Не исключена возможность, что таких главных фак торов несколько. Естественно, что корректная теория со левой коррозии может быть разработана лишь после ре шения вопроса, какой же фактор является решающим в ее развитии.
МЕТОДЫ БОРЬБЫ С СОЛЕВОЙ КОРРОЗИЕЙ
Склонность титановых сплавов к солевой коррозии можно уменьшить следующими способами:
1)рациональным выбором состава сплавов;
2)подбором оптимальных режимов термической об работки;
3)изменением конструкции;
4)соответствующей обработкой поверхности;
5)нанесением покрытий.
Приведенные выше данные показывают, что во избе жание солевой коррозии нужно снижать содержание алюминия в сплавах. Такие сплавы, как T i—4А1 —
ЗМо — IV и Ti—2,5А1—1Мо— 10Sn — 5Zr, мало чувст вительны к солевой коррозии. По-видимому, можно раз работать и более совершенные композиции.
Рациональная технология получения полуфабрика тов и термическая обработка также снижают склонность титановых сплавов к солевой коррозии. Так, например,
солевая коррозия в сплаве |
Ti—8А1 —1Мо—IV наиме |
нее интенсивно развивается |
при структуре с превращен |
ной [3-фазой, в которую вкраплены островки первичной a -фазы почти полиэдрической формы. Такая структура достигается соответствующей термообработкой (трой ным отжигом). Очевидно, что чувствительность других сплавов к солевой коррозии также можно уменьшить термообработкой при правильном выборе ее режимов.
Поскольку солевая коррозия развивается лишь при напряжениях, больших пороговых, то, очевидно, что пу тем конструктивных изменений, ведущих к уменьшению напряжений в особо опасных местах, можно исключить развитие солевой коррозии. Однако этот метод неприго ден для авиационных конструкций в том случае, если он ведет к слишком сильному увеличению их массы.
На первых трех способах уменьшения склонности к солевой коррозии мы остановились кратко, поскольку они изложены выше. Последние два способа требуют бо лее подробного обсуждения.
222
Вопросы, связанные с защитой поверхности титано вых сплавов от воздействия соли, были рассмотрены в нескольких работах. В работе [221, с. 1| было изучено влияние анодирования на солевую коррозию отожжен ных сплавов Ti—6А1—4V; Ti-—5А1 -—2,5Sn; T i—8A1 — Ш о —IV; T i—4A1—3Mo—IV и RS —140. Анодирова ние проводили в водном растворе. При этом методе ано дирования, хотя поверхность и приобретала голубова-
зо |
юо |
зоо |
то зооо |
Время, ч
Рис. 98. Влияние различных защитных обработок на развитие солевой коррозии в сплаве Ti—8А1—1Мо—IV при температуре
316° С:
1 — без защиты; 2 — пескоструйная обработка; 5 — никелевое покрытие; 4 — полиамидное покрытие; 5 — вибрационная об работка
тый оттенок, но толщина пленки была вне пределов раз решения при оптических увеличениях. Такого рода ано дирование не оказало существенного улучшения в стой кости указанных сплавов против солевой коррозии, а в некоторых случаях наблюдалось даже ее усиление. Из менение толщины окисной пленки на поверхности образ
цов от 12 до 600 А мало влияет на интенсивность соле вой коррозии [221, с. 194" .
В работе [221, с. 194] были изучены различные спо собы защиты сплавов от солевой коррозии. Исследова ния были проведены на образцах с остаточными напря жениями, полученными путем гибки листа толщиной 0,13 мм до радиуса 0,63 см. Эти исследования показали, что пескоструйная обработка, электролитическое покры-
223
тие никелем, нанесение полиамидной пленки, вибраци онная обработка уменьшают солевую коррозию (рис. 98).
Пескоструйная обработка с применением частиц Si02 диаметром 44—77 мкм дает лучшие результаты, чем та же операция с использованием более крупных частиц (диаметром 250—500 мкм). При работе сплавов при 315° С эта обработка наиболее эффективна при выдерж ках до 1000 ч. При более длительных выдержках эффек тивность защиты уменьшается. Никелевое покрытие тол щиной 0,008—0,013 мм обеспечивало надежную защиту при работе до 2000 ч при 315° С.
Вибрационную обработку проводили в ванне, содер жащей частицы окиси алюминия в форме треугольников (стороны 0,95 см; толщина 0,63 см) и очистительный раствор. Ванна вибрировала с частотой 24 Гц, длитель ность обработки составляла 8 ч. Такая обработка обес печивает надежную защиту в течение 6400 ч при темпе ратуре 315° С.
Полиамидное покрытие толщиной 0,013—0,025 мм при 316° С обеспечивает защиту в течение 1000 ч. При больших выдержках оно отслаивается.
Приведенные в работах [221, с. 80, 194] данные по казывают, что солевую коррозию титановых сплавов можно устранить с помощью металлических покрытий из алюминия, никеля и цинка. Применение цинка пред ставляется нецелесообразным, так как жидкий цинк вы зывает коррозионное растрескивание. Однако и плаз менное распыление алюминия и никеля, и электролити ческое осаждение никеля неэффективны, так как полу ченные при этом покрытия пористы. Покрытия, получен ные погружением образцов в расплавленный алюминий, хорошо защищают титановые сплавы по всей их поверх ности, кроме кромок. Никелевые покрытия можно сде лать более эффективными, если применять трехкратное чередование осаждения с полировкой. Цинковые покры тия, даже пористые, эффективно защищают титановые сплавы от солевой коррозии. Их можно получать или плазменным распылением, или погружением в расплав.
Однако в этом случае титановые сплавы можно при менять лишь при температурах ниже температуры плав ления цинка.
Г л а в а 4
УСТАЛОСТНЫЕ СВОЙСТВА ТИТАНА И ЕГО СПЛАВОВ
ЦИКЛИЧЕСКАЯ ПРОЧНОСТЬ ТИТАНА
Титан и его сплавы относятся к материалам, для ко торых наблюдается определенный физический предел усталости [2,15, 238]. При уменьшении напряжений чис ло циклов до разрушения увеличивается, но при некото
ром напряжении о0, ко |
|
|||
торому |
соответствует |
|
||
число циклов до разру |
|
|||
шения |
|
порядка |
105— |
|
107, кривая о—N |
ста |
|
||
новится |
горизонталь |
|
||
ной |
и |
напряжения, |
|
|
меньшие |
сг0> не вызы |
|
||
вают разрушения (рис. |
|
|||
99, кривые 1, 2, 3). По |
|
|||
добное |
поведение |
об |
|
|
наружено также у не |
|
|||
которых |
дисперсионно |
|
||
твердеющих алюминие |
Рис. 99. Типичные диаграммы выносливо |
|||
вых сплавов, алюми |
сти титана: |
|||
ния сверхвысокой |
чис |
1 — гладкий образец: 2 — круглый надрез; |
||
тоты, |
некоторых спла |
3 — острый надрез |
||
вов магния.
Максимальное напряжение, необходимое для разру шения материала через 10б—107 циклов при симметрич ном нагружении, когда напряжения меняются от растя гивающих до сжимающих равной величины, обычно
составляет от !/з до % предела прочности |
(для |
глад |
ких образцов) [239]. Усталостная прочность |
при |
зна |
копеременном изгибе при комнатной температуре для технического титана в холоднодеформированном состоя нии составляет примерно 0,5 ав, а в отожженном состоя нии от 0,6 до 0,8 Он (рис. 100).
Размер зерна оказывает значительное влияние на предел усталости титана как в отожженном, так и в де формированном состоянии [240]. Размер зерна влияет на форму усталостных кривых рис. 101; увеличение раз мера зерна приводит к увеличению числа циклов, при
15—967 |
225 |
Пределусталости при изгиде 6W , кгс/ммг
Рис. 100. Зависимость усталостной прочности титана при знакопеременном из гибе при комнатной температуре от предела прочности:
/ — отожженные образцы; 2 — холоднодеформировапные образцы; 3 — обработ ка неизвестна (цифры указывают отношение ° wU/ GB)
б, кгс/ммг
2ё,3
|
х V js- |
^ I |
|
71,1 |
ч |
|
|
|
|
||
20,15 |
_ Ч |
| |
|
17,0 |
d ^ |
и Ч о ■ ■-<— л |
|
|
|
а |
|
|
|
|
|
|
10s |
106 |
107 |
Число циклов
Рис. 101. Усталостные кривые для титана TU2Q в отожженном состоянии (а) и после деформации на 5% (б); число зерен на мм2:I
I — 12 000; II — 1000; III — 80
226
котором устанавливается горизонтальный участок на
кривой а—N. При |
|
очень крупном |
размере |
зер |
|||||||
на |
(80 |
зерен |
на 1 |
мм2) |
усталостная |
кривая |
с уве |
||||
личением числа |
циклов |
непрерывно |
смещается |
||||||||
ко |
все |
более |
низким |
значениям |
напряжения, |
особен |
|||||
но |
в деформированном |
состоянии |
(рис. |
99,6), |
так |
что |
|||||
на графиках а — N отсутствует горизонтальный участок, т. е. определенного предела усталости в титане при гру бой структуре не наблюдается.
Абсолютные значения механических свойств при тем пературе—60° С выше, чем при комнатной температуре. Увеличение размера зерна приводит к снижению всех свойств титана при ■—60° С, как и при комнатной темпе ратуре. Форма усталостных кривых, полученных при —60° С, та же, что и кривых, полученных при комнатной температуре.
Понижение температуры испытаний приводит к зна чительному повышению усталостных характеристик ти тана (табл. 25). Предел усталости <т_i при понижении температуры от 20 до —196° С увеличился более чем в
два раза, |
а отношение |
2 увеличивается с 0,61 до 0,9. |
|||||
|
|
|
|
|
Т а б л и ц а |
25 |
|
|
|
Влияние температуры испытания на свойства титана |
|||||
|
|
|
с мелким зерном (12000 зерен на 1 |
мм2) |
|||
Темпера |
|
|
|
|
|
|
|
тура |
'Ч г’ |
V |
°оУ°в |
|
o_ l/°0 ,2 |
|
|
испыта |
кге/мм2 |
|
|
||||
ний, °С |
кге/мм3 кге/мм2 |
|
|
|
|
||
20 |
30,4 |
41,4 |
0,74 |
18,6 |
0,61 |
0,45 |
|
—60 |
34,7 |
47,3 |
0,73 |
24,2 |
0,70 |
0,51 |
|
—196 |
53,0 |
85,0 |
0,62 |
47,6 |
0,90 |
0,56 |
|
Металлографические исследования и изучение внут реннего трения показали, что распространение полос скольжения через границы зерен и интенсивная расблокировка дислокаций наблюдаются лишь при напряжени ях, превышающих предел усталости. В условиях, когда подавляются термически активируемые диффузионные процессы, сохраняется физический предел усталости. Высказано предположение, что высокое значение отно шения предела усталости к пределу прочности у титана и его сплавов обусловлено исходной блокировкой дисло каций.
15 ; |
2 2 7 |
Влияние химического состава титана на исследован ные свойства при одинаковом размере зерна (1000 зерен на 1 мм2) показано в табл. 26. С повышением чистоты титана его усталостные характеристики возрастают.
Т а б л и ц а 26
Влияние чистоты титана на его усталостные характеристики
Чистота титана |
°0,2' |
«V |
аоУав |
a- v |
а—1/ст0,2 |
« - l ^ B |
|
кгс/мм2 кгс/мм2 |
кгс/мм2 |
||||
Высокая . . . . |
2 5 , 0 |
3 7 , 0 |
0 , 6 3 |
16,1 |
0 , 6 8 |
0 , 4 3 |
Средняя . . . . |
2 5 , 4 |
3 9 , 0 |
0 , 6 5 |
1 9 ,5 |
0 , 7 6 |
0 , 5 0 |
Низкая . . . . |
4 6 , 8 |
6 2 , 7 |
0 , 7 6 |
3 3 , 4 |
0 ,7 1 |
0 , 5 3 |
Голланд и Биверс [241] на крупнозернистом титане с 0,27%0 2 исследовали влияние предварительной статиче ской деформации растяжением при 20 и —196° С и по следующего старения при 190, 400 и 700° С на цикличе скую прочность в условиях растяжение-сжатие. Резуль таты исследования при 20 и —16° С показаны в табл. 27. Экспериментальные данные свидетельствуют о том, что предварительная статическая деформация приводит к снижению предела усталости.
Если после деформации при 20° С материал подвер гается старению, усталостные свойства восстанавлива ются, однако после деформации при —196° С полного восстановления свойств при последующем старении не наблюдается (табл. 27). Вероятно, предварительное де формирование при —196° С приводит к образованию интеркристаллитных трещин, которые не устраняются да же при нагреве до 700° С.
В работе [242] была изучена зависимость усталост ной прочности от числа циклов для технического титана, упрочненного обкаткой. Усталостная прочность опреде лялась на машинах горизонтального типа при попереч ном изгибе вращающегося образца. Исследованию под вергали составные образцы, которые соединяли при дав лении в контакте 10 кгс/мм2, усилие накатывания состав ляло 40 кгс. Предел усталости при базе 20 млн. циклов непосредственно после обкатывания и по истечении 6, 18 и 30 месяцев составил 19,6; 23,6; 21,8 кгс/мм2 соот ветственно. Таким образом, циклическая прочность ти тана По мере увеличения времени вылеживания увеличи-
228