К методике прогнозирования скорости роста трещины в условиях ползучести

Тип работы:
Реферат
Предмет:
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ


Узнать стоимость

Детальная информация о работе

Выдержка из работы

УЧЕНЫЕ ЗАПИСКИ ЦАГИ
Том XVII 1986 № 5
УДК 620. 178. 38:620. 172. 251. 2
К МЕТОДИКЕ ПРОГНОЗИРОВАНИЯ СКОРОСТИ РОСТА ТРЕЩИНЫ В УСЛОВИЯХ ПОЛЗУЧЕСТИ
С. И. Олькин
Изложены результаты исследования роста трещины в условиях ползучести при Т = 175 °C в жаропрочном алюминиевом сплаве Д19АТ и проведена экспериментальная проверка наличия связи скорости роста трещины с параметрами линейной (коэффициент интенсивности напряжений) и нелинейной (модифицированный 7-интеграл) механики разрушения. Показано, что при сравнительно невысоких напряжениях (-0,25 & lt-зв) коэффициент интенсивности напряжений существенно коррелирован со скоростью роста трещины как в случае хрупких, так и в случае пластичных в условиях ползучести материалов.
Проведено сравнение пригодности параметров линейной и нелинейной механики разрушения для прогнозирования скорости роста трещины при ползучести и при сочетании ее с усталостью.
Задача прогнозирования скорости роста трещины (с. р. т.) в условиях ползучести представляет практический интерес как составная часть проблемы обеспечения живучести перспективных сверх- и гиперзвуковых летательных аппаратов, испытывающих в эксплуатации длительное воздействие повышенных температур. До настоящего времени явление роста трещины при ползучести исследовали, в основном, применительно к условиям работы деталей и агрегатов высокотемпературного энергооборудования и двигателей. Для количественного описания этого явления предложен ряд параметров, таких как коэффициент интенсивности напряжений К [см. (3)], определяемый так же, как и в линейной механике разрушения, модифицированный У-интеграл [см. (2)], количественно выражаемый параметром С*, напряжение в нетто-сечении образца онетто (или его аналог — так называемое эквивалентное напряжение оге{, определяемое с учетом геометрии образца, трещины и вида нагружения), величина раскрытия трещины. Предположим, что связь с. р. т., т. е. с любым из этих параметров описы-
вается степенной функцией:
где х — какой-либо из перечисленных выше параметров, а и Ь — константы материала, зависящие от температуры, / - длина тре-
щин. Подробная характеристика перечисленных параметров и условий их применимости- дана в обзорных работах [1, 2, из которых следует, что наиболее широкое применение получили первые два.
Согласно существующим представлениям с. р. т. (1) сильно коррелирована с коэффициентом интенсивности напряжений в случае хрупких при ползучести материалов и (или) высокой степени стесненности деформации, когда разрушение не сопровождается накоплением значительной локальной пластической деформации и действительное распределение напряжений мало отличается от упругого. Если же металл достаточно пластичен в условиях ползучести и стесненность деформации мала (например, условия плоского напряженного состояния), то локальному статическому разрушению предшествует заметное перераспределение напряжений. Такой вид разрушения, называемый квазихрупким, весьма часто встречается на практике и при описании развития трещины в этом случае предлагается [3] использовать параметр С*, который характеризует поле напряжений и деформаций в вершине трещины в условиях ползучести и в [1] определяется формулой
С* = -ТТ' & lt-2>-
здесь В — толщина образца, О-производная потенциальной энергии по времени. Однако в настоящее время нет единой точки зрения на то, каким образом оценивать пластичность материала в условиях ползучести. Кроме того, по мнению некоторых исследователей (см. [4]), процесс роста трещины в этих условиях не всегда может быть описан с помощью одного параметра.
В настоящей работе изложены результаты исследования развития трещины в условиях ползучести в жаропрочном алюминиевом сплаве Д19АТ и проведена экспериментальная проверка наличия связи с. р. т. с величинами К и С*.
Образцы изготовляли из плакированного листа сплава Д19АТ толщиной 2 мм. Они представляли собой полосу шириной 50 мм, имеющую три выполненных с шагом 160 мм центральных надреза в виде отверстия 0 2 мм с двумя боковыми прорезами шириной 0,3 мм и длиной 0,6 мм каждая. Эту полосу можно рассматривать как цепочку из последовательно расположенных образцов. Испытания проводили на элекромеханической машине с программным управлением нагрузкой [5]. Перед испытанием на ползучесть в образцах создавали усталостные трещины длиной 21 = 1 мм. Циклическое нагружение при выращивании исходных трещин осуществляли по асимметричному циклу с ота* = 12 кг/мм2 и ат1п = 7,2 кг/'-мм2.
Испытания образцов с трещиной на ползучесть проводили при температуре 175 °C и двух уровнях статического напряжения: ост=12 кг/мм2 и 16 кг/мм2. В ходе эксперимента помимо длины трещины с помощью микроскопа МПБ-2 периодически измеряли вертикальный диаметр концентратора й и строили график зависимости величины (I от времени. Используя эту кривую, графическим дифференцированием определяли зависимость от времени скорости раскрытия трещины в ее центре, которая необходима для расчета величины С*.
* Напряжения рассчитывали по брутто-сечению образца.
21, мм-, 10
Рис.
0 б*-
=12 кг/мм 2 1 В хг/мм2
Ь-о-
500
1000
1500 і, ч
На рис. 1 приведены кривые роста трещины, которые аппроксимировали по методу наименьших квадратов степенной функцией. По этим кривым графическим дифференцированием определяли зависимости между с. р. т. и параметрами К и С*. Коэффициент интенсивности напряжений для текущих значений длины трещины рассчитывали по формуле
(3)
статическая нагрузка, — ширина образца, I — полу-
— -- ¦ 2----/ 2/ з
Здесь Рст
длина трещины- Г = 1,77 + 0,227 ^-| + 0,51 ^-^+2,7
поправка, учитывающая геометрию образца и трещины, Т7
поправка, учитывающая влияние центрального отверстия.
Параметр С* [см. (2)] вычисляли по методике, предложенной в работе [6]. В предположении, что зависимость между скоростью ползучести г и напряжением, а описывается степенной функцией г = Лап, в этой работе для образца с центральной трещиной получена следующая расчетная формула:
С*
п + 1
к,
где анетт0 — напряжение в нетто-сечении образца, которое рассчитывается с учетом линейного размера надреза и трещины для текущего момента времени- V- скорость раскрытия трещины. Величину V как функцию времени определяли по кривой d=f{t), получаемой из эксперимента. Константу п в степенном законе ползучести определяли из стандартных испытаний сплава Д19АТ на ползучесть.
На рис. 2 и 3 приведены графики зависимости с. р. т. соответственно от коэффициента интенсивности напряжений и параметра С*. В результате обработки экспериментальных данных получены следующие зависимости:
— = 1,45−10−10 К4−79, — = 1,44−10-!(С*)0−57.
& lt-и & lt-и
г/1//Н, ММ/ч
Рис. 2
Коэффициент корреляции с. р. т. с коэффициентом интенсивности напряжений и параметром С* оказался равным 0,97 и 0,75. Таким образом, с. р. т. для выбранных геометрии образца и режимов ползучести несколько лучше описывается выражением (1) с коэффициентом интенсивности напряжений, нежели с параметром С*. Сильная корреляция между с. р. т. в условиях ползучести и коэффициентом интенсивности напряжений обнаружена нами ранее для ряда других конструкционных алюминиевых сплавов. Испытания образцов с центральной трещиной на ползучесть при Т = 175 °C позволили получить, в частности, следующие соотношения:
для сплава АКЧ-1Т1 (лист 2 мм):
си
& lt-11
= 9,60−10 7 АТ2'-56-
для сплава Д16АТ (лист 1,6 мм): -^-= 1,56−10~9 АТ3,94-
— для сплава 1201-Т1 (лист 2 мм): = 5,64−10−11 А5& gt-0.
Коэффициент корреляции во всех случаях был весьма близок к 1.
Удовлетворительная сходимость с экспериментом подхода, базирующегося на использовании коэффициента интенсивности напряжений, обнаружена также на сталях и жаропрочных никелевых сплавах [7−9].
Явление роста трещины в условиях циклического нагружения при ползучести является более сложным по своему характеру, чем при комнатной температуре, так как сопровождается конкурирующими процессами — накоплением статических повреждений, за счет которых происходит продвижение фронта трещины, и локальной деформацией [ползучести. Последняя, притупляя кончик
трещины, может вызвать замедление ее роста. Вклад каждого из этих процессов зависит от сопротивления металла ползучести, а также от уровня температуры и статического напряжения. Поэтому универсального параметра, который адекватно описывал бы процесс развития трещины при длительном статическом нагружении независимо от химсостава материала, его механических свойств и параметров ползучести, по-видимому, не существует, и в каждом конкретном случае требуется экспериментальная проверка применимости того или иного параметра для прогнозирования с. р. т. в указанных условиях.
Очевидно, что коэффициент интенсивности напряжений может удовлетворительно описывать рост трещины при ползучести, когда она не очень сильно искажает упругое распределение напряжений и процесс накопления повреждений практически локализован в вершине трещины. Выше отмечено, что такая ситуация может иметь место в том случае, если металл является малопластичным в условиях длительного статического нагружения.
В качестве критериев пластичности при ползучести была предложена предельная деформация ползучести, накапливающаяся к моменту разрушения образца, и определен показатель степени р в уравнении
г — ВаР? х,
связывающем полную деформацию ползучести с напряжением. Однако, как показано в [10], наиболее надежной характеристикой сопротивления металла длительному статическому разрушению, а следовательно, и его пластичности в условиях ползучести, является эффективный коэффициент концентрации напряжений в условиях длительного статического нагружения а^ФФ. Чем более чувствителен металл к надрезу и, соответственно, чем больше величина «эфф1 тем более хрупким является он в этих условиях и тем в меньшей степени ползучесть сказывается на напряженном состоянии в вершине трещины. Приведенные в таблице значения аэФФ показывают, что чувствительность к надрезу довольно существенно снижается с уменьшением временной базы испытаний. Это, в свою очередь, свидетельствует о том, что с ростом уровня нагрузки ползучесть сильнее снижает концентрацию напряжения, изменяя при этом исходное упругое распределение напряжений в окрестности надреза.
Как видно из таблицы, сплав АКЧ-1Т1 сохраняет сравнительно высокую чувствительность к надрезу даже при малой продолжи-
Значения эффективного коэффициента концентрации а^ФФ в условиях ползучести при 7'-=175°С
Материал База испытания, час
1000 500 100 50
АКЧ-1Т1, лист 2 мм 1,39 1,37 1,30 1,14
Д16АТ, лист 1,6 мм 1. 16 1,15 1,12 1,12
1201-Т1, лист 2 мм 1,22 1,17 1,12 1,09
Д19АТ, лист 2 мм 1,21 1,20 1,14 —
тельности испытаний и, следовательно, является наиболее хрупким при ползучести. Сплавы же Д19АТ и Д16АТ, наоборот, достаточно пластичны.
Рассмотренные выше экспериментальные данные показывают, что вопреки существующим представлениям при определении применимости параметра К для оценки с. р. т. в условиях ползучести необходимо учитывать не только характеристики ползучести металла, но и уровень статического напряжения, и что при сравнительно невысоких напряжениях (-0,25 аВ) коэффициент интенсивности напряжений существенно коррелирован с с. р. т. как в случае хрупких, так и в случае пластичных в указанных условиях материалов. Это, очевидно, объясняется тем, что влияние ползучести на распределение напряжений, как уже отмечалось и подтверждено непосредственно экспериментально в [11], снижается с уменьшением статического напряжения.
Сравнивая параметры К и С* с точки зрения их перспективности для оценки с. р. т. в условиях ползучести, можно предполагать, что параметр С* является более универсальным, так как, например по имеющимся в литературе данным [12], функция
=/(С*) почти не зависит от геометрии образца, уровня температуры и вида разрушения, тогда как при описании процесса роста трещины с помощью коэффициента интенсивности напряжений обнаружена сильная зависимость с. р. т. от перечисленных факторов. Однако определение величины С* из эксперимента или расчетным путем является трудоемкой и методически сложной задачей. В то же время для расчета коэффициента интенсивности напряжений во многих практически важных случаях имеются уже готовые решения.
Необходимо также иметь в виду, что реальные детали и элементы конструкций, в том числе авиационных, работают не в условиях чистой ползучести, а испытывают совместное воздействие ползучести и циклических нагрузок. Поэтому задача оценки с. р. т. при ползучести представляет интерес в основном в связи с необходимостью прогнозирования с. р. т. именно для такого комбинированного нагружения.
Процесс развития трещины в условиях сочетания усталости и ползучести начал исследоваться сравнительно недавно, и в настоящее время существует практически один метод прогнозирования с. р. т. в этих условиях, предложенный в работе [13]. Согласно этому методу с. р. т. при комбинированном нагружении определяется выражением
(-*-) = (*!_) +(*-)
Лп) [ йп /у { С1п) п'
I м / м I & lt-и ,
где 1"^~ I и (-^-) = -соответственно с. р. т. в условиях
циклического нагружения без ползучести и в условиях ползучести. В случае нестационарного циклического нагружения переменная п представляет собой число блоков, каждый из которых воспроизводит типовые условия нагружения данного агрегата или элемента конструкции-? — продолжительность ползучести в одном программном блоке. Принципиальной особенностью подхода, основанного на линейном суммировании парциальных с. р. т., является
то, что с. р. т. в условиях ползучести необходимо определять как функцию длины трещины. А так как из двух рассматриваемых в данной работе параметров длину трещины в явном виде содержит только коэффициент интенсивности напряжений, он является единственным параметром, который пригоден для оценки второго слагаемого в формуле для с. р. т. при комбинированном нагружении.
ЛИТЕРАТУРА
1. Van Leeuwen Н. P. The application of fracture mechanics to creep сгаск growth. -Engineering Fracture Mechanics, 1977, vol. 9.
2. Ellison E. G., Harper M. P. Creep behavior of components containing cracks. — A critical review. — Journal Strain Analysis,
1978, vol. 13, N 1,
3. Landes J. D., Begley J. A. A fracture mechanics approach to creep crack growth. — ASTM STP 590, 1976.
4. Donath К. C., Nicholas Т., Fu L. S. An experimental investigation of creep crack growth in IN-100. — Fract. Mech. Proc 13 — th National Symp. Philadelphia. 16−18, June 1980, 1981.
5. Олькин С. И., Романов Г. Г., С, а в к и н В. А. Машина для исследования выносливости материалов и элементов конструкций в условиях чередования ползучести и усталости,-Заводская лаборатория, 1973, № 7.
6. Ohjik, Ogura К., Kubo S. Estimates of J-integral in the general yielding range and its application to creep crack problems. — Transactions JSME, 1978, vol. 44, N 382.
7. Siverns M. J., Price A. T. Crack propagation under creep conditions in a quenched 2'-/4 chromium 1 molibdenum steel. — International Journal of Fracture, 1973, vol. 9.
8. Neate G. J. Creep crack growth in i/a*6 Cr-½% Mo-J/4% V steel at 565 °C. — Engineering Fracture Mechanics, 1977, vol. 9.
9. Nazmy M. Y., Wiithrich C. Creep crack growth in IN-738 and IN-939 nickel-base superalloys. -Materials Science and Engineering,
1983, vol. 61.
10. Олькин С. И. Методика сравнительной оценки сопротивления разрушению металлов при совместном действии усталости и ползучести. — Заводская лаборатория, 1981, № 1.
11. Олькин С. И. Исследование кинетики деформаций и напряжений в зоне концентрации при ползучести. — Проблемы прочности, 1974, № 6.
12. Taira S., Ohtani R., Kitamura T. Application of J-integral to high-temperature crack propagation. — Transactions of the ASME. Journal of Engineering Materials and Technology. 1979, vol. 101.
13. Олькин С. И. О методике прогнозирования долговечности при чередовании ползучести и усталости на стадиях образования и развития трещины. — Проблемы прочности, 1979, № 12.
Рукопись поступила 17j VI 1985 г.

ПоказатьСвернуть
Заполнить форму текущей работой