CC BY
15
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
УДК 669.01:669.715
ЗАКОНОМЕРНОСТИ ВЛИЯНИЯ НАГРЕВА НА СВОЙСТВА ПОЛУФАБРИКАТОВ ИЗ СПЛАВОВ АК4-1 ч И АК4-2ч
В. В. Телешов, докт. техн. наук (ОАО «Всероссийский институт легких сплавов», e-mail: info@oaovils.ru)
На примере полуфабрикатов из сплава АК4-2ч рассмотрены количественные закономерности разупрочнения во время длительных нагревов при перестарива-нии и их использование для ускоренной оценки влияния длительной выдержки при повышенной температуре на комплекс характеристик материала. Показано, что необходимо определение характеристик трещиностойкости жаропрочного сплава в состоянии предельно допустимого разупрочнения для оценки его работоспособности в конце срока эксплуатации.
Ключевые слова: алюминиевые сплавы АК4-1 и АК4-2; разупрочнение при перестаривании; уравнения разупрочнения; прогнозирование прочности; диаграммы старения; удельная электропроводимость; неразрушающий контроль; предельно допустимое разупрочнение; свойства.
Mechanisms of the Effect of Heating on Properties of AK4-1ch and AK4-2ch Alloy Semiproducts. V.V. Teleshov.
Quantitative mechanisms of loss of strength due to long-term heating during over-ageing and their use for accelerated evaluation of the effect of long-term holding at an elevated temperature on a combination of properties of material (AK4-2ch alloy semiproducts is shown for illustration) are discussed. It is shown that it is necessary to determine crack resistance characteristics of the high-temperature alloy in the state of maximum allowable loss of strength to evaluate its serviceability by the end of service life.
Key words: AK4-1 and AK4-2 aluminium alloys; loss of strength during overageing; equations of loss of strength; strength prediction; ageing diagrams; conductivity; nondestructive testing; maximum allowable loss of strength; properties.
Введение
Важным критерием качества жаропрочных алюминиевых сплавов является сохранение требуемых прочностных характеристик изделия в период эксплуатации для обеспечения необходимой продолжительности нагрева при рабочей температуре и исключения преждевременного разрушения.
При нагреве термически упрочняемых алюминиевых сплавов происходит снижение прочности в результате отдельного или совместного влияния трех явлений, протекающих в их структуре. Во-первых, это непосредственное влияние температуры, обусловленное снижением сил атомной связи в кристаллической решетке при повышении
температуры, что облегчает пластическое течение и разрушение сплава, т. е. снижает предел текучести и временное сопротивление при кратковременных испытаниях. Этот фактор действует в нагретом состоянии и исчезает при охлаждении.
Во-вторых, при длительном нагреве в области температуры 120-250 °С в термически упрочняемых алюминиевых сплавах 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 больше увеличиваются размеры частиц упрочняющих фаз в твердом растворе и тем значительнее снижается прочность сплавов
-Ф-
на стадии разупрочняющего коагуляционно-го (фазового) старения [1]. Такое разупрочнение сплава проявляется при последующих кратковременных испытаниях в условиях комнатной или повышенной температуры.
В третьих, это совместное влияние температуры и действующих напряжений на ускорение диффузионных процессов и ускорение обусловленных ими процессов коагуляции продуктов распада твердого раствора, проявляющееся при определении длительной прочности или ползучести. Количественное сопоставление разупрочнения по этим причинам ряда сплавов, в том числе сплава АК4-2ч, дано в работе [2].
Для рассмотрения влияния температуры можно использовать разные формы представления изменения свойств при нагреве. Наиболее распространены табличное и графическое изображения изменения свойств в зависимости от температуры и продолжительности нагрева. Например, в первой опубликованной статье о свойствах сплава АК4-2 в сравнении со сплавом АК4-1 в обычно используемой графической форме представи-
46
О
44
¡42 ^ 40 38 36
40 38 36
I
34 32
Ns,
1 p\ \
T \ \ A
1 ■
1 J^w.
" ■ 1 1 r\— —
^ \ Xl 1 \ N 1
■ u
10
102
103
104
т, ч
Рис. 1. Влияние длительных нагревов при 125 °С (О, •), 150 °С (А, ▲) и 175 °С (□, ■) на прочностные характеристики профилей из сплавов АК4-1 (•, ▲, ■) и АК4-2 (О, А, □) при комнатной температуре
ли свойства при 20 °С профилей из сплавов АК4-1 и АК4-2 после длительных нагревов при разной температуре (восстановленная прочность) (рис. 1) [3]. Такое сопоставление показывает одинаковое поведение сравниваемых сплавов при разупрочнении. Нагрев продолжительностью 5000 ч при 125 °С не приводит к снижению прочности, при 150 °С прочность начинает снижаться после нагрева продолжительностью 1000 ч, а при 175 °С снижение характеристик происходит уже после 100 ч нагрева.
Однако при подобном представлении изменения свойств не рассматривают количественные связи между условиями испытаний и получаемыми характеристиками, а также описывающие их зависимости, позволяющие рассчитывать свойства материала при различном сочетании температурно-временных параметров испытаний.
Кроме того, после длительного нагрева изменяются не только механические свойства полуфабрикатов при испытании на растяжение, но и характеристики трещиностойкости, которые необходимо оценивать наряду с восстановленной прочностью [4].
Ниже рассмотрены закономерности, описывающие влияние условий испытаний на длительную прочность и ползучесть сплава АК4-1, а также количественные закономерности разупрочнения сплава АК4-2ч при пе-рестаривании во время длительных нагревов и их использование для ускоренной оценки влияния длительной выдержки при повышенной температуре на комплекс характеристик материала. Подобные закономерности разупрочнения (с другой величиной коэффициентов) установлены и для других жаропрочных алюминиевых сплавов.
Закономерности влияния условий испытания на длительную прочность и сопротивление ползучести сплава АК4-1Т1
Примером количественного описания влияния условий испытаний (температура Т, К, действующее напряжение ст, МПа) на время до разрушения образца (т, ч) при испытании на длительную прочность является исполь-
-Ф-
-Ф-
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
зование параметра Ларсона-Миллера P = = ЦС + 1дт)10-3 с величиной константы С = 20. При увеличении Р происходит линейное снижение ст. Этот параметр предложен в работе [5]. В работе [6] рассмотрена методика расчета величины константы С, которая в общем случае может быть не равна 20.
На рис. 2 зависимость длительной прочности от параметра Р при С = 20 представлена для ряда сплавов, в том числе сплава 2618(АК4-1), по данным работы [7]. Приведенный в [2] результат определения длительной прочности прессованной полосы из сплава АК4-2чТ1 ст 100с = 215 МПа при условиях испытания Т = 448 К (175 °С) и т = 1000 ч, что соответствует величине параметра Р = 10,3, близок к приведенной на рис. 2 зависимости для сплава 2618.
В работах [8, 9] изучена длительная прочность полуфабрикатов из сплава АК4-1 при температуре 135, 150 и 175 °С. Для плиты толщиной 60 мм полученный предел длительной прочности при разной продолжительности испытаний приведен в табл. 1 вместе с рассчитанной величиной параметра Р. Зависимость между ними показана на рис. 2. Она со-
325 300 275
С
2 250
225
200
175
150
Рис. 2. Сопоставление длительной прочности и параметра Ларсона-Миллера для различных алюминиевых сплавов:
прессованные полуфабрикаты из сплавов системы А1-Си-Мд-Ад с содержанием меди 6,4% мас. (■) и 4,5 % мас. (О) и катаные плиты из серийных сплавов 2618Т61 и 2219Т851 [7]; плита из сплава АК4-1Т1 по табл. 1 (х) [8, 9]
ответствует уравнению прямой ст = 1177,361 --97,245 Р.
В работе [10] приведены результаты испытания на длительную прочность при температуре 135 °С прессованных полос сечением 65 х 200 мм из сплава АК4-1 разного состава (табл. 2).
Условия испытания указанных полос и полученный предел длительной прочности сопоставлены в табл.3.
1/1 о 135
Из сопоставления параметров Р и стт
(см. табл. 3) следует, что данные для каждого состава сплава соответствуют уравнениям прямой с коэффициентом корреляции выше |0,999| (рис. 3):
сплав А - ст = 669,32 - 40,73 Р; сплав Б - ст = 828,52 - 56,80 Р; сплав В - ст = 814,89 - 53,09 Р. Видно, что прессованная полоса из сплава Б с повышенным содержанием избыточ-
Таблица 1
Параметр Ларсона-Миллера (Р)
и предел длительной прочности (, МПа)
плиты толщиной 60 мм из сплава АК4-1Т1 при разной температуре и длительности испытаний
Температура испытания t, °С Параметры Р и стТ при длительности испытаний т, ч
100 1000 2000
Р г стт , МПа Р г стт , МПа Р г стт , МПа
135 8,98 299 9,38 265 9,51 254
150 9,31 274 9,73 241 9,86 220
175 9,86 213 10,30 172 10,44 162
Таблица 2 Химический состав полос сечением 65 х 200 мм из сплава АК4-1
Сплав Содержание в сплаве основных компонентов, % мас. Количество избыточных фаз, % об.
Си Мд Ре Ы1 Б1
А 2,1 1,2 1,0 1,0 0,18 4,7
Б 2,3 1,6 1,4 1,2 0,18 8,1
В 2,4 1,5 1,1 1,2 0,18 5,9
-Ф-
ных фаз отличается пониженным пределом длительной прочности при различной длительности испытаний. При этом стТ для всех прессованных полос выше стт для катаной плиты при равном значении параметра Р. Наблюдаемое различие может быть связано с особенностями микроструктуры и текстуры прессованного и катаного полуфабриката.
Другим примером описания количественной связи результатов испытаний с условиями их проведения являются испытания на ползучесть с определением зависимости между напряжением ст и скоростью деформации s на стадии установившейся ползучести è = f(<j). Наиболее простым выражением этой зависимости является степенной закон ползучести, широко применяемый в практических расчетах: è = Встт, где В и m - константы, определяемые из испытаний на ползучесть при одноосном нагружении. Например, в работе [11] приводятся результаты испытаний на ползучесть плакированного листа толщиной 2 мм и прессованного профиля из сплава АК4-1Т1. Испытания проводили при 150 °С и напряжениях ст от 10 до 30 кгс/мм2. По результатам испытаний строили кривые ползучести в виде зависимости s = f(x) относительной деформации s от времени испытания т, определяли ее скорость è и зависимости è от напряжения деформирования ст. При напряжении менее 20 кгс/мм2 наблюдается непрерывное уменьшение скорости ползучести в процессе всего испытания продолжительностью до 3300 ч. В качестве характеристической величины в этом случае была взята минимальная скорость ползучести èmin , определенная графически по кривым ползучести на соответствующей временной базе 1000 и 3000 ч. При нагрузке 20 кг/мм2 и более кривые ползучести имели четко различимые участки неустановившейся, установившейся и ускоренной ползучести. На этих режимах è min равна скорости ползучести на установившейся стадии. Графики на рис. 4, построенные в логарифмических координатах, показывают наличие линейной зависимости между 1дст и lgèmin, т. е. удовлетворяют степенным уравнениям èmin = Встт, полученным для двух интервалов изменения ст.
Таблица 3 Параметр Ларсона—Миллера (Р)
135
и предел длительной прочности (стх , МПа) при разной длительности испытаний прессованных полос толщиной 65 мм из сплава АК4-1Т1 разного химического состава (температура испытаний 135 °С)
Сплав
А Б В
Параметры Р и ст^35 при длительности испытаний т, ч
10 100 1000
Р 135 ст10 , МПа Р 135 ст 100 , МПа Р 135 ст1000 , МПа
8,57 8,57 8,57 350 342 360 8,98 8,98 8,98 334 318 338 9,38 9,38 9,38 317 296 317
375 350 325
* 300
D275 250 225 200
> Ч tj \/
i
X4
8,5
9,0
9,5
10,0 Р
Рис. 3. Сопоставление длительной прочности и параметра Ларсона-Миллера для сплава АК4-1:
прессованные полосы из сплавов А, Б, В по табл. 2, 3 [10]; плита из сплава АК4-1Т1 по табл.1 (х) [8, 9]
-1
,г-1
10
-6
10
-7
10
10-
-3
10
-5
10 12 14 16 18 20 ст, кгс/мм2
10
-6
-t
У
22 24 26 28 30 32 ст, кгс/мм2
Рис. 4. Зависимость минимальной скорости ползучести е|тНп профиля из сплава АК4-1Т1 от растягивающего напряжения [11]
"Ф
-Ф-
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
Результаты определения коэффициентов В и т соответствующих уравнений для прессованного профиля приведены в табл. 4. Их различие в двух областях изменения ст показывает, что даже для одного и того же материала необходимо установление режимов ползучести с определенными значениями напряжения и температуры, для которых действительно уравнение с найденными значениями коэффициентов В и т.
Уравнения ползучести, полученные в ограниченной температурно-временной области испытаний, можно использовать для экстраполяции в сторону большей продолжительности испытаний. В работе [12] рассмотрены данные для сплава СМ.001(АК4-1ч), использованного в конструкции «Конкорда». Плакированные листы толщиной 3,2 мм в состоянии
Таблица 4 Условия испытаний на ползучесть и константы ползучести уравнения ет|П = Ва~т для прессованного профиля из сплава АК4-1Т1
База измерения ст, кгс/мм2 е ■ ч"1 тт ' В т
3000 ч 10 12,5 15,0 17,5 20 0,7- 10-7 1,0 • 10-7 2,4- 10-7 3,3 • 10-7 7,0 • 10-7 0,26 • 10-10 3,4
Установившаяся стадия 22,5 25,0 26,5 28,0 30,0 32,0 1,9 • 10-6 6,0 • 10-6 4,4- 10-5 6,8 • 10-5 1,0 • 10-3 3,1 • 10-3 4,02- 10-37 22,5
Таблица 5 Рассчитанная деформация ползучести е сплава АК4-1 ч за 50000 ч при различных условиях испытаний
Условия испытаний е, %
ст = 210 МПа, t = 107 °С ст = 280 МПа, t = 107 °С ст = 210 МПа, t = 135 °С 0,07 0,18 0,94
Т6 в виде плоских образцов толщиной 2,3 мм испытывали на ползучесть при 107 и 135 °С и напряжениях 210 и 280 МПа с длительностью испытаний до 10000 ч. Изменение удлинения е при ползучести в заданных условиях соответствовало уравнениям вида е = ать, которые использовали для расчета деформации при ползучести за 50000 ч. Полученные в [12] результаты приведены в табл. 5.
Для сверхзвукового самолета «Конкорд» была принята допустимая деформация при ползучести 0,1 % за 50000 ч эксплуатации. Это требование выполняется при условиях испытаний ст = 210 МПа, t = 107 °С.
Количественные закономерности влияния температуры и продолжительности перестаривания на прочность сплава АК4-2ч при комнатной температуре
Как уже указывалось выше, при переста-ривании во время эксплуатационных нагревов в конкретной температурно-временной области работы детали или конструкции из упрочненных дисперсионным твердением алюминиевых сплавов в них проходит разупрочнение. Чем выше температура нагрева и продолжительнее выдержка на стадии коагу-ляционного старения, тем ниже прочность (ств, ст0,2) сплава при комнатной температуре ( восстановленная прочность ).
Для сплава АК4-2ч это разупрочнение при длительном старении представлено на рис. 5 на примере плиты толщиной 20 мм [13]. Заготовки под продольные образцы, вырезанные из закаленной и правленой плиты, подвергали искусственному старению по 24 режимам при 180, 190, 200, 210 и 220 °С с выдержкой до 96 ч. При этом стадия упрочнения в примененном на рис. 5 масштабе видна только при температуре старения 180 °С. Дальнейший нагрев при каждой температуре приводит к разупрочнению согласно упомянутой выше качественной закономерности.
На практике для оценки восстановленной прочности и величины изменения других характеристик материала используют длительные нагревы продолжительностью в тысячи и десятки тысяч часов при обычно предпо-
-Ф-
440
420
cS
В 400
380
CS
G
360
380
360
340
320
т, ч
Рис. 5. Влияние температуры (180 - 1, 190 - 2, 200 - 3, 210 - 4 и 220 °С - 5) и длительности т старения на прочностные характеристики плиты толщиной 20 мм из сплава АК4-2ч [13]
лагаемой рабочей температуре от 135 до 175 °С [1], что существенно замедляет и удорожает процесс испытания. Установление закономерностей изменения свойств при пе-рестаривании позволяет, как будет показано в дальнейшем, существенно ускорить проведение этих испытаний и сократить требуемую общую продолжительность нагрева.
В работе [14] изменение характеристик прочности при длительном нагреве рассмотрено исходя из зависимости прочности дис-персионно-упрочненного материала от контролируемого диффузией процесса коагуляции упрочняющих фаз. На основе этого представления показано, что кривые изменения прочностных характеристик при комнатной температуре после перестаривания в области коагуляционного старения соответствуют уравнению вида:
где ст - это ств или ctq ^I
Т - температура перестаривания, К; т - выдержка, ч;
Ь0, b1 и 02 - эмпирические коэффициенты.
Для количественного описания зависимости ств или сто,2 при испытаниях на восстановленную прочность при разной температуре нагрева с помощью уравнений вида (1) необходимо определить коэффициенты Ь0, bi и Ь2. Для этого в [14] предложено уравнение (1) рассматривать как линейное уравнение множественной регрессии, что позволяет рассчитывать величину искомых коэффициентов методом наименьших квадратов по опытным данным, когда 1дст0,2 или 1дств является переменным, зависящим от аргументов 1/Т и 1дт. Расчеты можно проводить по известным программам получения уравнений регрессии, например, из пакета «Анализ данных» программы Microsoft Excel.
Этот принцип в работе [14] применили к экспериментальным данным по разупрочнению плиты из сплава АК4-2ч, приведенным на рис. 5 [13]. Поскольку в уравнении (1) т соответствует длительности старения в коагуля-ционной области, то для дальнейшего сопоставления за начальную точку отсчета длительности перестаривания тп приняли момент достижения максимального значения предела
текучести тм
Т. е. тп
т - т.
, где т - об-
щая продолжительность нагрева.
На рис. 6 кривые разупрочнения для каждой температуры (Т = const) представлены в логарифмических координатах и согласно уравнению (1) имеют вид прямых линий, рассчитанные коэффициенты которых приведены в табл. 6. Коэффициент корреляции R между !дст и 1дт для большинства уравнений превы-
шает критическое значение R
1дст = Ь0 + Ь1/Т - Ь21дт,
крит 0,05; N-21
при уровне значимости 0,05 и N-2 степенях свободы, что свидетельствует об их статистической значимости при доверительной вероятности 95 %. Уравнения (7, 9, 10) значимы при доверительной вероятности 90 % (Якрит 0,10; 2 = = 0,900 для уравнения (7) и Якрит 0,10;1 = 0,988 для уравнений 9 и 10 в табл. 6). Таким образом, в целом экспериментальные данные соответствуют уравнению (1) при постоянном (1) значении температуры старения Т, К.
-Ф-
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
Рис. 6. Влияние температуры 180 (О), 190 (□), 200 (А), 210 (•), 220 °С (s) и продолжительности (t, ч) нагрева в области перестаривания на прочность (ав, ст0 2, МПа) плиты толщиной 20 мм из сплава АК4-2ч: цифра у прямой - номер уравнения в табл. 6
Для получения коэффициентов регрессии общего для всех температур старения уравнения (1) использовали все 24 эксперимен-
тальные точки при представлении ст в МПа, Т в К, т в часах. Полученные в [14] уравнения разупрочнения имеют вид:
1дств = 1,9353 + 326,72/7" - 0,025621дт; (2) 1дст02 = 1,4107 + 567,57/7 - 0,046331дт. (3)
Коэффициенты корреляции между экспериментальными и рассчитанными по этим уравнениям значениями прочностных характеристик равны 0,982 для ств и 0,981 для ст0,2 при |Якрит 0,05; 211 = 0,415. Хотя уравнения регрессии (2, 3) являются интерполяционными выражениями для расчета прочностных характеристик внутри исследованной области изменения параметров перестаривания данного сплава, в работе [14] они использованы без сопоставления с экспериментом для расчета ств и ст0,2 при продолжительности пе-рестаривания 1000 ч.
В работе [15] уравнение (1) для полученных в работе [13] данных рассчитано в области перестаривания плиты из сплава АК4-1ч продолжительностью до 96 ч при представлении т как полной продолжительности искусственного старения с момента достижения металлом установленной температуры старения.
Коэффициенты регрессии b0 и Ь1 уравнений вида lgs = b0 и коэффициенты корреляции R между lgs и Igt Таблица 6 + bi Igt
Число экспериментальных точек N Температура нагрева,°С/К Номер уравнения Свойство, МПа be b1 R \ ^<рит \
6 220/493 1 2 а0,2 2,6020 2,5760 -0,0298 -0,0577 -0,949 -0,984 0,811 0,811
6 210/483 3 4 а0,2 2,6183 2,5984 -0,0288 -0,0537 -0,983 -0,994 0,811 0,811
5 200/473 5 6 а0,2 2,6327 2,6216 -0,0298 -0,0539 -0,989 -0,993 0,878 0,878
4 190/463 7 8 а0,2 2,6283 2,6104 -0,0164 -0,0260 -0,910* -0,999 0,950 0,950
3 180/453 9 10 а0,2 2,6354 2,6153 -0,0121 -0,0148 -0,992* -0,994* 0,997 0,997
*Коэффициент корреляции \R\ меньше критического Якрит.
-Ф-
-Ф-
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
Полученные уравнения имеют вид:
!дств = 1,8056 + 397,54/7" - 0,034941дт; (4) !дст02 = 1,1734 + 697,90/7 - 0,06433!дт. (5)
Для этих уравнений коэффициенты корреляции между экспериментальными и рассчитанными значениями прочностных характеристик по 24 экспериментальным точкам равны 0,989 для ств и 0,994 для ст0,2, что намного выше критического значения
1^крит 0,05; 21 I = 0,415.
Таким образом, в уравнении (1) продолжительность старения т можно рассматривать и как продолжительность старения в области перестаривания после достижения максимума прочности, и как полную продолжительность старения для этой области.
В работе[15]уравнения(4,5)использованы для прогнозирования изменения свойств при обработке по режимам, существенно выходящим за пределы исходных значений температуры и продолжительности старения. На рис. 7 представлен общий вид рассчитанных по уравнениям (4, 5) экстраполирующих кривых изменения прочности вместе с экспериментальными значениями свойств, использованных для получения этих уравнений. Такое графическое представление изменения прочностных характеристик позволяет наглядно представить разупрочнение полуфабриката или детали в возможной области режимов эксплуатации материала по данным, полученным при изучении переста-ривания материала в более высокотемпературной области.
В работе[16]уравнения(2,3)использовали для прогнозирования свойств плиты из сплава АК4-2ч после длительного нагрева (до 104 ч) при температуре от 220 до 150 °С. Показано, что полученные расчетные значения прочности хорошо согласуются с литературными данными для сплавов типа АК4-1ч после нагрева при 150 и 175 °С продолжительностью 1000 и 5000 ч.
В работе [17] приведены результаты сопоставления экспериментальных и рассчитанных по экстраполирующим уравнениям значений восстановленной прочности прессованных полос толщиной 10 мм и катаных
листов толщиной 2 мм из сплавов АК4-2ч, ВД17 и Д19ч, сравнение свойств которых обсуждено ранее в [18]. Для получения исходных данных для расчета уравнений вида (1) заготовки под продольные образцы из всех
МПа
420
380
340
300
260
0 1 ст0 2, МПа
400
^т
360
320
280
240
200
160
Рис. 7. Расчетные по уравнениям (4, 5) кривые изменения прочностных характеристик (ав, ст0 2) при перестаривании плиты толщиной 20 мм из сплава АК4-2ч при температуре 150 (1), 160 (2), 170 (3), 180 (4), 190 (5), 200 (6), 210 (7) и 220 °С (8): значки - фактические значения свойств после старения продолжительностью до 96 ч при соответствующей температуре
с»
"Ф
-Ф-
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
ств, МПа
430
410
390 ст0^ МПа 390
370
350
330
310
ств, МПа
430
410
390 ст0^ МПа 390
370
350
330
310
24
48 а
72 т, ч 96
24
48 б
72
т, ч
96
Рис. 8. Влияние температуры 180 (О), 190 (□), 200 (А), 210 (•), 220 °С (▲) и длительности т перестаривания на прочностные характеристики прессованной полосы (а) и катаного листа (б) из сплава АК4-2ч
сплавов и полуфабрикатов по три образца на режим в исходном состоянии Т1 старили дополнительно по 23 режимам: 180 °С - 48, 72 и 96 ч; 190 и 200 °С - 16, 24, 48, 72, 96 ч; 210 и 220 °С - 8, 16, 24, 48, 72 ч. Фактические свойства полосы и листа из сплава АК4-2ч после перестаривания показаны на рис. 8 по исходным данным, приведенным в [19, 20].
Механические свойства полуфабрикатов из сплава АК4-2ч в исходном состоянии Т1 приведены ниже .
Полуфабрикат ств, МПа ст02,МПа 8, %
Прессованная полоса.....434 408 10,8
9,5
Катаный лист............429
398
вали для нахождения коэффициентов Ь0, Ь1 и Ь2 уравнения (1) для каждого полуфабриката по 23 сочетаниям !дст, 1/Т и !дт (единицы измерения - ст, МПа; Т, К; т, ч).
Рассчитанные уравнения для полуфабрикатов из сплава АК4-2ч приведены в табл. 7 вместе с коэффициентом корреляции И между экспериментальными и рассчитанными по полученному уравнению значениями временного сопротивления и предела текучести. Критическое значение коэффициента корреляции при уровне значимости 0,05 и 20 степенях свободы равно 0,423, что существенно меньше значений И, приведенных в табл. 7, и позволяет считать полученные уравнения статистически значимыми. Аналогичные значимые уравнения получены в [17] и для сплавов Д19ч и ВД17.
Представленные на рис. 8 линии соответствуют уравнениям в табл. 7. Для проверки возможности экстраполяции полученных уравнений за пределы исходного массива данных использовали часть исходных образцов в состоянии Т1. Их выдерживали при 150 и 175 °С в течение 1000, 2000 и 5000 ч, а затем испытывали при комнатной температуре.
Для расчета прочностных характеристик сплава после длительного нагрева по этим режимам можно непосредственно использовать уравнения из табл. 7 или предварительно получить уравнения связи !дст и !дт для каждой температуры перестаривания. Для этого в уравнения по табл. 7 подставляем температуру в К и получаем уравнения, при-
Полученные после механических испытаний прочностные характеристики использо-
Таблица 7 Уравнения (1) влияния параметров перестаривания на прочностные свойства полуфабрикатов из сплава АК4-2ч
Полуфабрикат Уравнение И
Полоса !дств = 2,0675 + + 270,9320/Т - 0,02079 !дт !дст0 2 = !,5886 + + 488,6961/Т - 0,04069 !дт 0,940 0,964
Лист !дств = 2,2118 + + 210,6072/Т - 0,02420 !дт !дст0 2 = !,7932 + + 402,9530/Т - 0,04923 !дт 0,933 0,849
Таблица 8 Уравнения влияния длительности перестаривания полуфабрикатов из сплава АК4-2ч при температуре 150 и 175 °С на прочностные характеристики при комнатной температуре
Полуфабрикат Температура, °С Уравнение
Полоса 150 175 1дств = 2,7080 - 0,02079 1дт 1дст0 2 = 2,7439 - 0,04069 1дт 1дств' = 2,6722 - 0,02079 1дт 1дст02 = 2,6794 - 0,04069 1дт
Лист 150 175 1дств = 2,7097 - 0,02420 1дт 1дст0 2 = 2,7458 - 0,04923 1дт 1дств' = 2,6819 - 0,02420 1дт 1дст0 2 = 2,6926 - 0,04923 1дт
веденные в табл. 8. Все экспериментальные (средние для 2 или 3 образцов) и расчетные для этих режимов значения свойств для сплава АК4-2ч сопоставлены в табл. 9.
Для проведенных испытаний максимальная абсолютная ошибка предсказания свойств в случае сплава АК4-2ч составляет 21 МПа для ств и 32 МПа для ст0,2. Однако в целом для всех изученных в работе [17] сплавов совпадение расчетных данных и данных независимых экспериментов можно считать удовлетворительным: Дств в среднем равно 6,8 МПа, а Дсто,2 - 17,0 МПа. Таким образом, уравнения вида (1), полученные для области относительно высокотемпературного и не очень продолжительного перестаривания,
можно использовать для прогнозирования разупрочнения сплава при длительных низкотемпературных нагревах в процессе испытания на восстановленную прочность.
Для стареющих алюминиевых сплавов известно, что в координатах 1/Т - 1дт наблюдается линейная зависимость для точек, соответствующих длительности старения при каждой температуре до начала интенсивного подъема предела текучести, и для точек, соответствующих длительности старения до получения максимальных значений предела текучести [21]. В [1] эти зависимости, построенные в координатах t, °С - 1дт получили название диаграмм старения. Они показывают связь между температурой и логарифмом длительности старения до достижения определенного уровня свойств.
Как показано в [15], диаграммы старения, полученные для разупрочнения до определенного уровня прочности, являются следствием закономерности, описываемой уравнением (1). Действительно, при подставлении в (1) постоянного значения ст получаем количественное выражение диаграммы старения
1/7 = Ь0 + Ь, 1дт,
(6)
где коэффициенты Ь0 и Ь2 определяются исходными значениями коэффициентов Ьо, Ь1 и Ь2.
В уравнениях (1) и (6) температуру Т, представленную в К, можно заменить температурой t в °С, поскольку в области температуры
Таблица 9
Экспериментальные и расчетные значения характеристик прочности после длительных низкотемпературных нагревов полуфабрикатов из сплава АК4-2ч
Полу- Режим ств, МПа ст02, МПа
фабрикат перестаривания Эксп. Расчет Аств Эксп. Расчет АСТ0,2
150°С,5000ч 412 428 -16 360 392 -32
Полоса 175°С, 1000ч 394 407 -13 343 361 -18
175°С, 5000ч 373 394 -21 309 338 -29
150°С,5000ч 421 417 4 381 366 15
Лист 175°С, 2000ч 402 400 2 317 339 -22
175°С, 5000ч 388 391 -3 329 324 5
Примечание. Ошибка предсказания свойств Аств = ст
эксп в
расч . _
- ств ; Аст0,2 = СТ
эксп 0,2
расч т0,2 ■
-Ф-
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
-Ф-
Таблица 10 Уравнения связи параметров режимов старения для получения постоянных значений предела текучести плиты из сплава АК4-2ч
ст02, МПа 1000/7 = Ь0' + Ь2 IgT t = Ь0' + Ь21дт
Номер уравнения на рис. 9 Вид уравнения (6) Номер уравнения на рис. 9 Вид уравнения (6')
400 360 325 1 2 3 1000/7 = 2,05 + 0,092 1дт 1000/7 = 1,98 + 0,092 1дт 1000/7 = 1,92 + 0,092 1дт 4 5 6 t = 214,1 - 19,2 1дт t = 227,8 - 19,2 1дт t = 241,0 - 19,2 1дт
от 150 до 220 °С связь между ними практически линейная и соответствует уравнению
1000/7 = 3,0748 - 0,0048 t. (7)
С заменой отношения 1/7 температурой t по формуле (7) не изменяется линейный вид температурно-временной зависимости (6),
1000/7; к-1
2,3
2,1
1,9
2 a
lgT
t, °C
210
190
170
150
\ 6
\4 у
2 б
lgT
Рис. 9. Диаграммы старения для плиты из сплава АК4-2ч вида 1000/Г = b'0 + b'2 Igt (а)
и t = b0 + b'2 Igt (б) для получения постоянного
значения предела текучести 400 МПа (максимум предела текучести - прямые 1, 4) и 360 МПа (прямые 2, 5) или 325 МПа (прямые 3, 6) на стадии перестаривания:
цифра у прямой - номер уравнения по табл. 10
что объясняет возможность представления диаграмм старения в координатах 1/7 - 1дт или t - 1дт:
t = Ь' + Ь' Igx.
(6')
В [15] диаграммы старения для изменения предела текучести плиты толщиной 20 мм из сплава АК4-2ч рассчитали, используя уравнения (4, 5), для состояния максимальной прочности с ст0,2 = 400 МПа и состояний разупрочнения с пределом текучести 360 и 325 МПа. Они приведены в табл. 10, а на рис. 9 представлены в графической форме, которая показывает, насколько повышение температуры нагрева сокращает его продолжительность для получения постоянной величины предела текучести при перестаривании.
В [22] полученные таким образом диаграммы старения предложено использовать для сравнительной оценки восстановленной прочности полуфабрикатов из жаропрочных алюминиевых сплавов. Его использование позволяет в десятки раз сократить общую продолжительность нагрева при испытании материала с целью выявления оптимальной области работоспособности сравниваемых сплавов.
Изменение удельной электропроводимости при перестаривании и неразрушающий контроль разупрочнения изделий в процессе эксплуатации при повышенной температуре
На рис. 10 по данным работ [20, 23] приведено фактическое изменение удельной электропроводимости у для полос и листов из сплава АК4-2ч в области температуры перестаривания 180-220 °С, кривые изменения
-Ф-
прочностных характеристик которых показаны на рис. 8. Видно, что увеличение температуры и продолжительности нагрева на этой стадии старения приводит к увеличению /. Рост последней при уменьшении прочности полуфабриката указывает на существование зависимости / от параметров перестарива-ния Т и т, аналогичной (1), но с противоположными знаками коэффициентов bi и
Ig/ = bo - bi/T + Ь21дт. (8)
Это уравнение предложено в работе [24], где для пяти алюминиевых сплавов систем AI-Cu и AI-Cu-Mg рассчитаны его коэффициенты bo, bi, b2 по методике их получения для прочностных характеристик и установлена возможность их экстраполяции для длительных нагревов при более низкой температуре.
Полученные по данным рис. 10 уравнения (8) для полос и листов из сплава АК4-2ч приведены в табл. 11. Высокие значения коэффициента корреляции подтверждают статистическую значимость этих уравнений.
22,5
S
О 22,0
21,5 21,0 21,0
5
4 3 ----2 --
¡''С
1 / ^
0
24
48 а
72 т, ч 96
.5
■ 4 3
1
__ — ~
24
48 б
72
т, ч
96
Рис. 10. Влияние температуры и длительности перестаривания на удельную электропроводимость прессованной полосы толщиной 10 мм (а) и листа толщиной 2 мм (б)
из сплава АК4-2чТ1: 0 - исходное значение у в состоянии Т1; 1, 2, 3, 4, 5 -температура перестаривания 180, 190, 200, 210, 220 °С соответственно
Для проверки возможности экстраполяции полученных уравнений за пределы исходного массива данных в [24] использовали часть первоначально полученных образцов в состоянии Т1, которые выдержали 1000, 2000 и 5000 ч при 150 и 175 °С, и определили величину удельной электропроводимости при комнатной температуре. Ее сопоставили с рассчитанными значениями у по уравнениям, приведенным в табл. 11, после подстановки в них соответствующих значений Т и т. Полученные при этом данные приведены втабл. 12. Рассчитанные значения у для всех полуфабрикатов отличаются от экспериментальных в среднем на |0,2 МСм/м| и максимум на |0,6 МСм/м |.
Это свидетельствует о возможности использования получаемых уравнений (8) не
Таблица 11 Уравнения вида (8) для связи удельной электропроводимости полосы и листа из сплава АК4-2чТ1 с параметрами перестаривания
Полуфабрикат Уравнение R R "крит
Полоса Лист Ig y = 1,4824 - 74,763/T+ + 0,01200 1дт Ig y = 1,4343 - 64,185/T+ + 0,00680 Igx 0,812 0,863 0,423 0,423
Таблица 12 Сопоставление экспериментальных и рассчитанных значений удельной электропроводимости после длительных выдержек полуфабрикатов из сплава АК4-2ч
Полуфабрикат Режим перестаривания Y, МСм/м '/эксп Yрасч, МСм/м
Эксп. Расчет
Полоса 150°С,5000ч 175°С,1000 ч 175°С,2000 ч 175°С,5000 ч 21,8 22,1 22,3 22,5 22.4 22.5 22,7 22,9 -0,6 -0,4 -0,4 -0,4
Лист 150°С,5000ч 175°С,1000 ч 175°С,2000 ч 175°С,2000 ч 20.3 20.4 20,6 20,9 20,3 20.5 20.6 20,7 0 -0,1 0 0,2
-Ф-
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
только для описания изменения у при высокотемпературном перестаривании, но и для прогнозирования изменения удельной электропроводимости жаропрочных алюминиевых сплавов при длительном эксплуатационном нагреве.
Как следует из рис. 8, 10 на примере листа из сплава АК4-2ч, при перестаривании увеличение удельной электропроводимости сопровождается уменьшением прочностных характеристик с существованием между ними обратной линейной зависимости (рис. 11). Эта закономерность характерна для полуфабрикатов из всех стареющих алюминиевых сплавов [25]. Ее использование позволяет проводить неразрушающий контроль разупрочнения изделий в процессе эксплуатации при повышенной температуре .
В [20, 23] способ мониторинга состояния нагреваемой конструкции рассмотрен на примере листа из сплава АК4-2чТ1 состава:
430 410
с 390 И
S3
г,
е 370
й О
350 330 310
А
А * А
О °0,2 п\ О ( \ А А"
Ч AV кП
Т 1 А ^ > >\
г\А \ 2
А \ А\
°0,2,
19,5
20,0
20,5 21,0
Y, МСм/м
Рис. 11. Корреляция между прочностью и удельной электропроводимостью образцов из листа сплава АК4-2ч после перестаривания при температурах 180 (О), 190 (□), 200 (А), 210 (•) и 220 °С (▲): 0 - свойства в исходном состоянии Т1; 1, 2 - графики линейных уравнений регрессии (9 и 10)
2,42 Си, 1,57 Мд, 0,20 Мп, 0,15 Б1, 0,68 Ре, 0,70 1\П, 0,15 7г, 0,09 И, А1 ост., % мас., связь между свойствами которого приведена на рис. 11. В состоянии Т1 листы имели у =19,8 МСм/м, ств = 430 МПа, ст0,2 = 398 МПа, 8 = 9,5%. Эти исходные значения характеристик нанесены на рис. 11 вместе с полученными корреляционными зависимостями, соответствующими линейным уравнениям:
ств = 1622,7 - 59,2у, Я = - 0,921
(см. рис. 11, прямая 1); (9)
ст0,2 = 2447,3 - 101,9у, Я = - 0,897
(см. рис. 11, прямая 2). (10)
Коэффициент корреляции Я для этих соотношений превышает критическое значение 1Якрит 0,05; 211 = 0,415
Предложенный способ основан на нераз-рушающем контроле фактического состояния материала с помощью измерения его удельной электропроводимости и обоснования предельной минимальной величины прочностных характеристик, которые можно допустить при перестаривании [26]. Поскольку полуфабрикаты в состоянии поставки Т1 имеют более высокие прочностные характеристики, чем это установлено в технических условиях, то их разупрочнение в процессе эксплуатации при повышенной температуре не должно приводить к получению прочностных характеристик ниже гарантируемых в технических условиях, на которых базируется расчет статической прочности конструкции летательного аппарата [27]. Поэтому за предельно допустимое разупрочнение материала принимаем момент перестаривания, когда при разупрочнении свойства снизятся до гарантируемых значений прочности по техническим условиям, которые всегда ниже типичных свойств сплава в состоянии Т1. Эта величина (ств мин, ст0,2 мин) для неплакированных листов в состоянии Т1 в [23] принята равной гарантируемым свойствам катаных плит из сплава АК4- 2ч в ТУ 1-83- 88-93: ств = 400 МПа, ст02 = 325 МПа.
Разупрочнению до этой величины соответствует определенное максимальное значение удельной электропроводимости, которое обозначим как умакс.. Ее можно установить по данным рис. 11 и зависимостям (9, 10). На
а„, мин
-Ф-
-Ф-
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
рис.11 указаны значения прочностныххарактеристик, до которых можно допустить разупрочнение материала. Свойственное этому уровню прочности значение умакс. по уравнениям (9, 10) равно 20,6 МСм/м для ств мин = = 400 МПа и 20,8 МСм/м для ст02 мин = 325 МПа. Приняв в качестве критического меньшее значение 20,6 МСм/м, получаем, что для данного полуфабриката при разупрочнении допускается повышение у от исходного значения 19,8 МСм/м в состоянии Т1 до максимального значения умакс. = 20,6 МСм/м или с учетом наблюдаемого разброса точек на рис. 11 до 20,5 МСм/м [20, 23].
Описанный в [20, 23, 26] комплекс экспериментально-аналитических операций позволяет судить о достигнутой стадии разупрочнения материала и прогнозировать ресурс работы конструкции из условия сохранения ее статической прочности. Он реализует принцип безопасного разупрочнения для нагреваемых конструкций из жаропрочных алюминиевых сплавов. Использование этого способа позволяет при периодическом определении удельной электропроводимости материала в контролируемой точке элемента греющейся конструкции судить о его состоянии и прекращать эксплуатацию конструкции при достижении укрит.
В рекламных материалах 7-й ежегодной международной выставки испытательного оборудования, систем и технологий авиационно-космической промышленности Aerospace Testing Russia в 2010 г. отмечалось, что измерение электропроводимости алюми -ниевых деталей можно использовать для оценки их нагрева в процессе эксплуатации летательного аппарата до неприемлемого уровня [28].
Состояние предельно допустимого разупрочнения и его ускоренное получение на примере сплава АК4-2ч. Свойства полуфабрикатов в состоянии предельно допустимого разупрочнения
Данное выше определение предельно допустимого разупрочнения сплава при пере-старивании, как состояния, когда прочностные характеристики снижаются до гарантируемых
значений прочности по техническим условиям, которые всегда ниже типичных свойств сплава в состоянии Т1, ставит вопрос об определении продолжительности нагрева, вызывающего предельно допустимое разупрочнение сплава до установленного в ТУ уровня. Ответ на него дают диаграммы старения, построенные для условий достижения предельного разупрочнения или соответствующей ему удельной электропроводимости.
В табл. 10 приведены уравнения (3, 6) для случая разупрочнения плиты толщиной 20 мм до получения предельного значения предела текучести Ст0,2 = 325 МПа [15]. Как следует из уравнения (6) в табл. 10 и на рис. 9, это состояние достигается после нагрева продолжительностью 1000 ч при 183 °С, 4990 ч при 170 °С и 54910 ч при 150 °С.
В работе [22] для случая разупрочнения прессованной полосы из сплава АК4- 2ч от исходного значения ств = 434 МПа до достижения ств = 400 МПа получено уравнение
1дт = 14,3579 - 0,06253г
или г = 229,62 - 15,991дт,
из которого следует, что при температуре нагрева 150 °С 1дт = 4,9784 (т = 95150 ч), а при 210 °С 1дт = 1,2266 (т = 16,8 ч).
Таким образом, состояние предельно допустимого разупрочнения сплава при пере-старивании достигается за разное время нагрева, различающееся на несколько порядков в зависимости от температуры нагрева.
Перестаривание при более высокой температуре позволяет за более короткое время получить структурное состояние материала с уровнем свойств, характерных для длительного низкотемпературного старения с предельно допустимым разупрочнением.
Технология такой обработки, предусматривающей применение ускоренной термической обработки образцов для получения после коагуляционного старения структурного состояния, соответствующего заранее заданной стадии разупрочнения при низкотемпературном нагреве, имитирующем нагрев при эксплуатации, рассмотрена в работе [29]. На примере различных полуфабрикатов из сплава АК4-2ч рассмотрен способ применения ускоренной термической обработки об-
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
Таблица 13
Расчетные значения
прочностных характеристик а в, а0'2 и продолжительности Трасч промежуточного нагрева при 210 °С для прессованных полос из сплава АК4-2ч
Т', К т ', ч ств, МПа ст0 2, МПа трасч, ч т*, ч
448 3000 400 345 23,6/34,5 23
разцов с целью получения после коагуляци-онного старения структурного состояния, соответствующего заранее заданной стадии разупрочнения при низкотемпературном нагреве. Для этого используется расчет режима регламентированного перестаривания для получения предельно допустимого разупрочнения с помощью уравнений вида (1).
Рассмотрим применение этого способа на примере прессованной полосы из сплава АК4-2ч [29], рассчитанные уравнения разупрочнения для которой приведены в табл. 7. Примем для примера, что данный материал при температуре Т = 448 К (175 °С) должен иметь продолжительность эксплуатации т' = 3000 ч. По уравнениям в табл. 7 получаем прочностные характеристики полосы после нагрева по этому режиму: ств = 400 МПа и ст0 2 = 345 МПа. Эти значения характеризуют предельно допустимое разупрочнение полуфабриката от исходной величины в состоянии Т1: ств = 435 МПа и ст02 = 405 МПа. Для получения требуемого разупрочнения за более короткое время применяем ускоренное пере-старивание при более высокой температуре. Как следует из рис. 8, такой температурой перестаривания может быть 210 °С. Для рас-
чета продолжительности нагрева Трасч при этой температуре для получения ств и ст^ используем уравнения из табл. 7. Результаты расчетов Трасч приведены в табл. 13. В числителе дана расчетная продолжительность нагрева для достижения ств, в знаменателе -для достижения ст0,2. Поскольку более быстро достигается предельное значение временного сопротивления, то принимаем необходимую продолжительность перестаривания т* = 23 ч при 210 °С.
Результаты испытания полос в исходном состоянии Т1 и после старения 23 ч при 210 °С (состояние Тр) приведены в табл. 14. Полученные значения прочностных характеристик в состоянии Тр близки к расчетным значениям прочностных характеристик ств, ст^ в табл. 13. Как следует из табл. 14, для состояния Тр характерно снижение вязкости разрушения Кс и остальных характеристик трещиностойкости.
Аналогичные эксперименты провели на листах толщиной 2 мм и катаной плите толщиной 40 мм. Во всех случаях в перестаренном состоянии наблюдается снижение характеристик трещиностойкости, наиболее существенное для малоцикловой усталости из-за более быстрого зарождения усталостной трещины.
Предложенный способ расчета режима регламентированного перестаривания полуфабрикатов из жаропрочных алюминиевых сплавов для ускоренного получения стадии коагуляционного старения с предельно допустимым разупрочнением материала позволяет на 2-3 порядка сократить общую продолжительность термической обработки для исследования изменения свойств при длительном низкотемпературном нагреве.
Механические свойства прессованных полос в состоянии Т1 и после обработки на регламентируемое разупрочнение Тр Таблица 14
Состояние ств, МПа ст02, МПа 8, % КС, МПа • м1/2 СРТУ, мм/кцикл нетто сттр , МПа
Т1 Тр 435 405 405 355 12,9 10,9 57,1 52,1; 55,7 3,1 2,5; 3,1 341 311;332
"Ф
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
-Ф-
Заключение
Рассмотренные материалы показывают, что длительный нагрев в области температуры искусственного старения термически обработанных на состояние Т1 алюминиевых сплавов приводит к их разупрочнению, обусловленному зависимостью прочности диспер-сионно-упрочненного материала от величины частиц упрочняющих выделений, которая увеличивается при коагуляции упрочняющих фаз, контролируемой диффузией легирующих компонентов в твердом растворе. Благодаря физическим закономерностям, лежащим в основе этого явления, связь между прочностью и условиями нагрева (температура Т и длительность нагрева т в области коагуляци-онного старения) подчиняется относительно простой зависимости (!дст = ^ + Ь1/Т - Ь21дт), коэффициенты которой можно рассчитать по результатам определения прочности при перестаривании в области температуры от 180 до 210 °С.
Полученные для полуфабрикатов из сплава АК4-2ч уравнения изменения прочности (ств, ^0,2) при комнатной температуре после нагрева в этой области (восстановленная прочность) позволяют рассчитать изменение прочности после длительного нагрева при более низкой температуре. Построенные кривые разупрочнения с продолжительностью нагрева до 105 ч при температуре до 150 °С сопоставлены с полученными свойствами материала после продолжительности старения до 5000 ч при 150 и 175 °С. Удовлетворительное совпадение рассчитанных и экспериментальных значений восстановленной прочности свидетельствует, что уравнения разупрочнения, полученные в области относительно высокотемпературного и не очень продолжительного перестаривания, можно экстраполировать для прогнозирования разупрочнения сплава при длительном более низкотемпературном нагреве.
Показано, что изменение удельной электропроводимости зависит от режима пере-старивания по аналогичной закономерности !ду = Ь'0 - Ь'1/Т + Ь2!дт. Это уравнение можно
использовать для прогнозирования изменения у при длительном эксплуатационном нагреве.
Обратная линейная зависимость между увеличивающейся у и снижающейся прочностью на стадии перестаривания позволяет проводить неразрушающий контроль разупрочнения материала в процессе эксплуатации при повышенной температуре.
Установлено понятие состояния предельно допустимого разупрочнения материала с характерной для него величиной у, в котором прочностные характеристики снижаются до гарантируемых значений прочности полуфабриката по техническим условиям, которые всегда ниже типичных свойств в состоянии Т1. Для рассмотренных катаных полуфабрикатов из сплава АК4-2ч с исходным состоянием у = 19,8 МСм/м таким предельным значением является у = 20,5 МСм/м.
Состояние предельно допустимого разупрочнения при перестаривании достигается за разное время нагрева, различающееся на несколько порядков в зависимости от температуры нагрева.
Установлено, что перестаривание при более высокой температуре позволяет за более короткое время получить структурное состояние материала с уровнем свойств, характерных для длительного низкотемпературного старения с предельно допустимым разупрочнением.
На примере сплава АК4-2ч рассмотрен способ применения ускоренной термической обработки образцов с целью получения после коагуляционного старения структурного состояния, соответствующего заранее заданной стадии разупрочнения при низкотемпературном нагреве. Показано, что регламентированное разупрочнение до получения состояния предельно допустимого разупрочнения приводит не только к снижению прочности, но и уменьшает характеристики трещи-ностойкости, особенно сопротивления МЦУ.
Это обстоятельство требует определения характеристик трещиностойкости жаропрочного сплава в состоянии предельно допустимого разупрочнения для оценки его работоспособности в конце срока эксплуатации.
-Ф-
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Фридляндер И.Н. Алюминиевые деформируемые конструкционные сплавы. - М.: Металлургия, 1979. - 2Q8 с.
2. Телешов В.В., Воробьев Н.А. О связи между химическим составом и прочностью жаропрочных деформируемых Al-Cu-Mg-сплавов при различных видах статических испытаний // Металловедение и термическая обработка металлов. 2QQQ. № 3. С. 18-25.
3. 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.
4. 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 лег-кихсплавов.1999.№ 3. С. 19-24.
5. Larson F.R., Miller J. A time-temperature relationship for rupture and creep stresses // Trans. ASME. July. 1952. V. 74. No. 5. P. 765-775.
6. Шлякман Б.М., Ямпольский О.Н., Ратушев Д.В. Один способ определения константы С в параметре Холломона // Металловедение и термическая обработка металлов. 2Q1Q. № 9. С. 48-51.
7. Polmear I.J., Pons G., Barbaux Y. et al. After Concorde: evaluation of creep resistant Al-Cu-Mg-Ag alloys // Mater. Sci. and Technol. 1999. 15. № 8. P. 861-868.
8. Косарев А.И., Бич Э.Н., Парфенова Н.В. и др.
Исследование кратковременной и длительной прочности листов и плит из сплава АК4-1 // Технология легких сплавов. 1968. № 3. С. 8-12.
9. Бич Э.Н., Косарев А.И., Крючкова А.П. и др.
Длительная прочность и пластичность полуфабрикатов из сплавов Д16, Д20-1, АК4-1, ВАД23 // Технология легких сплавов. 197Q. № 4. С. 24-29.
10. Бич Э.Н., Телешов В.В. Механические свойства сплава АК4-1 при повышенных температурах // Металловедение и термическая обработка металлов. 1983. № 7. С. 34-38.
11. Олькин С.И. Закономерности ползучести алюминиевого сплава АК4-1 // Металловедение и термическая обработка металлов. 1974. № 4. С. 59-61.
12. Taminger K.М. В., Drcus D.L., bellman D.J. et al. Evaluation of creep behavior of emerging aluminium alloys for supersonic aircraft applications // IСAA-6, 1998. V. 3. Р. 1361-1366.
13. Романова О.А., Телешов В.В. Особенности структуры и механических свойств полуфабрикатов из жаропрочных деформируемых алюминиевых сплавов АК4-2ч и 1215 // Технология легких сплавов. 1997. № 1. С. 34-39.
14. Телешов В.В. Математическая модель разупрочнения термически упрочняемых алюминиевых сплавов при перестаривании // Технология легких сплавов. 1997. № 4. С. 31-35.
15. Телешов В.В. К вопросу о построении диаграмм старения алюминиевых сплавов // Технология легких сплавов. 1997. № 5. С. 39-42.
16. Телешов В.В. Прогнозирование изменения прочностных свойств алюминиевых сплавов на стадии перестаривания // Металловедение и термическая обработка металлов. 1998. № 1. С. 3Q-34.
17. Телешов В.В. Численное моделирование восстановленной прочности жаропрочных алюминиевых сплавов А1-Си-Мд // Металлы. 2000. № 2. С. 92-95.
18. Телешов В.В. Свойства полуфабрикатов из сплава АК4-2ч при комнатной и повышенной температуре в сопоставлении с другими жаропрочными сплавами системы А1-Си-Мд // Технология легких сплавов. 2016. № 3. С. 18-35.
19. Телешов В.В., Якимова Е.Г. Разупрочнение жаропрочных алюминиевых сплавов системы А1-Си-Мд-Х| и прогнозирование их поведения при длительном нагреве // Перспективные материалы. 2001. № 1. С. 35-42.
20. Телешов В.В. Прогнозирование состояния деталей из жаропрочных конструкционных алюминиевых сплавов при эксплуатации самолета // Технология легких сплавов. 1999. № 1-2. С. 91-99.
21. Фридляндер И.Н. Закономерности изменения свойств алюминиевых сплавов при старении // В кн.: Алюминиевые сплавы. Металловедение алюминия и его сплавов: Справ. рук-во. - М.: Металлургия. 1971. Глава VIII.С. 273-352.
22. Телешов В.В. Способ сравнительной оценки восстановленной прочности полуфабрикатов из жаропрочных алюминиевых сплавов // Технология легких сплавов. 2002. № 1. С. 9-12.
23. Телешов В.В. Использование удельной электропроводимости для контроля разупрочнения греющихся деталей из жаропрочных термически упрочняемых алюминиевых сплавов // Авиационная промышленность. 2003. № 1. С. 30-35.
24. Телешов В.В. Влияние параметров перестарива-ния на удельную электропроводимость полуфабрикатов из жаропрочных алюминиевых сплавов // Технология легких сплавов. 1999. № 1-2. С. 85-91.
25. Телешов В.В. Использование электрических свойств в областях металловедения, термической обработки и контроля качества полуфабрикатов из деформируемых алюминиевых сплавов (Обзор литературы за 1972-2000 гг.) // Технология легких сплавов. 2001. № 3. С. 52-78.
26. Патент 2140071 РФ. 6011427/02. Способ определения ресурса работы несущего элемента из жаропрочного термически упрочняемого алюминиевого сплава в конструкции летательного аппарата / Телешов В.В., Данилов С.Ф., Якимова Е.Г. Заявл. 06.06.1996. Опубл. 20.10.1999. Бюл. № 29 (II ч.). С. 366.
27. Туполев А.А., Сулименков В.В., Зельтин В.К.
Повышение эксплуатационных характеристик материалов и эффективность конструкций пассажирских самолетов // В кн.: Металловедение алюминиевых сплавов. - М.: Наука, 1985. С. 22-40.
28. Телешов В.В. Современное оборудование для исследования структуры и испытаний металлических материалов в авиационной промышленности // Технология легких сплавов. 2010. № 4. С. 108-114.
29. Телешов В.В., Андреев Д.А., Головлева А.П. и др. Исследование свойств полуфабрикатов из жаропрочных алюминиевых сплавов в состоянии предельно допустимого разупрочнения // Металловедение и термическая обработка металлов. 2001. № 5. С. 27-34.
