Длительной жаропрочности

В настоящее время получен ряд данных по основным закономерностям длительной циклической прочности и их деформационно-кинетической трактовке.

Отмечаемое обстоятельство более интенсивного изменения располагаемой пластичности в условиях испытаний на ползучесть может быть использовано для получения в переходной области данных, идущих в запас при оценке длительной циклической прочности (см. рис. 1.2.2, а, точки 1).

Все рассмотренные выше материалы являются при принятых температурах испытаний интенсивно деформационно стареющими. •Существенный интерес представляет проверка применимости деформационно-кинетических] критериев длительной циклической

Имеется ряд экспериментальных данных, показывающих возможность интерпретации результатов по длительной циклической прочности в условиях жесткого нагружения на основе частот-номодифицированных зависимостей [259, 260].

Отмеченное показывает, что существует ряд предложений по методам оценки длительной циклической прочности, причем развиваемые в Институте машиноведения деформационно-кинетические критерии охватывают наиболее общий случай нагружения яри наличии как знакопеременных, так и односторонне накапливаемых деформаций, приводящих к усталостному, квазистатическому и переходному характеру длительного циклического разрушения. Полученные в ГосНИИмашиноведения и ряде других организаций экспериментальные данные для различных условий нагружения на основных типах конструкционных материалов специального энергетического аппаратостроения в диапазоне ра бочих температур во всех случаях без исключения показали достаточное соответствие расчетам по критериальным зависимостям (1.2.8), (1.2.9). ,

Возможность применения деформационно-кинетических критериев малоцикловой и длительной циклической прочности в условиях неизотермического нагружения должна быть экспериментально обоснована с учетом особенностей, сопровождающих процесс циклического нагружения при переменных температурах. Эти особенности прежде всего связаны с характером изменения во времени и с числом циклов нагружения располагаемой пластичности материала, а также односторонне накопленных и циклических необратимых деформаций.

неизотермическому разрушению, а также экспериментально проверим применимость деформационно-кинетического критерия длительной циклической неизотермической прочности в условиях термического нагружения.

В настоящей главе рассмотрены методы получения характеристик малоциклового разрушения материала компенсаторов в связи с состоянием и особенностями нагружения, а также расчетное и экспериментальное изучение кинетики напряженно-деформированного состояния и условий разрушения самой конструкции при нормальной и высоких температурах. На их основе разработаны основы методики расчета сильфонных компенсаторов на прочность при малом числе циклов нагружения, в том числе с учетом временных эффектов длительной циклической прочности.

Исследованию малоцикловой прочности сильфонных компенсаторов и аналогичных им устройств посвящен ряд статей [39, 54, 55, 122, 225], однако в них рассматривается работа компенсаторов только в области нормальных и умеренно повышенных температур, когда временные эффекты оказываются не выраженными. Основные подходы к определению напряженно-деформированного состояния и оценке прочности в таких условиях рассмотрены выше в § 4.1 и 4.2. Проблема определения длительной циклической прочности компенсаторов имеет значительную специфику и требует учета температурно-временных особенностей сопротивления малоцикловому деформированию и разрушению.

Для проведения расчетной оценки длительной циклической прочности компенсатора необходимо располагать данными о характеристиках прочности конструкционных материалов и на этой основе выполнять расчет долговечности путем сопоставления величин циклических деформаций в наиболее нагруженных зонах конструкции с разрушающими деформациями, полученными при испытании образцов. Сопоставление должно производиться в инвариантных к типу напряженного состояния деформациях, причем в исследовании [123] используются интенсивности указанных величин (формулы (4.3.4)).

Указанное подтверждает возможность и перспективность использования деформационно-кинетического критерия для расчета длительной циклической прочности компенсаторов. Соответствующие расчетные и экспериментальные величины долговечностей компенсаторов приведены в табл. 4.3.1. При этом коэффициенты отклонения расчета от эксперимента не превосходят 0,5—1,6, что с учетом естественного разброса данных при испытаниях натурных компенсаторов можно считать удовлетворительным.

Данные о физических свойствах, длительной жаропрочности и сопротивлении ползучести сплавов на кобальтовой основе приведены в. табл. 40—43.

Из этих зависимостей видно, что для повышения проницаемости необходимо повысить крупность исходных порошков, увеличить пористость, снизить толщину стенки. Повышение проницаемости, как правило, достигается за счет снижения прочности. На фиг. 28 показана зависимость длительной жаропрочности нержавеющей стали (0,11% С; 2,67% Si; 068% Мп; 0,07% S; 0,015% Р- 179% Сг 12,4% Ni, 2,38% Мо; 1,12% Nb) от коэффициента проницаемости а. Из фигуры видно, что при повышении а в ~ 9 раз (с 5 до 53) жаропрочность упала почти в 4 раза (с 15,5 до 4,5 и с ~ 14 до 3,5 кГ/мм9-).

Испытания на жаропрочность термоплакированных и непокрытых образцов из сплава ЭИ598 показали, что термоплакирование значительно повышает длительную жаропрочность. Повышение на 40% длительной жаропрочности лопаток турбины с нанесенным поверхностным слоем алюминия наблюдали американские исследователи [4]. Этот эффект можно объяснить, если считать, что на разрушение образца при испытании на длительную жаропрочность действуют два фактора — ползучесть и газовая коррозия. При наличии на поверхности образца более жаростойкого (при температуре испытания) материала, чем основа, образец будет длительное время защищен от действия коррозии, т. е. один из факторов, разрушающих образец, будет таким образом устранен.

Табл. 3.--Изменение длительной жаропрочности сплава в зависимости от припуска и нагревающей среды

Данные о физических свойствах, длительной жаропрочности и сопротивлении ползучести сплавов на кобальтовой основе приведены в. табл. 40—43.

Из этих зависимостей видно, что для повышения проницаемости необходимо повысить крупность исходных порошков, увеличить пористость, снизить толщину стенки. Повышение проницаемости, как правило, достигается за счет снижения прочности. На фиг. 28 показана зависимость длительной жаропрочности нержавеющей стали (0,11% С; 2,67% Si; 068% Мп; 0,07% S; 0,015% Р- 179% Сг 12,4% Ni, 2,38% Мо; 1,12% Nb) от коэффициента проницаемости а. Из фигуры видно, что при повышении а в ~ 9 раз (с 5 до 53) жаропрочность упала почти в 4 раза (с 15,5 до 4,5 и с ~ 14 до 3,5 кГ/мм9-).

Фиг. 28. Зависимость длительной жаропрочности пористой *иг- 29. Компактная лопатка с ка-иержавеюшей стали от коэффициента проницаемости а: ; _ налами для охлаждения, ойернута». 100 час., 600° С; 2 — 500 час., 600° С (по Ленелю и Рину [9]). пористым листом: / -тел» лопатки; ' ' " 2 —каналы для охлаждения; 3 — по-

Таблица 8.21. Характеристики длительной жаропрочности и ползучести стали мартенситного класса [32]

Марка стали Температура испытания, °С Предел длительной жаропрочности (нсразрушающес напряжение), МПа (кгс/мм2), за время, тыс. ч Предел ползучести, соответствующий 1 % общей деформации, МПа (кгс/мм2), за время, тыс. ч

В TGL 1598 приведены нормативные показатели таких характеристик длительной жаропрочности, как предел ползучести для 10000 и 100000 ч и длительной прочности (см. 1.11.2.19) при той же продолжительности испытаний при температурах 350— 550°С (в зависимости от марки стали).

В TGL 1598 приведены нормативные показатели таких характеристик длительной жаропрочности, как предел ползучести для 10000 и 100000 ч и длительной прочности (см. 1.11.2.19) при той же продолжительности испытаний при температурах 350— 550°С (в зависимости от марки стали).