Испытаний коэффициент

158. Регель В. Р., Говорков В. Г., Закатов А. Ф. Прибор для механических испытаний жаропрочных материалов.— Завод, лаб., 1960, 26, № 2, с. 243—245.

Рис. 46. Результаты испытаний жаропрочных сплавов и сталей на термоусталость со статической нагрузкой (цикл без выдержки при ^тах); 1—сплав ЖС6К, Uax = 900°C; 2—сплав ХН70ВМТЮ, гтах = 800°С; 3—сплав ВЖЛ12У, ?max = 950°C; 4—сталь 37Х12Н8Г8МФБ, (тах = 750°С; 5—сталь 37Х12Н8Г8МФБ, tmar = 700°C

Указанные закономерности исследованы на основе анализа результатов комплексных испытаний жаропрочных сплавов высокой (ХН75МБТЮ-ВД, ХН60ВТ), средней (ХН56МВТЮ, 10Х11Н20Т2Р) и малой (литейный сплав) пластичности при малоцикловом (изотермическом и неизотермическом) нагружении в диапазоне температур 100... 1000° С.

Анализ результатов испытаний жаропрочных сплавов с различными прочностными и деформативными свойствами показывает, что сопротивление малоцикловой усталости зависит прежде всего от режима неизотермического нагружения и длительности цикла нагружения. Кривые усталости, полученные при противофазном неизотермическом нагружении, достаточно систематически совпадают с кривыми усталости для максимальной температуры цикла, построенными при изотермических испытаниях.

Таким образом, анализ результатов испытаний жаропрочных сплавов на термическую усталость выявил существенную нестационарность процесса циклического упругопластического деформирования образца и возможность накопления деформаций растяжения и сжатия вследствие формоизменения рабочей части образца. Указанные особенности деформирования связаны с условиями испытаний (жесткостью нагру-жения, видом и параметрами цикла температур и т. д.) и определяются различным сопротивлением статическому и циклическому деформированию частей образца, нагретых в разной степени вследствие продольного градиента температур, характерного для термоусталостных испытаний.

По данным испытаний жаропрочных чугунов [Л. 16] можно считать, что у чугунов марок ЖЧХ-1,5 и ЖЧС-5,5 при температурах 550—650 °С предел прочности снижается: ЖЧХ-1,5—до 20% и ЖЧС-5,5—до 60% номинального. Оба чугуна коррозионно устойчивы в среде продуктов горения. Силаловые чугуны значительно хуже хромистых; их невозможно обрабатывать, в связи с чем они не рекомендуются к применению.

ся ползучести, то накопленное статическое повреждение будет составлять значительную долю от того, которое возникает при повторении полной длительности цикла; вместе с этим за ограниченное время испытания будет реализовано достаточно большое число циклов. Эти соображения основаны на экспериментальных результатах циклических испытаний жаропрочных материалов при неизотермическом нагружении. На рис. 4.12, а, б для одного из этих сплавов приведены зависимости разрушающего числа циклов N- от длительности цикла тц. Как видно, наблюдается закономерное уменьшение N с увеличением тд.

Указанные закономерности исследованы на основе анализа результатов комплексных испытаний жаропрочных, сплавов высокой (ХН75МБТЮ-ВД, ХН60ВТ), средней (ХН56МВТЮ, 10Х11Н20Т2Р) и малой (литейный сплав) пластичности при малоцикловом (изотермическом и неизотермическом) нагружении в диапазоне температур 100... 1000 °С.

Анализ результатов испытаний жаропрочных сплавов с различными прочностными и деформативными свойствами показывает, что сопротивление малоцикловой усталости зависит прежде всего от режима неизотермического нагружения и длительности цикла нагружения. Кривые усталости, полученные при противофазном неизотермическом нагружении, достаточно систематически совпадают с кривыми усталости для максимальной температуры цикла, построенными при изотермических испытаниях.

Таким образом, анализ результатов испытаний жаропрочных сплавов на термическую усталость выявил существенную нестационарность процесса циклического упругопластического деформирования образца и возможность накопления деформаций растяжения и сжатия вследствие формоизменения рабочей части образца. Указанные особенности деформирования связаны с условиями испытаний (жесткостью нагру-жения, видом и параметрами^ цикла температур и т. д.) и определяются различным сопротивлением статическому и циклическому деформированию частей образца, нагретых в разной степени вследствие продольного градиента температур, характерного для термоусталостньгх испытаний.

(см. рис. 2.30, е) с варьированием диапазона температур ДГ, максимальной температуры Ттак (700 ... 950° С) и длительности выдержки tB= (1,5... 0,7) мин. Исследуемые материалы являются контрастными (см. рис. 2.23 и 2.25) с точки зрения их механических свойств, с характерным специфическим изменением пластичности по температуре. Основные параметры указанного цикла неизотермических испытаний жаропрочных сплавов приведены в табл. 2.3.

Рис. 5,2. Результаты испытаний жаропрочных сплавов на динамическую ползучесть

Эксперименты были проведены на приборе для определения сближения поверхностей при статическом контакте [70]. Экспериментальные кривые зависимости сближения h от нагрузки, соответствующие первому нагружению, приведены на фиг. 24 (/ — строгание; Д = 0,273; 2— торцовое фрезерование, Л = 0,376; 3 — плоское шлифование, А = 0,7 10). При определении величины сближения h как среднего значения из 20 повторных испытаний коэффициент вариации получаемых экспериментальных значений составлял в среднем 15%. Как видно из графика, образцы, изготовленные по одному классу чистоты и полученные при указанных видах обработки поверхности, имеют существенное отличие в контактной жесткости из-за различной величины А.

где 1J5 — полное сужение образца, доля единицы; ki — коэффициент запаса, изменяющийся от 0,2 до 1,0 в зависимости от величины относительного сужения. В последующих работах универсальные показатели (критерии) пластичности устанавливались с учетом схемы напряженного состояния при различных видах испытаний. Б. А. Скуднов и Л. Д. Соколов обобщенный критерий пластичности определяли по формуле

где епр — предельная степень деформации, определенная на основании опытов на осадку, растяжение, кручение и прокатку; По — показатель схемы напряженного состояния, соответствующий различным видам испытаний; [} — коэффициент Лодэ.

Коэффициент обесцинкования является чувствительным параметром, характеризующим кинетику и особенности изнашивания латуней. При нагрузке 1,72 МПа уже черер 30 мин после начала испытаний коэффициент обесцинкования равен 1,6; затем несколько повышается и в условиях, соответствующих началу схватывания, равен приблизительно единице, что свидетельствует об отсутствии избирательного изнашивания. Для нагрузки 5,8 МПа процесс избирательного износа в начальный период нивелируется эффектом приработки и износа медного сплава отдельными структурными блоками. В этом случае медный сплав переносится без каких-либо изменений, кроме наклепа, на сопряженную стальную поверхность. Продукты превращений смазки играют роль пластификатора и антиокислителя по отношению к поверхности сопряженного металла.

Обе контактируемые поверхности трения испытуемой пары образцов подвергались травлению одним и тем же раствором. В результате проводимых опытов установлено следующее: 1. При испытании образцов, поверхности трения которых были протравлены водным раствором соляной или азотной кислот или насыщенным спиртовым раствором йода в течение 10—20 циклов возвратно-поступательного перемещения (100—200 мм пути), процесс схватывания не возникал. Образовавшиеся в результате травления химические пленки на поверхности трения оказывали эффективное сопротивление схватыванию в первый период испытаний. Коэффициент трения находился в пределах 0,25—0,5. После 10—20 циклов возвратно-поступательного перемещения образцов под действием тангенциальных усилий происходило разрушение химических пленок, обнажались чистые металлы и возникал процесс схватывания. Коэффициент трения резко возрастал до 0,9—1,0.

Показания давления снимались при страгивании и движении с помощью динамометра. Опыт проводился трижды на каждом этапе. Результаты испытаний и коэффициенты трения показаны в табл. II. 48.

Как показали результаты испытаний, коэффициент трения при работе со сталью ННЗБ у поликарбоната при указанных режимах со смазкой морской водой составил не более 0,36 и у полиформальдегида не более 0,3.

Для определения кинетики изменения толщины образца при изнашивании через определенные промежутки времени испытание прекращали, узел трения охлаждали, образец извлекали и определяли его толщину; первое измерение толщины образцов проводили через 1 ч после начала испытания, последующие замеры — через 10—12 ч. Перед каждым новым циклом трения газовую камеру продували, подача газовой среды при износных испытаниях составляла около 0,02 fjp/ч. В процессе износных испытаний коэффициент трения периодически замеряли через 1—Зч.

При указанных выше условиях испытаний коэффициент трения для всех исследованных пар находится в диапазоне 0,4—0,5. Пары трения с эластичным материалом 6КВ-10 имеют коэффициент трения до 0,6 и более. Наибо-

В первой серии теплотехнических испытаний коэффициент избытка воздуха был выше, чем во второй (в контрольных испытаниях). Поэтому несколько изменились и все другие показатели работы экономайзера. Соответственно в первых испытаниях сопротивление газового тракта экономайзера составляло 45 — 80, а во вторых 30 — 50 мм вод. ст. При установке контактного экономайзера дымосос не заменялся. В процессе испытаний было установлено, что с пуском контактного экономайзера несмотря на увеличение сопротивления газового тракта тяга

Таким образом, по результатам указанных испытаний коэффициент полезного действия котлоагрегата при автоматическом регулировании повышается на 1,6—3,5%.