CC BY
67
УДК 620.178.35:669.018.44
М.А. Горбовец1, И.А. Ходинев1, В.А. Каранов1, В.Д. Юшин1
ВЛИЯНИЕ ВИДА НАГРУЖЕНИЯ НА МНОГОЦИКЛОВУЮ УСТАЛОСТЬ ЖАРОПРОЧНЫХ СПЛАВОВ
DOI: 10.18577/2307-6046-2019-0-3 -96-104
Как известно, в отечественной и мировой практике исторически сложилось так, что при исследованиях и паспортизации сплавов испытания на многоцикловую усталость проводили по схеме нагружения «чистый изгиб с вращением». В настоящее время большинство исследователей во всем мире отдает предпочтение испытаниям на многоцикловую усталость по схеме нагружения «растяжение-сжатие».
Данная работа посвящена оценке влияния вида нагружения на многоцикловую усталость жаропрочных никелевых сплавов ЖС6У, ЭИ698 и жаропрочного титанового сплава ВТ8М-1.
Ключевые слова: титановые сплавы, никелевые сплавы, многоцикловая усталость, растяжение-сжатие, изгиб с вращением, пределы выносливости.
M.A. Gorbovets1, I.A. Khodinev1, V.A. Karanov1, V.D. Yushin1
INFLUENCE OF THE TYPE OF LOADING ON HIGH-CYCLE FATIGUE OF HEAT-RESISTANT ALLOYS
As is known, in domestic and world practice it has historically developed that in research and certification of alloys, high-cycle fatigue tests are carried out according to the «pure bending with rotation» loading conditions. Nowadays most scientist around the world give preference to high-cycle fatigue tests according to the «tension-compression» loading conditions.
This article is about to assess the influence of the type of loading on high-cycle fatigue of nickel heat-resistant alloys GS6U, EI698 and heat-resistant titanium alloy VT8M-1.
Keywords: titanium alloys, nickel alloys, high-cycle fatigue, tension-compression, pure bending with rotation, fatigue limits.
"'Федеральное государственное унитарное предприятие «Всероссийский научно-исследовательский институт авиационных материалов» Государственный научный центр Российской Федерации [Federal State Unitary Enterprise «All-Russian Scientific Research Institute of Aviation Materials» State Research Center of the Russian Federation]; e-mail: [email protected]
Введение
Во всем мире в течение достаточно длительного времени наблюдается устойчивая тенденция увеличения доли жаропрочных титановых и никелевых сплавов в конструкциях авиационной техники всех типов и назначений [1-3].
Благодаря сочетанию технологических и эксплуатационных характеристик жаропрочные титановые и никелевые сплавы нашли широкое применение при изготовлении деталей авиационных газотурбинных двигателей [4]. Известно, что надежность и ресурс ГТД определяются в основном элементами «горячей» части (рабочими и сопловыми лопатками, дисками турбин), которые испытывают статические, циклические, повторно-статические нагрузки, а также подвержены негативному влиянию процессов
газовой коррозии [5]. Для расчета ресурса газотурбинного двигателя необходимо для каждого материала иметь набор характеристик прочности, в том числе и характеристики многоцикловой усталости (МнЦУ) [6, 7].
ФГУП «ВИАМ» является лидером по разработке и внедрению широкого перечня жаропрочных сплавов - накоплена большая база данных по испытаниям различных жаропрочных сплавов на МнЦУ. Ввиду технической простоты такие испытания проводятся по схеме нагружения «чистый изгиб с вращением».
Исследуемые схемы нагружения (одноосное «растяжение-сжатие» и «чистый изгиб с вращением») подразумевают различные напряженно-деформируемые состояния. Так, при схеме нагружения «чистый изгиб с вращением» концентрация максимальных напряжений находится на поверхностной части поперечного сечения рабочей части образца, а при схеме нагружения «растяжение-сжатие» максимальные напряжения распределены равномерно по всей площади поперечного сечения образца. Считается, что при испытаниях по схеме нагружения «растяжение-сжатие» материал находится в наиболее напряженных условиях, что в большей степени позволяет оценить способность материала к сопротивлению МнЦУ. Поэтому в настоящее время мировые стандарты требуют использовать в расчетах результаты испытаний по схеме нагруже-ния «растяжение-сжатие» [8].
Для того чтобы накопленная в отечественной практике база данных испытаний на МнЦУ, полученная при испытаниях по схеме нагружения «чистый изгиб с вращением», имела практическое применение в современных методах оценки способности материала к сопротивлению МнЦУ, необходима комплексная оценка влияния вида нагружения на МнЦУ различных жаропрочных сплавов. Для решения этой задачи проведены сравнительные испытания на МнЦУ трех различных типов сплавов, применяемых в конструкциях современных ГТД, как в условиях одноосного «растяжения-сжатия», так и в условиях «чистого изгиба с вращением».
Работа выполнена в рамках реализации комплексной научной проблемы 2.2. «Квалификация и исследования материалов» («Стратегические направления развития материалов и технологий их переработки на период до 2030 года») [9].
Материалы и методы
В качестве объектов исследования выбраны широко известные и применяемые в конструкциях современных ГТД жаропрочные никелевые сплавы ЖС6У, ЭИ698 и жаропрочный титановый сплав ВТ8М-1.
Сплав ЖС6У применяется для изготовления рабочих лопаток турбин ГТД, работающих при температурах до 1050°С, и относится к группе литейных жаропрочных сплавов на никелевой основе [10-13]. Сплав ЭИ698 применяется для дисков турбин и компрессора, а также других деталей ГТД, работающих при температурах до 750°С, относится к группе деформируемых жаропрочных сплавов на никелевой основе. Сплав ВТ8М-1 предназначен для изготовления лопаток компрессора, крепежа и других деталей, работающих в общеклиматических условиях длительно до температуры 400°С и до 1000 ч при температуре 450°С, относится к группе деформируемых жаропрочных сплавов на титановой основе [14, 15].
Испытания на МнЦУ проведены в соответствии с ГОСТ 25.502-79 и стандартом ФГУП «ВИАМ» СТП 1.595-17-347-2000 «Метод испытания на многоцикловую усталость жаропрочных сплавов для ГТД».
Испытания на МнЦУ по схеме нагружения «чистый изгиб с вращением» проводили на односекционных испытательных машинах МВИ611-М (рис. 1, а). Машина МВИ611 -М по принципу испытаний относится к типу усталостных машин, осуществ-
ляющих постоянство заданной программы испытаний в течение всего времени испытания. При этом изменение напряжений в испытываемом образце происходит по симметричному циклу. По способу и характеру возбуждения сил, деформирующих образец, машина относится к типу испытательных машин с рычажной системой нагружения при соотношении плеч рычага 1:14,4. Испытываемый образец, закрепленный в шпиндельных бабках, нагружается и при вращении реализуется схема нагружения «чистый изгиб с вращением».
Для испытаний на МнЦУ по схеме нагружения «растяжение-сжатие» использовали универсальную сервогидравлическую испытательную машину фирмы Wal-ter+Bai AG LFV 100-НН (рис. 1, б) с цифровой управляющей системой. При проведении сравнительных испытаний со схемой нагружения «чистый изгиб с вращением», испытания на «растяжение-сжатие» необходимо также проводить при симметричном нагружении, когда амплитуда прикладываемой нагрузки при растяжении образца равна амплитуде прикладываемой нагрузки при сжатии. Суммарная погрешность нагружения составляла не более 1%. Высокая точность нагружения обеспечивается встроенной системой управления.
■ I
I 1
Рис. 1. Односекционные испытательные машины МВИ611-М (а) и испытательная машина LFV 100-HH фирмы Walter+Bai AG (б)
Основной сложностью проведения испытаний по схеме одноосного «растяжения-сжатия» является переход через ноль нагрузки в процессе циклирования. В современных испытательных машинах (в том числе и в испытательной машине LFV 100-HH) для обеспечения реализации точности прикладываемой осевой нагрузки при испытаниях на МнЦУ применяются захваты с регулируемым гидравлическим поджатием для исключения люфта резьбовой части образца в оснастке при переходе нагрузки через ноль. Перед каждым испытанием также проводилась регулировка соосности в соответствии с требованиями стандарта ASTM E1012 «Практика для проверки силовой рамы и выравнивания образцов при прикладываемой осевой растягивающей или сжимающей силы».
Испытания проводили на двух видах стандартных гладких цилиндрических образцов с рабочей частью переменного сечения. Условия изготовления и качество поверхности образцов соответствовали требованиям ГОСТ 25.502-79, рабочая часть образцов относится к типу I. Чертежи образцов приведены на рис. 2.
Точность измерения сечения рабочей части образца должна быть не менее 0,01 мм. При проведении данной работы для измерения диаметра образцов, а также для контроля качества поверхности использовали микроскоп Olympus STM6.
Рис. 2. Гладкий цилиндрический образец с рабочей частью переменного сечения для испытаний по схемам нагружения «растяжение-сжатие» (а) и «чистый изгиб с вращением» (б)
Режимы испытаний на МнЦУ жаропрочных никелевых сплавов ЖС6У, ЭИ698 и жаропрочного титанового сплава ВТ8М-1 приведены в табл. 1.
Таблица 1
Режимы испытаний на Мн ДУ при частоте 50 Гц
Сплав Температура испытания, °С Схема нагружения Да Цикл нагружения База испытаний, цикл
ЖС6У 20 и 950 Растяжение- сжатие, чистый изгиб с вращением -1 Синусоидальный 105-107
ЭИ698 20 и 650
ВТ8М-1 20 и 450
Результаты и обсуждение
Проведены испытания на МнЦУ образцов из жаропрочных сплавов ЖС6У, ЭИ698 и ВТ8М-1. Для наглядного сопоставления результатов усталостных испытаний, полученных в условиях «растяжение-сжатие» и при «чистом изгибе с вращением», построены кривые усталости и представлены совместно на рис. 3-5.
Рис. 3. Кривые МнЦУ жаропрочного никелевого сплава ЖС6У при нагружении по схемам «чистый изгиб с вращением» (!) и «растяжение-сжатие» (2) при температурах 20 (а) и 950°С (б); о, А - образец снят без разрушения; •, А - образец разрушен в рабочей части
а) б)
оа, МПа £00 -
МПа
«50
ч
ж
N
ДА—
V-
10е 30'" г! циклов 10- 10« 10 \ циклов
Рис. 4. Кривые МнЦУ жаропрочного никелевого сплава ЭИ698 при нагружении по схемам «чистый изгиб с вращением» (!) и «растяжение-сжатие» (2) при температурах 20 (а) и 650°С (б); о, А - образец снят без разрушения; •, А - образец разрушен в рабочей части
а,. МПа
а)
о,, МПа
б)
\
Л циклов
10!
10'
10«
10" .V циклов
Рис. 5. Кривые МнЦУ жаропрочного титанового сплава ВТ8М-1 при нагружении по схемам «чистый изгиб с вращением» (!) и «растяжение-сжатие» (2) при температурах 20 (а) и 450°С (б); о, А - образец снят без разрушения; •, ▲ - образец разрушен в рабочей части
После проведения испытаний осуществляли расчет пределов ограниченной вы-
7 7
носливости, соответствующих вероятности разрушения 50%, на уровнях 10 и 210 циклов с помощью «метода наименьших квадратов», «метода лестницы» и с учетом требований ГОСТ 25.502-79.
Метод наименьших квадратов применяли для расчета пределов ограниченной выносливости по результатам испытаний достаточного количества разрушенных образцов. В случае если значение предела выносливости необходимо было определять вблизи уровня, содержащего не менее половины образцов, прошедших базу испытания (соответственно снятых до разрушения), применялся метод ступенчатого назначения нагрузки - «метод лестницы» (ММ1.595-33-391-2009). Рассчитанные пределы ограни-
«-» 7 7
ченной выносливости на базе 10 и 210 циклов приведены в табл. 2.
Таблица 2
Рассчитанные пределы ограниченной выносливости при нагружении по схемам «чистый изгиб с вращением» и «растяжение-сжатие»_
Сплав Вид нагружения Температура испытания, °С а_ь МПа, на базе циклов
107 2107
ЖС6У Чистый изгиб с вращением 20 170 170
Растяжение-сжатие 150 150
Чистый изгиб с вращением 950 274 262
Растяжение-сжатие 225 225
ЭИ698 Чистый изгиб с вращением 20 487 455
Растяжение-сжатие 400 400
Чистый изгиб с вращением 650 420 420
Растяжение-сжатие 306 300
ВТ8М-1 Чистый изгиб с вращением 20 650 650
Растяжение-сжатие 550 550
Чистый изгиб с вращением 450 614 614
Растяжение-сжатие 450 450
Рассчитанные пределы ограниченной выносливости для образцов, испытанных по схеме нагружения «растяжение-сжатие» оказались ниже пределов ограниченной выносливости для образцов, испытанных по схеме нагружения «чистый изгиб с вращением». В табл. 3 представлена разница между пределами ограниченной выносливости, которые получены для схем «растяжение-сжатие» и «чистый изгиб с вращением», в процентном соотношении.
Таблица 3
Снижение предела ограниченной выносливости для схемы «растяжение-сжатие» (о^ ) относительно схемы «чистый изгиб с вращением» (ои]Зг) в процентном соотношении
Сплав Температура испытания, °С 0КГ _0рс —-— 100 , %, на базе циклов „.изг 7 " °-1
107 2107
ЖС6У 20 12 12
950 18 14
ЭИ698 20 18 12
650 27 29
ВТ8М-1 20 15 15
450 27 27
«-• 7 7
Снижение предела ограниченной выносливости на базе испытаний 10 -2 10 циклов для схемы нагружения «растяжение-сжатие» относительно схемы «чистый изгиб с вращением» для жаропрочного литейного сплава ЖС6У при комнатной температуре составило 12%, при рабочей температуре 14-18%, для жаропрочных деформируемых сплавов ЭИ698 и ВТ8М-1 при комнатной температуре 12-18%, при рабочей температуре 27-29%.
Явление снижения предела ограниченной выносливости при испытаниях по схеме нагружения «растяжение-сжатие» относительно схемы нагружения «чистый изгиб с вращением» также представлено для высокопрочной стали в работе [16].
Снижение предела ограниченной выносливости при схеме нагружения «растяжение-сжатие» относительно схемы «чистый изгиб с вращением» обусловлено тем, что при испытаниях по схеме нагружения «чистый изгиб с вращением» возникает неоднородное напряженное состояние в поперечном сечении рабочей части образца, в то время как при испытаниях по схеме нагружения «растяжение-сжатие» - в сечении рабочей части образца однородное напряженное состояние и максимальные напряжения постоянны по всему сечению. Таким образом, отличие пределов ограниченной выносливости обусловлено различием однородности напряженного состояния в поперечном сечении рабочей части образцов, испытанных по схеме нагружения «чистый изгиб с вращением» и «растяжение-сжатие».
Исходя из полученных данных, возможно введение коэффициента для сравнительной оценки результатов испытаний на МнЦУ по схеме нагружения «растяжение-сжатие» с результатами испытаний по схеме нагружения «чистый изгиб с вращением»:
трс
К
рс/изг "
О.
Полученные коэффициенты сравнительной оценки (Крс/изг) представлены в табл. 4.
Таблица 4
Сплав Температура испытания, °С Крс/изг на базе циклов
107 2107
ЖС6У 20 0,85 0,85
950 0,80 0,85
ЭИ698 20 0,80 0,85
650 0,70 0,70
ВТ8М-1 20 0,85 0,85
450 0,70 0,70
-1
Коэффициент сравнительной оценки результатов испытаний на МнЦУ по схеме нагружения «растяжение-сжатие» с результатами испытаний по схеме нагружения
«-» 7 7
«чистый изгиб с вращением» (Крс/изг) на базе испытаний 10 -2 10 циклов при комнатной температуре для жаропрочного литейного сплава ЖС6У и жаропрочных деформируемых сплавов ЭИ698 и ВТ8М-1 равен 0,80-0,85. При рабочих температурах Крс/изг для жаропрочного литейного сплава ЖС6У равен 0,80-0,85, а для жаропрочных деформируемых сплавов ЭИ698 и ВТ8М-1 равен 0,70.
Полученное различие значений коэффициента сравнительной оценки при рабочих температурах у жаропрочного литейного сплава ЖС6У и жаропрочных деформируемых сплавов ЭИ698 и ВТ8М-1, вероятнее всего, связано со структурными особенностями литейных и деформируемых сплавов и требует дальнейшего исследования.
Заключения
1. Установлено, что значения пределов ограниченной выносливости при испытании гладких образцов из жаропрочных никелевых сплавов ЭИ698, ЖС6У и жаропрочного титанового сплава ВТ8М-1 при симметричном цикле нагружения по схеме «чистый изгиб с вращением» превышают значения пределов ограниченной выносливости, полученных по схеме нагружения «растяжение-сжатие». Данное превышение пределов ограниченной выносливости следует из того, что при испытаниях по схеме «растяжение-сжатие» большее количество материала работает при максимальных напряжениях по сравнению со схемой «чистый изгиб с вращением».
2. Снижение значений пределов ограниченной выносливости на базе испытаний 210 циклов при комнатной температуре для литейного жаропрочного сплава ЖС6У и жаропрочных деформируемых сплавов ЭИ698 и ВТ8М-1 составило 12-15%. Снижение
у
значений пределов ограниченной выносливости на базе испытаний 210 циклов при рабочих температурах для жаропрочного литейного сплава ЖС6У составило 14%, а для жаропрочных деформируемых сплавов ЭИ698 и ВТ8М-1 составило 27-29%.
3. Коэффициент сравнительной оценки результатов испытаний на МнЦУ по схеме нагружения «растяжение-сжатие» с результатами испытаний по схеме «чистый изгиб с вращением» (Крс/изг) на базе испытаний 2 107 циклов при комнатной температуре для жаропрочного литейного сплава ЖС6У и жаропрочных деформируемых сплавов ЭИ698 и ВТ8М-1 равен 0,85; при рабочих температурах Крс/изг для жаропрочного литейного сплава ЖС6У равен 0,85, а для жаропрочных деформируемых сплавов ЭИ698 и ВТ8М-1 равен 0,70. Данное различие значений Крс/изг при рабочих температурах, вероятнее всего, связано со структурными особенностями жаропрочных литейных и деформируемых сплавов.
ЛИТЕРАТУРА
1. Каблов Е.Н., Петрушки Н.В., Парфеновым П.И. Конструирование литейных жаропрочных никелевых сплавов с поликристаллической структурой // Металловедение и термическая обработка металлов. 2018. №2 (752). С. 47-55.
2. Антипов В.В. Перспективы развития алюминиевых, магниевых и титановых сплавов для изделий авиационно-космической техники // Авиационные материалы и технологии. 2017. №S. С. 186-194. DOI: 10.18577/2071-9140-2017-0-S-186-194.
3. Иноземцев А.А., Башкатов И.Г., Коряковцев А.С. Титановые сплавы в изделиях разработки ОАО «Авиадвигатель» // Современные титановые сплавы и проблемы их развития. М.: ВИАМ, 2010. С.43-46.
4. Голынец С.А., Горбовец М.А., Каранов В.А. Оценка влияния размеров образцов на механические свойства при растяжении жаропрочных титановых и никелевых сплавов // Труды ВИАМ: электрон. науч.-технич. журн. 2018. №3 (63). Ст. 10. URL: http://www.viam-works.ru (дата обращения: 17.08.2018). DOI: 10.18577/2307-6046-2018-0-3-86-94.
5. Давыдов М.Н., Гишваров А.С., Рахимов А.Х. Моделирование долговечности лопаток турбин в условиях коррозионно-активной среды // Вестник УГАТУ. 2018. Т. 20. №1 (71). С. 71-80.
6. Горбовец М.А., Славин А.В. Доказательство соответствия материала требованиям Части 33 Авиационных правил // Авиационные материалы и технологии. 2018. №3 (52). С. 89-94. DOI: 10.18577/2071-9140-2018-0-3-89-94.
7. Луценко А.Н., Славин А.В., Ерасов В.С., Хвацкий К.К. Прочностные испытания и исследования авиационных материалов // Авиационные материалы и технологии. 2017. №S. С. 527-546. DOI: 10.18577/2071-9140-2017-0-S-527-546.
8. Беляев М.С., Хвацкий К.К., Горбовец М.А. Сравнительный анализ российского и зарубежных стандартов испытаний на усталость металлов // Труды ВИАМ: электрон. науч.-технич. журн. 2014. №9. Ст. 11. URL: http://www.viam-works.ru (дата обращения: 20.09.2018). DOI: 10.18577/2307-6046-2014-0-9-11-11.
9. Каблов Е.Н. Инновационные разработки ФГУП «ВИАМ» ГНЦ РФ по реализации «Стратегических направлений развития материалов и технологий их переработки на период до 2030 года» // Авиационные материалы и технологии. 2015. №1 (34). С. 3-33. DOI: 10.18577/20719140-2015-0-1-3-33.
10. Каблов Е.Н., Петрушин Н.В., Светлов И.Л., Демонис И.М. Литейные жаропрочные сплавы нового поколения // 75 лет. Авиационные материалы. М.: ВИАМ, 2007. С. 27-44.
11. Сидоров В.В., Каблов Д.Е., Ригин В.Е. Металлургия литейных жаропрочных сплавов: технология и оборудование / под общ. ред. Е.Н. Каблова. М.: ВИАМ, 2016. С. 10-11.
12. Горюнов А.В., Ригин В.Е. Современная технология получения литейных жаропрочных никелевых сплавов // Авиационные материалы и технологии. 2014. №2. С. 3-7. DOI: 10.18577/2071-9140-2014-0-2-3-7.
13. Литейный жаропрочный сплав на основе никеля: пат. 2153020 Рос. Федерация; опубл. 20.07.00.
14. Кашапов О.С., Павлова Т.В., Ночовная Н.А. Влияние режимов термической обработки на структуру и свойства жаропрочного титанового сплава для лопаток КВД // Авиационные материалы и технологии. 2010. №2. С. 8-14.
15. Гейкин В.А. Разработка технологий для новых материалов в двигателестроении // Двигатель. 2017. №3. С. 10-11.
16. Гриневич А.В., Ерасов В.С., Якушева Н.А., Терехин А.Л. Усталостная долговечность стали ВКС-9 в условиях симметричного нагружения «растяжение-сжатие» и «изгиб с вращением» // Труды ВИАМ: электрон. науч.-технич. журн. 2017. №9. Ст. 11. URL: http://www.viam-works.ru (дата обращения: 17.08.2018). DOI: 10.18577/2307-6246-2017-0-9-11-11.
