CC BY
48
УДК 669.018+ 669.224
ЗАВИСИМОСТЬ ТЕРМИЧЕСКОЙ УСТАЛОСТИ ЖАРОПРОЧНЫХ СПЛАВОВ ОТ МАКСИМАЛЬНОЙ ТЕМПЕРАТУРЫ НАГРЕВА В ЦИКЛЕ ИСПЫТАНИЙ
© 2014 Е.А. Тихомирова1, Е.Ф. Сидохин2,
Открытое акционерное общество «Климов», г. Санкт-Петербург 2Конструкторское бюро «Рентгеновские приборы», г. Санкт-Петербург
Анализ результатов термоциклических испытаний жаропрочных сплавов для лопаток турбин показывает значительно меньшую долговечность Д'|;1 в том случае, когда максимальная температура (7Ш(|;,) диапазона испытаний (АТ^Гтах-Ттт) выше 900°С. Рассмотрен термический цикл, включающий полуциклы охлаждения и нагрева, на протяжении которых возможно возникновение пластической деформации. Полу цикл охлаждения включает три температурных участка: интервал снятия напряжений сжатия от предшествующего полуцикла, интервал роста напряжений растяжения до уровня предела упругости (текучести) и интервал пластической деформации. Интервал снятия напряжений сжатия зависит от величины напряжений, которые достигнуты в полуцикле нагрева (при Ти) и равны а()2(7т(|;,). Для жаропрочных никелевых сплавов, предназначенных для лопаток турбин, при охлаждении от температур менее 900°С должны сниматься напряжения сжатия, которые почти на треть больше, чем при охлаждении от 1000°С, и вдвое больше, чем при 1100°С, что видно из графиков температурной зависимости предела текучести жаропрочных сплавов. Вследствие этого протяжённость интервала снятия напряжений сжатия в полуцикле охлаждения для температур 7Ш(|;, выше 900°С оказывается меньше. При этом на столько же возрастает интервал, в котором протекает пластическая деформация, достигаемая в ходе охлаждения (епл)- В результате этого происходит снижение долговечности А/р.
Долговечность, полуцикл испытаний, предел текучести.
Термическая усталость, согласно существующим представлениям, есть растянутый во времени процесс разрушения, развивающийся вследствие стеснения свободной термической деформации материала при многократно повторяющихся теплосменах. Его рассматривают как последовательное, от цикла к циклу, накопление повреждений, приводящее материал к предельному состоянию, за которым следует этап разрушения [1]. Хотя понятию этих «мифических» повреждений определение не дано, его справедливо связывают с пластической деформацией, которая от цикла к циклу изменяет состояние субструктуры материала, формируя условия, благоприятные для зарождения и развития трещин [2]. Эмпирическая зависимость Коффина связывает долговечность материала (число циклов до разрушения Кр) с суммарной пластической деформацией 8ПЛ в цикле [1]: деформации сжатия при нагреве и растяжения при охлаждении. Однако при этом «суммируются» очень разные состояния субструк-
туры материала: продукт высокотемпературного сжатия и низкотемпературного растяжения. Ситуация в каждом из полуциклов представляется ещё сложнее: деформация растяжения развивается в материале с субструктурой, которая сформировалась в ходе высокотемпературного сжатия, а высокотемпературное сжатие - в материале с дефектной структурой, достигнутой при растяжении. Особенно существенно это должно проявляться, когда при термоциклических (ТЦ) испытаниях температурный диапазон цикла включает температуру резкого падения предела текучести <Зо2• У жаропрочных никелевых сплавов такое падение наблюдается в районе 900°С. В качестве примера на рис.1 показано изменение Оог с температурой у сплавов ЖС32 [3] и ВКНА-1В.
При анализе результатов термоциклических испытаний жаропрочных сплавов для лопаток турбин, например, ЖС32 [4], ЖС36 [5] и ВКНА-1В [6], обращает на себя внимание значительно меньшая долговечность Ар в том случае, когда макси-
мальная температура (Гтах) диапазона испытаний (АГ=Гтах-Гтш) выше 900°С. В табл. 1, 2 приведены некоторые результаты испытаний монокристаллов этих сплавов с кристаллографической ориентировкой оси около [001], поскольку именно
она регламентирована у лопаток турбин. При этом заметим, что испытания сплавов ЖС32, ЖС36 (табл.1), с одной стороны, и сплавов ВКНА-1В, ЖС6Ф (табл.2), с другой, отличаются по характеру осуществления пластической деформации.
а б
Рис.1. Температурная зависимость предела текучести ст02 монокристаллов жаропрочных сплавов ЖС32
(а) и ВКНА-1 В (б)
Таблица 1 - Влияние максимальной температуры цикла Гтах на долговечность корсетных образцов
№ ЖС32-ВИ [4] № ЖС36 [5]
п/п Г ■ 1 111111 Г 1 тах Ар(ср) п/п Г ■ 1 111111 Г 1 тах Ар(ср)
1 150 900 2204 1 150 900 560
2 200 1050 33 2 250 1000 95
3 200 1100 24
Таблица 2 - Влияние максимальной температуры цикла Т тах на долговечность цилиндрических образцов
N п/п Гщах (С) ВКНА-1 В Г61 Гтт=Ю0°С
Ае Ар(ср) Ае* Ар(ср) Ае** Ар (ср)
1 850 1.12 1270 - 4580 - 7120
2 1050 1.52 61 - 872 - 3517
3 1100 1.6 242 - 1324 - 1920
Де* и Де** - значения Де не приведены в [6], но Де* соответствует С<®, а Де** - С«®
Сплавы ЖС32, ЖС36 испытывали при полном стеснении (С~оо) плоских корсетных образцов и величине упругопла-стической деформации в цикле {Ае=епп+еупр, где еупр - упругая деформация), достигавшей нескольких процентов. Сплав ВКНА-1В испытывали на цилиндрических образцах методом варьирования жёсткости нагружения, создавая при полном стеснении упругопластическую деформацию Ае=1,12% при Гщах =850°С;
1,52% при 1050°С и 1,6% при 1100°С (по нашей оценке).
По нашему мнению, меньшая долговечность Ар в испытаниях жаропрочных никелевых сплавов (ЖНС) в том случае, когда ГП1ах превышает 900°С, происходит не только из-за того, что шире интервал ДГ=Гтах-ГПш1 , но также вследствие отмеченного выше существенного падения предела текучести <Зо2- Этот эффект имеет ту же самую природу, что и снижение Ар в испытаниях с выдержкой при верхней
температуре цикла [7]. Как показано в [7], снятие достигнутых в полуцикле нагрева напряжений сжатия (и бупр^), вследствие релаксации во время выдержки при Гтах, увеличивает в следующем затем полуцикле охлаждения продолжительность температурного интервала АГпл, в котором происходит пластическая деформация, и, соответственно, увеличивает 8ПЛ в дополнение к тому, что получено из-за преобразования 8уПр—>-8пл при релаксации. В результате такого общего увеличения 8ПЛ долговечность ТУр должна снижаться согласно принципу Коффина [7]. Аналогично по своей сути предлагаемое нами объяснение того, почему в ТЦ испытаниях ЖНС (без выдержки при Гтах) долговечность А'р оказывается ниже, если Гтах цикла выше 900°С. Рассмотрим схему, приведенную на рис.2, где показано изменение протяжённости температурных интервалов в полуцикле охлаждения от различных Тт
Время, тсек
Рис.2. Схема, поясняющая увеличение продолжительности температурного интервала пластической деформации ЛТт и величины пластической деформации епл при увеличении Ттах в цикле [еш(1) > ет(2) > ет(3)]
Скорость изменения температуры в полуциклах такова, что деформация, развивающаяся вследствие стеснения, протекает со скоростью 10"3 - 10"4 сек"1. Это примерно соответствует скорости деформации изотермических механических испытаний и их последовательной упругой и пластической деформации. Принципиаль-
ным отличием неизотермических условии является сопутствующее температуре изменение предела текучести и модуля упругости испытываемого материала, что оказывается причиной многих особенностей процесса термической усталости. Полуцикл охлаждения АУ=Утах-'/тпь как и нагрева, включает три температурных интервала: интервал АУ-1 = Утах-'/-1, на протяжении которого снимаются и уменьшаются до нуля напряжения сжатия от предшествующего полуцикла нагрева; интервал АТ2=Т\-Т2, когда напряжения растяжения растут до уровня предела упругости <Зоо5 (или Оог) и начала пластической деформации, и интервал АГпл=Г2-Гтш, когда протекает пластическая деформация, которая заканчивается по достижении Ттт. Интервал А/2 отличается при разных Гтах (но немного) и почти одинаков при охлаждении и нагреве. Протяжённость же интервала ДГ1 целиком зависит от величины напряжений осж в конце полуцикла нагрева, практически равных ОогС/тах), поскольку упрочнение при таких температурах не изменяет их сколь-нибудь существенно. Величина напряжений сжатия <зсж, которые снимаются при охлаждении от разных Гтах-, у ЖНС отличается весьма существенно. Когда Гтах менее 900°С, они почти на треть больше, чем при охлаждении от 1000°С, и вдвое больше, чем от 1100°С. Вследствие этого продолжительность интервала А У] для температур Гтах, которые выше 900°С, оказывается меньше, но при этом на столько же возрастает интервал АГПл (поскольку Д '/=соп51:) и увеличивается 8ПЛ, достигаемая в ходе охлаждения. В результате этого в ТЦ испытаниях с 7тах=900°С долговечность А'р должна быть ниже в соответствии с эмпирической зависимостью Коффина. В качестве примера рассмотрим ТЦ испытания монокристаллов сплава ВКНА-1В с ориентировкой оси по [111] в интервале температур 100~850°С и 100~1050°С, где, по нашей оценке, упругопластическая деформация Аг в цикле составляла 1,2 и 1,52%, соответственно. При режиме испытаний
100~850°С долговечность Ар была 1997 циклов, а 100~1050°С Ар=107. Процесс нагрева при цикле испытаний завершался этапом пластической деформации, и можно полагать, что напряжения в конце цикла достигали асж=Оо2= 670 МПА при 850°С и 360 МПА при 1050°С, а в конце полуцикла охлаждения при 100°С - 590 МПА.
Произведя оценку 8ПЛ, как предложено в [1], получаем, что в интервале испытаний 100-^-850°С величина 6ПЛ(850) = 0,65%, а в 100~1050°С - 8ПЛ(Ю50) = 1,15%. Разница между ними (0.5%) включает увеличение 8ПЛ на 0,4%, вследствие большей на 200°С длины интервала испытаний АГ=Гтах-Гш;п, и добавку в 0,1% в связи с увеличением на 80°С длины интервала АГПЛ из-за такого же сокращения А У ], т.к. при охлаждении от 1050°С снимаются более низкие напряжения (360 МПА). Казалось бы, добавка невелика, но она примерно равна тому, что получается в результате релаксации напряжений в случае выдержки при Гшах, которая, как известно [1], приводит к снижению долговечности.
Следует обратить внимание, что эффект снижения долговечности наблюдается как при испытаниях как цилиндрических, так корсетных образцов (табл.1 и табл.2). Больше того, как видно из табл.2, он проявляется независимо от величины задаваемой упругопластической деформации в цикле Ае, что объясняется возрастанием доли пластической деформации при охлаждении. Интересен результат, полученный на сплаве ЖС36, но он единственный (табл.1): повышение верхней температуры цикла от 900°С до 1000°С привело к снижению долговечности почти в 6 раз, хотя температурный интервал испытаний был одинаковым (750 С) в обоих испытаниях.
Для проверки предложенного объяснения можно: 1) провести испытания в температурной области, не содержащей резкого изменения предела текучести, например, сравнить данные, получаемые для '/тах= 900° С и более низкой температуры при одинаковом АТ; 2) в испытаниях с Гшах=1050°С или 1100°С поднять минимальную температуру цикла, сохраняя А Т.
У эффекта возрастания 8ПЛ в полуцикле охлаждения при одинаковой величине Ае для температур Гшах, превышающих 900° С, имеется негативное последствие: 8ПЛ в полуцикле охлаждения оказывается существенно больше, чем в полуцикле нагрева, что отражается на динамике роста односторонне накопленной деформации.
Наконец, следует заметить, что, согласно предложенной гипотезе, эффект падения долговечности должен наблюдаться только в том случае, если деформация в ходе термической усталости имеет характер упругопластической. Если же стеснение термической деформации протекает исключительно в упругой области, то условия для его появления отсутствуют.
На основании анализа результатов термоциклических испытаний при исследовании термической усталости жаропрочных никелевых сплавов установлено, что одной из причин снижения долговечности при высоких значениях максимальных температур цикла может быть увеличение протяжённости интервала пластической деформации в цикле охлаждения вследствие достаточно резкого падения предела текучести этих сплавов в высокотемпературной области. Важность этого эффекта состоит в том, что пластическая деформация в ходе охлаждения протекает при высоком уровне растягивающих напряжений и её увеличение способствует возникновению и распространению трещин и разрушению.
Библиографический список
1. Дульнев P.A., Котов П.И. Термиче- 2. Розенберг В.М. Ползучесть металлов, екая усталость металлов. М.: Машино- М.: Металлургия, 1967. 242 с. строение, 1980. 200 с. 3. Шалин P.E., Светлов ПЛ., Качанов
Е.Б., Толораия В.Н., Гаврилин О.С. Моно-
кристаллы никелевых жаропрочных сплавов. М.: Машиностроение, 1997. 299 с.
4. Гецов Л.Б., Рыбников А.И., Семенов A.C., Григорьев A.B., Тихомирова Е.А. Сопротивление деформированию и разрушению монокристаллических сплавов при статическом и термоциклическом нагру-жении // Надёжность и безопасность энергетики. 2012. № 3(18). С. 53-62.
5. Гецов Л.Б., Рыбников А.И., Семенов A.C. Прогрессирующее деформирование материалов при термоциклическом нагру-жении // Труды НПО ЦКТИ «Прочность материалов и ресурс элементов энергообо-
рудования». Выпуск 296. СПб.: НПО ЦКТИ, 2009. С. 105-119.
6. Голубовский Е.Р., Бычков Н.Г., Ха-мидуллин А.Ш., Базылева O.A. Экспериментальная оценка кристаллографической анизотропии термической усталости монокристаллов сплава на основе №зА1 для высокотемпературных деталей АГТД // Вестник двигателестроения. 2011. № 2. С. 244248.
7. Тихомирова Е.А, Азизов Т.Н., Сидо-хин Е.Ф. Влияние высокотемпературной выдержки на термическую усталость жаропрочных сплавов // Технология металлов. 2013. № 6. С. 34-37.
Информация об авторах
Тихомирова Елена Александровна,
кандидат технических наук, ОАО «КЛИМОВ», г. Санкт-Петербург. E-mail: [email protected]. Область научных интересов: материаловедение жаропрочных сплавов.
Сидохин Евгений Федорович, инженер, ООО «Конструкторское бюро Рентгеновских приборов», г. Санкт-Петербург. E-mail: [email protected]. Область научных интересов: рентгеновское материаловедение, физика металлов.
THE INFLUENCE OF MAXIMUM TEMPERATURE OF HEATING ON THE THERMAL FATIGUE OF NICKEL HEAT-RESISTANT ALLOYS UNDER THERMOCYCLIC TESTS
© 2014 E.A. Tikhomirova1, E.F. Sidokhin 2,
'Open Joint-Stock Company "KLIMOV", Saint-Petersburg, Russian Federation 2Joint-Stock Company «KB X-ray Instruments», Saint-Petersburg, Russian Federation
The analysis of high temperature resistance alloys thennocyclic tests show that the lifetime .Y|;i is less when maximum temperature 7mil, in test cycles (A7:=7m(l,-7mm) is more 900°C. In most test cases thermal cycle contents the plastic deformation. The cooling half-cycle includes three temperature intervals: first - where heating half-cycle compression stress decrease take place, second - where tension stresses are increased to yield stress c02 and plastic deformation begin, and third interval - plastic deformation region, which is finished at minimum temperature of cycle Tmm. The stress decrease interval length depends from value of stress, which is reached in precede heating half-cycle and, as we consider, equal a u;(7miix). High temperature resistance alloys are characterized by yield stress a rc sharp decrease at temperatures which is more 900°C. Because at cooling from temperatures, which is lower 900°C, stresses, which must to decrease, are larger on one third them at 1000°C and on half them at 1100°C. Therefore third temperature interval is shorter at cooling from temperature which is more 900°C, plastic deformation is more and lifetime NP smaller.
Thermal deformation, elastic-plastic deformation, thermal fatigue.
1. DulnevR.A., KotovP.I. Termicheskaya ustalost metallov [Thermal fatigue of metals] Moscow: Mashinostroenie Publ., 1980. 200 p.
2. Rozenberg V.M. Polzuchest metallov [Creep of metals] Moscow: Metallurgiya Publ., 1967. 242 p.
3. Shalin R.E., Svetlov I.L., Kachanov E.B., Toloraiya V.N., Gavrilin E.B. Monokristally nikelevykh garoprochnykh splavov [Single crystals of base-Ni superalloys], Moscow: Mashinostroenie Publ., 1997. 336 p.
4. Gecov L.B., Rubnikov A.I., Semenov A.S., Grigorev A.V., Tikhomirova E.A. The deformation resistance and fracture of single crystals at static and thermal-cyclic tests // Nadezhnost' i Bezopasnost' Energetiki. 2012. No. 3(18). P. 53-62. (InRuss.)
5. Gecov L.B., Rubnikov A.I., Semenov A.S. Material development deformation at thermal-cyclic tests // Trudy NPO CKTI «Prochnost materialov I resurs elementov energooborudovaniya. V. 296. SPb.: NPO TsKTI Publ., 2009. P. 105-119. (InRuss.)
6. Golubovskiy E.R., Bychkov N.G., Khamidullin A.Sh., Bazyleva O.A. The experimental estimation of thermal fatigue crys-tallographic anisotropy of Ni^Al single-crystals for high- temperature details of AGTD // Vestnik dvigatelestroeniya. 2011. No. 2. P. 244-248. (InRuss.)
7. Tikhomirova E.A., Azizov T.N., Sidokhin E.F. The influence of high temperature stand on heat resistance alloys thermal fatigue // Tekhnologiya metallov. 2013. No. 6. P. 34-37. (InRuss.)
About the authors
Tikhomirova Elena Aleksandrovna,
Candidate of Science (Engineering), engineer, Open Joint-Stock Company "KLIMOV", Saint-Petersburg. E-mail: tixomirova00@ mail.ru. Area of Research: the metallurgy of high resistance alloys.
Sidokhin Evgeni Fedorovich, engineer, Joint-Stock Company «KB X-ray Instruments», Saint-Petersburg. E-mail: [email protected]. Area of Research: the physic of metals.
