В работе [1] обнаружено, что закономерности процесса разрушения при совместном действии усталости и ползучести, характерном для элементов нижней поверхности крыла тяжелого самолета с большим тепловым ресурсом, существенно различны на ка&дой из двух стадий разрушения. На стадии образования трещины наблюдается нелинейное взаимодействие циклических и статических повреждений, тогда как на стадии роста трещины закон суммирования повреждений близок к линейному. Это дало основание предположить, что скорость роста трещины (с. р. т.) при комбинированном нагружении можно определять по формуле
й1/йп= (й1/йп)у-\-{<И/йп)п, (1)
т. е. простым суммированием с. р. т. при циклическом нагруже 'ии и ползучести, соответствующих одной и той же длине трещины.
Такой подход может быть использован как для регулярного, так и для нерегулярного циклического нагружения. В последнем случае переменная п представляет собой число блоков, каждый из которых воспроизводит типовые условия нагружения того или иного агрегата или элемента конструкции. Слагаемое (й1/ёп)п определяется формулой:
(сИ/йп) п= (сИ/сН) -/ц,
где — продолжительность ползучести в одном блоке.
Правомерность простого суммирования парциальных с. р. т. подтверждена экспериментально на конструкционных алюминиевых сплавах с существенно различными механическими свойствами и сопротивлением усталости и ползучести [2], а также для жаропрочного никелевого сплава /А/-100 [3]. Однако такая экспериментальная проверка проводилась лишь для случая регулярного нагружения, тогда как нагружение деталей и элементов конструкции планера самолета в эксплуатации является существенно нерегулярным. В этих условиях значительные локальные пластические деформации, которые возникают в зонах концентрации напряжений в результате действия редких циклов больших нагрузок, могут вызвать отклонение от линейного закона суммирования повреждений и, как следствие,, от простой кинетической модели, выражаемой формулой (1).
Рис. 1
В настоящей статье рассмотрены результаты исследования влияния нерегулярности циклического нагружения в виде периодически повторяющихся редких циклов больших нагрузок на кинетику трещины при сочетании усталости и ползучести, характерном для условий эксплуатации неманевренного самолета с большим ресурсом.
Образцы, изготовленные из листов алюминиевых сплавов АК4-1Т1 и Д19АТ толщиной 2 мм, имели концентратор в виде центрального отверстия 0 2 мм с двумя боковыми прорезями шириной 0,3 мм и длиной 0,6 мм.
Проведены следующие виды испытаний:
— чередование регулярного циклического нагружения и ползучести (рис. 1, а); при этом каждый блок нагружения имитировал условия нагружения нижней поверхности крыла тяжелого сверхзвукового самолета в одном типовом полете;
— чередование нерегулярного циклического нагружения и ползучести (рис. 1,6); при этом через каждые 100 блоков образец нагружали одним циклом растягивающей нагрузки с максимальным значением напряжения, равным удвоенному значению максимального напряжения при регулярном нагружении;
— на усталость без ползучести при регулярном циклическом нагружении (рис. 1, в);
— на усталость при нерегулярном нагружении (рис. 1,г); в этих испытаниях один цикл перегрузки прикладывали после наработки количества основных циклов, которое соответствовало 100 блокам при комбинированном нагружении (совместное действие усталости и ползучести);
— на ползучесть без усталости (рис. 1,д).
В дополнение к перечисленным видам испытаний для получения более полного представления о механизме взаимодействия процессов усталости и ползучести на образцах сплава АК4-1Т1 проведены также испытания при чередовании циклического (регулярного и нерегулярного) нагружения с выдержками при повышенной температуре без нагрузки.
Все виды испытаний проведены на электромеханической испытательной машине. Температурно-временные параметры ползучести были следующими: Г=175°С, продолжительность ползучести и нагрева без нагрузки в одном блоке ?ц=0,4 ч. Перед испытанием при комбинированном нагружении и на ползучесть в образцах выращивали трещины при регулярном циклическом нагружении по программе, показанной на рис. 1,в. Длина исходной усталостной трещины во всех случаях составляла 21 = 0,3—0,5 мм. Измерение трещины осуществляли с помощью отсчетного микроскопа с 24-кратным увеличением.
Результаты эксперимента приведены на рис. 2—4 в виде графиков зависимости с. р. т. от условного коэффициента интенсивности напряжения (к. и. н.) блока, который определяли по формуле:
К = Рст УГ- У, (2)
6- V
где рст — статическая нагрузка на режиме выдержки при повышенной температуре; б и ЦР — соответственно толщина и ширина образца; /— полудлина трещины; У—поправка, учитывающая геометрию образца и трещины. В случае испытаний при циклическом нагружении без выдержек величину Ку вычисляли по формуле (2) с подстановкой вместо рст максимальной нагрузки цикла.
Зависимость <11/<1п = ЦКУ) аппроксимировали степенной функцией
<111<1п = АЩ.
Зависимость 2 на рис. 2 представляет собой график аппроксимирующей функции, значения параметров которой А и а определены в результате обработки опытных данных методом наименьших квадратов.
И мп йп'Тл
Рис. 2. АК4-1Т1:
О — усталость + ползучесть (регулярное нагружение); ф —усталость + ползучесть (нерегулярное нагружение); 1 — усталость + ползучесть (расчет); 2 — усталость (регулярное нагружение); д — усталость (нерегулярное нагружение)
а ап. йп' 6л
Рис. 3. Д19АТ:
О — усталость 4- ползучесть (регулярное нагружение); # — усталость + ползучесть (нерегулярное нагружение); 2 — усталость 4- ползучесть (расчет); 3— усталость (регулярное нагружение)
Рис. 4. АК4-1Т1:
/ — усталость + нагрев без нагрузки (регулярное нагружение) ; 2 — усталость + нагрев без нагрузки (нерегулярное нагружение); 3 — усталость (регулярное нагружение)
Хорошая корреляция между с. р. т. и Ку наблюдается для обоих сплавов при всех видах испытаний, включая комбинированное нагружение с редкими циклами перегрузки, кроме испытаний сплава АК4-1Т1 на усталость при нерегулярном нагружении. В последнем случае коэффициент корреляции оказался равным 0,5, что свидетельствует о слабой связи между с. р. т. и к. и. н.
Результаты испытаний показывают, что редкие циклы перегрузки растяжением оказывают значительное влияние на процесс развития трещины при циклическом нагружении без ползучести. Для сплава АК4-1Т1 это проявляется в существенном (в три-четыре раза) снижении с. р. т., а также в отмеченном' выше изменении характера зависимости ее от к. и. н. Для сплава Д19АТ влияние перегрузок на рост трещины в условиях чистой усталости оказалось еще более значительным: с. р. т. при регулярном нагружении более чем на порядок превысило с. р. т. при наличии циклов перегрузки. При комбинированном нагружении влияние нерегулярности незначительно для обоих сплавов. С. р. т. в этих условиях как при наличии перегрузок, так и без них является почти одинаковыми.
Расчетные значения с. р. т., полученные по формуле (1) для сплава АК4-1Т1, хорошо согласуются с экспериментальными как при регулярном, так и при нерегулярном циклическом нагружении, если величину (<11/с1п)у определять без учета влияния перегрузок, т. е. если в расчетах длительности роста трещины не учитывать эффект нелинейного взаимодействия циклов
нагрузки с различной амплитудой. Для сплава Д19АТ наблюдается некоторое расхождение расчетных и экспериментальных значений с. р. т. Однако, если принять во внимание, что при нерегулярном нагружении с. р. т. в условиях совместного действия усталости и ползучести отличается от с. р. т. в условиях чистой усталости более чем на порядок, то и в этом случае сходимость результатов расчета с экспериментом можно считать удовлетворительной.
Для объяснения торможения трещины, вызванного действием редких циклов высоких нагрузок, различными исследованиями предложен ряд моделей [4] — [6]. В настоящее время преобладает точка зрения, согласно которой замедление роста трещины обусловлено образованием после высокой нагрузки остаточных напряжений сжатия, вызывающих снижение среднего напряжения цикла при последующем циклическом нагружении и уменьшающим раскрытие трещины. Исходя из такой схемы, отсутствие заметного влияния периодически повторяющихся перегрузок на с. р. т. при чередовании усталости и ползучести можно объяснить тем, что на режиме ползучести в исследуемых сплавах происходит эффективная релаксация остаточных напряжений сжатия, обусловленных этими перегрузками.
Рассмотренные выше экспериментальные данные получены при достаточно высокой для алюминиевых сплавов температуре. С понижением уровня температуры очень быстро возрастает сопротивление ползучести и, как следствие, должна снижаться степень релаксации остаточных напряжений. Чтобы оценить правомерность линейного суммирования парциальных с. р. т. при более низких значениях температуры, рассмотрим на примере сплава АК4-1Т1, как изменяются в зависимости от нее скорость накопления статических повреждений, вызывающих рост трещины в условиях ползучести, и скорость ползучести ё, следствием которой является релаксация напряжений. Величину ё будем определять степенной зависимостью:
е=Ват,
а скорость накопления статических повреждений согласно теории хрупкого (малодеформационного) разрушения при ползучести [7] — величиной гр, которая определяется дифференциальным уравнением:
гр = А (а/хр)*.
Параметр г|з, называемый сплошностью, в начальный момент времени при отсутствии повреждений равен 1, а в момент разрушения принимается равным 0. Отношение а/\|з интерпретируется как некоторое эффективное напряжение, которое в момент разрушения равно временному сопротивлению разрыву а&. При неоднородном напряженном состоянии под величиной а подразумевается максимальное растягивающее напряжение, т. е. напряжение в вершине трещины.
Результаты расчета величин й и гр приведены в следующей таблице.
Т, °с m В, (кг/мм2) _'пх Хч~‘ е, ч-1 <7 А, (кг/мм2)"х Хч
150 175 3,4 5,3 1,08- Ю'10 5,61 • 10~12 1,65- 10"6 1,86- 10“5 7,5 5,7 6,26- 10“15 1,75- 10-" 1,06- ю-5 1,81 • 10~4
Константы В, т, А и q определены по результатам стандартных испытаний, соответственно, на ползучесть и длительную прочность.
Расчет производился при значении эффективного напряжения о/тр= 17 кг/мм2. По данным работы [8] оно близко к тому напряжению, которое устанавливается в вершине острого (а„=4,8) надреза по окончании процесса перераспределения напряжения в процессе ползучести.
При снижении температуры от 175 до 150°С величина е убывает значительно медленнее, чем скорость накопления статических повреждений. Это означает, что релаксация будет происходить не только при относительно высоких температурах, когда ползучесть дает достаточно заметный вклад в процесс роста трещины, но и при более низких температурах, при которых величина г(> становится весьма малой, и рост трещины при комбинированном нагружении определяется практичестки только усталостью.
Результаты испытаний при чередовании циклического нагружения и нагрева без нагрузки (см. рис. 4) показывают, что с. р. т. в этих условиях так же, как и при сочетании циклического нагружения с ползучестью, выше, чем в условиях чистой усталости. Однако, если при наличии ползучести этот эффект обусловлен накоплением статических повреждений, то в случае периодических нагревов без нагрузки причиной увеличения с. р. т. может быть только релаксация остаточных напряжений сжатия, возникающих в результате образования при циклическом нагружении зоны пластической деформации у кончика трещины. Анализ данных на рис. 4 позволяет предположить, что в условиях выдержек при повышенной температуре без нагрузки остаточные напряжения от циклов перегрузки релаксируют в меньшей степени, чем в условиях ползучести, вследствие чего влияние перегрузок на процесс развития трещины в этом случае оказывается довольно значительным.
Рассмотренные выше данные свидетельствуют о принципиальной возможности использования подхода, основанного на линейном суммировании парциальных с. р. т. при сочетании нерегулярного нагружения с ползучестью, если не учитывать эффект торможения трещины, обусловленной перегрузками. Однако, как отмечалось, влияние ползучести на процесс усталости
не является однозначным, а условия работы элементов авиаконструкций отличаются большим разнообразием. Следует иметь в виду также, что метод, базирующийся на соотношении (1), не учитывает нелинейное взаимодействие статических и циклических повреждений, а также влияние факторов, обусловленных локальной деформацией ползучести. Поэтому в принципе могут наблюдаться отклонения от линейного суммирования парциальных с. р. т.
В литературе имеются данные, свидетельствующие о том, что влияние ползучести на рост трещины не всегда определяются только накоплением длительных статических повреждений. Так, в работе [9] обнаружено, что в условиях чередования циклического нагружения при комнатной температуре и ползучести последняя не ускоряет, а наоборот, замедляет рост трещины в листе стали марки АМ355. Аналогичный эффект наблюдался на никелевом сплаве /ЛМОО, но в условиях изотермического нагрева [10]. Поскольку замедление развития трещины может происходить только за счет факторов, обусловленных локальной ползучестью, эти результаты указывают на то, что при определенных условиях роль этих факторов может быть преобладающей.
Из изложенного следует, что для уточнения области применения кинетической модели, выражаемой уравнением (1), необходимы дальнейшие исследования. Экспериментальная проверка этой модели требуется прежде всего для таких конструкционных материалов, как жаропрочные стали и титановые сплавы.
ЛИТЕРАТУРА
1. Олькин С. И. О методике прогнозирования долговечности при чередовании ползучести и усталости на стадиях образования и развития трещины.— Проблемы прочности, 1979, № 12.
2. Олькин С. И. Методика прогнозирования скорости роста трещины при совместном действии усталости и ползучести.— Заводская лаборатория. 1983, № 4.
3. М с. Gowan J. J., Liu Н. W. A design approach for correlating high temperature fatigue crack growth over a wide range of parameters.— Trans of the ASME. Journal of Engineering Materials and Technology, N 103, 1981.
4. E 1 b e r W. Damage tolerance in aircraft structures.— ASTM STP486,
1971.
5. С о r b 1 у D. М., Packman P. F. On the influence of single and multiple peak overloads on fatigue crack propagation in 7075-T651 aluminium.— Engineering Fracture Mechanics, 1973, vol. 5, N2.
6. Wheeler О. E. Spectrum loading and crack growth.—Journal of Basic Engineering. Trans, of the ASME, 1972, vol. 94, N 1.
7. К а ч а и о в Jl. М. Теория ползучести.— М.: Физматгиз, 1960.
8. Олькин С. И. Влияние концентрации напряжений на длительную прочность при умеренно повышенной температуре.— М.: Машиноведение, 1977, № 6.
9. Christensen R. Н. Cracking and fracture in metals and structures.—Proc. of the crack propagation symposium, 1961, vol. 2.
10. G e m m a A. E. Hold-time effect of a single overload on crack retardation at ellvated temperature.— Engineering Fracture Mechanies, 1979, vol. 11, N4.
Рукопись поступила 19/VI 1989 г.
