Введение

Использование сплавов на основе титана в конструкциях авиационных ГТД и ГТУ обусловлено их высокими удельными свойствами, такими как прочность и жаропрочность в комплексе с высокой стойкостью к воздействию коррозионно-активных сред. Однако случаются отказы ГТД, связанные с разрушением крупногабаритных деталей из двухфазных титановых сплавов – например, лопаток вентилятора и дисков компрессора высокого и низкого давления. В ряде научных работ также установлено, что разрушение происходило при совместном воздействия среды и действующих напряжений [1, 2].

Развитие трещины по данному механизму протекает при низких значениях действующих растягивающих напряжений. При этом разрушение носит локальный характер, и большая часть детали не подвергается коррозионному повреждению. Данный вид разрушения можно определить как замедленное разрушение в коррозионно-активной среде, которое может быть связано как с использованием ГТД в условиях морского базирования авиационной техники, так и с эксплуатацией наземных ГТУ в атмосфере, содержащей соединения хлора.

Элементы конструкции ГТД и ГТУ в процессе эксплуатации находятся в сложном напряженно-деформированном состоянии. Нагрузки, которые испытывают детали, могут быть как статическими, так и циклическими. При этом повторные нагрузки могут носить характер как малоциклового, так и многоциклового усталостного нагружения, а напряжения, действующие при разрушении, могут быть как растягивающими, так и сжимающими.

Оценка влияния эксплуатационных условий работы деталей ГТД на свойства материалов должна послужить базой для улучшения химического состава и структурно-фазового состояния сплавов [3–6], совершенствования конструкций и технологий производства узлов и агрегатов [7–10].

Существует достаточно большое количество научных работ по исследованию замедленного разрушения титановых сплавов под напряжением в коррозионно-активных средах [11–13]. В работе [14] проведены исследования влияния морской воды на пороговые значения коэффициентов интенсивности напряжений (КИН) в условиях статического и малоциклового нагружения. Эти исследования показали, что КИН в морской воде значительно ниже, чем на воздухе (до 3 раз – для сплава ВТ3-1), а поверхности разрушения имеют хрупкий фасеточный рельеф.

Поведение двухфазных титановых сплавов в условиях высокочастотного многоциклового нагружения в морской воде на данный момент не исследовано.

Следует также отметить, что в настоящее время широкое распространение получили испытания образцов при симметричном и асимметричном усталостном нагружении в области циклического растяжения [15], а поведение металлических материалов в области циклического сжатия изучается лишь в ограниченном числе работ [16, 17].

Однако еще в середине ХХ века профессор С.И. Кишкина (Ратнер) отмечала, что сжимающие напряжения при усталостном нагружении приводят к разрушению конструкционных сталей и алюминиевых сплавов [18]. Было показано, что при усталостных испытаниях в области сжатия образцов раскисленной конструкционной стали и деформированного алюминиевого сплава образовывались трещины, ориентированные перпендикулярно к приложенным сжимающим нагрузкам. Показано также, что для этих материалов при уровне циклической долговечности N=10⁶ циклов при одностороннем сжатии предел выносливости более чем на 50% выше, чем при симметричном цикле нагружения, и на 40% выше, чем в условиях одноосного растяжения.

В данной работе исследовано влияние коэффициента асимметрии цикла нагружения (КАЦ) на сопротивление многоцикловой усталости (МнЦУ) титанового сплава ВТ3-1 на воздухе и в морской воде.

Материалы и методы

Для определения влияния морской воды и КАЦ на сопротивление титанового сплава ВТ3-1 МнЦУ проведены испытания образцов из прутковой заготовки Æ50 мм. Химический состав прутковой заготовки соответствует сплаву ВТ3-1 по ОСТ1-90013–81 (табл. 1).

Таблица 1

Химический состав сплава ВТ3-1 для изготовления образцов

Примечание. Ti – основа.

Прутковую заготовку подвергали термической обработке по режиму двойного отжига с нагревом в однофазную β-область для получения структуры с крупным β-зерном и пластинчатой структурой, соответствующей 3 баллу по 10-балльной шкале макроструктур и 6–7 типу по 9-типной шкале микроструктур согласно ПИ 1.2.785–2009, проявляющей бо́льшую чувствительность к условиям испытаний, чем с бимодальной микроструктурой [9].

Для проведения фрактографических исследований использовали растровый электронный микроскоп.

С целью исследования влияния КАЦ на сопротивление МнЦУ разработана геометрическая форма образца, рабочая часть которого имеет форму клина и механический концентратор напряжений (надрез) радиусом r=1 мм. Данная форма образца позволила получить асимметричные значения действующих напряжений в надрезе и с противоположной стороны от него при усталостном нагружении (рис. 1, а) [18].

Рис. 1. Образец для испытаний на МнЦУ при различных значениях коэффициента асимметрии цикла нагружения (1 – место наклейки тензорезистора):

а – форма образца; б – схема нагружения образца с использованием индивидуального
контейнера для коррозионно-активной среды

Испытание данных образцов проводили по СТО 1-595-17-467–2015 при симметричном цикле нагружения (R=-1),в условиях циклического растяжения (при R: 0; 0,3; 0,5) и циклического сжатия (при R=∞; 3).

Для того чтобы избавиться от разрывов в значениях КАЦ при R=∞, использовали расчет нормированного коэффициента асимметрии цикла нагружения (R_norm), описанный в СТО 1-595-17-467–2015. При этом нормированный коэффициентR_norm равен среднему значению напряжений, действующих при циклическом нагружении, отнесенному к разности (размаху) напряжений в цикле:

                                                                  (1)

где          (2)

В ходе испытаний образец подвергали периодическому нагружению при четырехточечном изгибе в плоскости симметрии образца при заданном значении коэффициента R при частоте нагружения 100 Гц с использованием резонансной испытательной машины RUMUL. За базу испытания взято количество циклов нагружения – N=10⁶. При испытаниях в морской воде использовали индивидуальные контейнеры для каждого образца (рис. 1, б).

Перед проведением испытаний на один из образцов наклеивали тензорезистор TML UFLA-3-350-11. Наклейку датчика проводили на плоскую поверхность образца в зоне, противоположной надрезу радиусом r (рис. 1, а), совмещая ось деформации тензорезистора с осью симметрии образца.

Результаты и обсуждение

При испытаниях задавали размах значений изгибающего момента ΔM, а также коэффициентR, что определяло амплитудные значения изгибающего момента – M_min и M_max. Расчет напряжений σ_min и σ_max, действующих в надрезе при нагружении, проводили в соответствии с геометрической формой образца.

Напряжения σ, действующие в надрезе, зависят от изгибающего моментаM следующим образом:

σ=С∙M                                                                 (3)

где С – константа.

Для расчета константы С экспериментально получали значения деформаций со стороны, противоположной надрезу при загрузке образца. Образец с тензорезистором пошагово статически нагружали в упругой области в условиях – от статического сжатия до статического растяжения.

При нагружении фиксировали значения приложенного изгибающего момента Mи показания тензорезистора – величину относительной упругой деформации ε_Т. Это позволило построить калибровочную зависимость деформации ε_Т, наведенной на образец из сплава ВТ3-1 со стороны, противоположной надрезу радиусом r, от величины изгибающего момента M (рис. 2). Полученный массив данных обработали методом наименьших квадратов, в результате чего получили зависимость

ε_Т=А∙M,                                                                 (4)

где А – коэффициент пропорциональности, равный 105,71∙10^-6 Н^-1∙м^-1.

В соответствии с законом Гука упругие напряжения σ_Т зависят от величины упругой деформации ε_Т:

σ_Т=Е∙ε_Т,                                                                (5)

где Е – модуль упругости сплава ВТ3-1, равный 115 ГПа [20].

Рис. 2. Калибровочный график зависимости деформации ε_Т по данным тензорезистора
в точке 1 (рис. 1, а) от приложенного момента изгиба М на установке CRACKTRONIC

Подставив выражение (4) в уравнение (5), определили упругие напряжения σ_Т в зависимости от величины приложенного изгибающего момента M:

σ_Т=Е∙А∙M.                                                              (6)

Величина произведения коэффициента концентрации напряжений в надрезе K_t (сечение А–А, рис. 1, а) и коэффициента асимметрии момента сопротивления K_W рабочего сечения со стороны надреза и противоположной стороны образца соответствует отношению величины напряжения σ, действующего в надрезе, к величине напряжения σ_Т, действующего в области наклеенного тензорезистора (рис. 1, а):

                                                            (7)

Методом конечных элементов с использованием программного обеспечения ANSYS определили значения K_W и K_t (рис. 3). Рассчитанные  коэффициенты  составили -1,54 и 2,68 соответственно.

Рис. 3. Рабочее сечение образца с наложенной сеткой конечных элементов и шкалой напряжений при действии изгибающего момента 40 Н·м

Сопоставив уравнения (6) и (7), представляем константу С из уравнения (3) в виде:

С=K_W∙K_t·Е∙А=-50,21 МПа/(Н∙м).                                         (8)

В ходе испытаний на определение условного предела выносливости задавали начальное амплитудное значение изгибающего момента при усталостном нагружении. Это значение соответствовало напряжению, действующему в надрезе, 0,8 от предполагаемого значения условного предела выносливости для сплава ВТ3-1 при R=-1 и заданном уровне циклической долговечности N=10⁶ циклов.

После того, как испытуемый образец отработал заданную базу без разрушения, повышали величину размаха момента в цикле нагружения ΔM на 2 Н·м при неизменном коэффициентеR.

Проведение испытаний на МнЦУ прекращали при падении резонансной частоты испытательной машины Fна величину ˃0,5%, что являлось свидетельством начала развития разрушения в образце.

При появлении трещины на образце в процессе испытаний в качестве условного предела выносливости при заданном значении коэффициентаR принимали размах напряжений, действующих в надрезе при циклическом испытании, – Δσ_RN, т. е. значения, полученные при предыдущем режиме, при котором образец отстоял заданную базу.

В ходе испытаний титанового сплава ВТ3-1 на МнЦУ при различных значениях КАЦ от циклического сжатия R=3 (R_norm=-1) до циклического растяжения R=0,5 (R_norm=1,5) на воздухе и в морской воде определены значения условного предела выносливости Δσ_RN (табл. 2, рис. 4).

Таблица 2

Результаты испытаний на определение предела выносливости Δσ_RN образцов из

титанового сплава ВТ3-1 в воздушной атмосфере и в морской воде на базе N=10⁶ циклов

Результаты испытаний обработаны методом наименьших квадратов для построения функциональных зависимостей условного предела выносливости Δσ_RN от нормированного коэффициента асимметрии цикла нагружения R_norm с точностью аппроксимации ˃0,99. Полученные полиномы второго порядка представлены на рис. 4 и имеют следующий вид:

Рис. 4. Зависимость величины условного предела выносливости Δσ_RN сплава ВТ3-1
в воздушной атмосфере (■) и морской воде (°) от величины коэффициента асимметрии цикла нагружения R_norm ( –– , - - - полиномиальные функции)

Результаты испытаний показывают, что, по сравнению с воздушной атмосферой, морская вода повышает значения условного предела выносливости образцов из титанового сплава ВТ3-1 с надрезом радиусом 1 мм при КАЦ: +0,5≤R≤+3,0(1,5≤R_norm≤-1,0).

Данный эффект связан с тем, что при циклическом нагружении образцов без исходной усталостной трещины разрушение образцов определяется не скоростью роста трещины, а временем до ее зарождения. Наличие морской воды приводит к повышению устойчивости поверхности образца к зарождению усталостной трещины. Это связано с тем, что на полированной поверхности образца не работает механизм охрупчивания, который наблюдается на образцах с исходной трещиной [14], в то время как, согласно результатам исследований [21], материалы, которые разрушаются от поверхности, имеют особенность повышать свои прочностные характеристики при испытаниях в жидких средах. Повышение прочностных характеристик в данном случае обусловлено эффектом поверхностного натяжения жидкой фазы. В случае испытаний на МнЦУ титанового сплава ВТ3-1 развитие трещины начинается от поверхности надреза.

Исследования поверхностей вскрытых усталостных трещин на образцах из сплава ВТ3-1 после испытаний позволили установить влияние КАЦ на особенности формирования изломов. При периодическом сжатии R=3,0 (R_norm=-1,0) на поверхности разрушения происходит формирование ручьистого рельефа как в воздушной атмосфере, так и в морской воде (рис. 5, а, б). При этом формируются складки, ориентированные поперек фронта растущей трещины – показаны стрелками на рис. 5 а, б. В обоих случаях поверхность излома имеет фасеточное строение, однако на поверхности фасеток образца, испытанного в воздушной атмосфере, наблюдаются сглаженные участки, свидетельствующие о незначительной пластической деформации (рис. 5, в). Следы пластической деформации на изломе образца, испытанного в воздушной атмосфере, обусловлены микропластическим механизмом при развитии трещины по усталостному механизму, аналогично циклическому растяжению с формированием фасеточного рельефа на первой стадии кинетической диаграммы усталостного разрушения двухфазных титановых сплавов с тем отличием, что зона пластичности в вершине трещины значительно меньше.

На образцах, испытанных в морской воде, фасетки являются совершенно плоскими – без признаков пластической деформации (рис. 5, г). Формирование хрупких фасеток при усталостном разрушении образца, испытанного в морской воде в условиях периодического сжатия, обусловлено тем же механизмом охрупчивания, что и при усталостном разрушении титановых сплавов в коррозионно-активных средах [1, 2, 11–14]. Это связано с тем, что в условиях периодического сжатия при наличии пластического гистерезиса в вершине растущей трещины, в момент снижения сжимающей нагрузки, в вершине трещины появляются напряжения растяжения [16].

Рис. 5. Морфология поверхности разрушения образцов из сплава ВТ3-1, испытанных в воздушной атмосфере и морской воде, при различных значениях коэффициента асимметрии цикла нагружения:

а, в – поверхность усталостного разрушения образца 11 (R_norm=-1,0; воздушная атмосфера); б, г – поверхность усталостного разрушения образца 21 (R_norm=-1,0; морская вода); д, е – поверхности усталостного разрушения образцов 16 и 26, испытанных при R_norm=1,5 в воздушной атмосфере и в морской воде соответственно

При симметричном цикле нагружения (R=-1,0) и циклическом растяжении (R: 0; 0,3; 0,5) разрушение сплава ВТ3-1 в обеих средах происходит с формированием усталостных бороздок, образующих фронт развития усталостной трещины (рис. 5, д, е). Появление вязкого бороздчатого рельефа в изломах образцов, испытанных в морской воде, свидетельствует о том, что скорость движения усталостной трещины в образцах превышает пороговую (максимальную) скорость развития коррозионной трещины, определенную в работе [14]. По этой причине, несмотря на воздействие морской воды, развитие усталостной трещины происходит с формированием вязких бороздок.

Полученные в работе данные по разрушению титанового сплава в морской воде в условиях многоциклового усталостного нагружения не противоречат результатам испытаний в условиях статического и малоциклового усталостного нагружения, а дополняют их, формируя полную картину поведения двухфазных титановых сплавов при воздействии морской воды.

Заключения

Впервые получены результаты по многоцикловой усталости двухфазного титанового сплава в морской воде, в том числе в условиях циклического сжатия.

Морская вода приводит к повышению предела выносливости образцов из титанового сплава ВТ3-1 с концентратором радиусом 1 мм в интервале значений коэффициента асимметрии цикла нагружения от циклического сжатия до циклического растяжения: +0,5≤R≤+3,0 (1,5≤R_norm≤-1,0).

Развитие усталостных трещин в условиях циклического сжатия сопровождается формированием ручьистого рельефа с продольными складками.

На поверхности фасеточного рельефа образцов, испытанных в воздушной атмосфере, наблюдаются признаки пластической деформации, в то время как фасетки на изломах образцов, испытанных в морской воде, имеют совершенно хрупкий вид.

При симметричном цикле нагружения и в области циклического растяжения разрушение в обеих средах развивается с формированием усталостных бороздок.