Испытани из никелевых сплавов

Рис. 13. Поперечное сечение окисленной композиции на основе матрицы из никелевого сплава, упрочненного волокнами из вольфрамового сплава. Условия испытаний нагрев 5 ч при 1090 С в воздушной среде а — волокно диаметром 0,37 мм из вольфрама 218 (X 100) 6 — волокно диаметром 0,38 мм из вольфрама о 1% ThO.j (X 150) 1 — поверхность волокна после окисления 2 — матрица 3 — волокно, закрепленное в матрице 4 — покрытие 5 — волокно

Ш. Н. Кац [192], ссылаясь на опыты Б. Е. Корсакова, отмечает, что диаметр образца оказывает заметное влияние на длительную прочность. При равных напряжениях раньше разрушаются те образцы из никелевых сплавов и некоторых аустепит-ных сталей, которые имеют меньший диаметр. Причем разница во времени особенно заметна при более длительных испытаниях, протекающих при относительно малых напряжениях. [c.200]

Жаропрочный никелевый сплав ЭИ-698 имеет два типа размера упрочняющей У-фазы, равномерно распределенной в твердом растворе. Испытания гладких образцов на растяжение, вырезанных из двух дисков и дефлектора, показали, что сплав имеет предел прочности и текучести 1250-1350 и 750-850 МПа соответственно. [c.553]

По результатам испытаний на усталость образцов из титанового и никелевого сплавов при одновременном действии статических о, [c.79]

В другом исследовательском центре ВМС США изучалось влияние наплавленного покрытия из сплава Монель на стойкость гребных валов из никелевой стали к усталостному разрушению в морской воде [139]. Вал длиной 1.8 м с таким покрытием испытывался при частоте вращения 600 об/мин и нагрузке 68.9 МПа в водах реки Северн. Испытательная установка выключалась на ночь и на выходные дни. В эти периоды вал не подвергался воздействию нагрузки, однако поверхность с покрытием находилась в контакте с морской водой. Усталостное разрушение произошло после 15,5-10 циклов, что примерно совпадает с нормой для обычного вала из никелевой стали. Таким образом, испытанное покрытие не продлевает срок службы гребного вала. [c.178]

В одной из исследовательских лабораторий ВМС США были проведены коррозионные испытания 22 промышленных никелевых сплавов [172]. Исследована общая, щелевая коррозия, а также коррозия под [c.184]

Данные о чувствительности некоторых никелевых сплавов к коррозии под напряжением приведены в табл. 111. Ни один из испытанных сплавов не был подвержен коррозионному растрескиванию под напряжением на глубинах 760 и 1830 м при экспозициях длительностью до 400 сут. [c.309]

Прочность. Сводка данных о химическом составе высокопрочных кобальтовых, никелевых и железных эвтектик приведена в таблице 19.3. Многие из этих сплавов после затвердевания подвергаются термообработке, приводящей к улучшению прочностных характеристик при растяжении, ползучести и усталостных испытаниях. В никелевых системах упрочнение [c.299]

Для низколегированных конструкционных и теплоустойчивых сталей хорошие результаты обеспечивают кольцевые листовые (рис. 75, б) пробы и пробы, имитирующие сварку корневого слоя жестко закрепленного стыкового шва (рис. 75, в). По данным работы [108], при использовании пробы типа показанной на рис. 75, б, хорошие результаты обеспечиваются, когда толщина пластины, на которую производится приварка накладки, не меньше 35 мм. Во всех случаях усиление швов перед испытанием не должно подвергаться зачистке до плавного сопряжения с основным металлом. Для оценки околошовного растрескивания листовых высокожаропрочных никелевых сплавов используются кольцевые пробы типа показанной на рис. 75, г [ИЗ]. [c.127]

Холодная пластическая деформация поверхности в зоне концентрации напряжений для жаропрочных никелевых сплавов сопровождается уменьшением чувствительности к концентрации напряжений при симметричном цикле и умеренных температурах примерно в два раза, С ростом асимметрии цикла и продолжительности испытаний, особенно при высокой температуре, положительная роль холодной пластической деформации существенно снижается и нри базе более 1000 ч может привести к снижению сопротивления усталости. Исследования усталости замковых соединений рабочих лопаток турбин, изготовленных из различных жаропрочных никелевых сплавов, показывают, что холодная поверхностная пластичен ская деформация впадин хвостовиков при упрочнении обкаткой ро- [c.139]

Проведенные сравнительные высокотемпературные испытания алитированных при 1223 К в течение 6 ч образцов из никелевых жаропрочных сплавов показали, что длительная и кратковременная прочность, пластичность и ударная вязкость не снижаются после алитирования [23, 71 ]. [c.72]

В соединениях с промежуточным слоем из никелевой фольги толщиной 0,5 мм при вьщержке в течение 8 ч при температуре 1210 °С глубина диффузии легирующих элементов из жаропрочного материала в фольгу составляет лишь небольшую часть ее толщины. Если относительная деформация такого промежуточного слоя равна 50...60%, то разрушение соединения при механических испытаниях носит вязкий характер и развивается на границе сплав — Никелевая фольга. Дополнительная термообработка приводит к разрушению по середине слоя, где содержание никеля максимальное, т.е. прочность всего соединения определяется прочностью фольги. [c.174]

Как показали проведенные в НАТИ стендовые и эксплуатационные испытания, монометаллические вкладыши из алюминиево-никелевого сплава АН-2,5 не обеспечивали безаварийной и надежной работы трак-то рных двигателей, вследствие потери посадочного натяга и уменьшения масляного зазора, что приводило к заклиниванию вала и выходу из строя подшипников. [c.247]

Концентрация и распределение в эмалях ЭВ-55А, ЭВК-13, ЭВК-103 согласуются с данными испытаний жаростойкости никелевых сплавов, защищенных указанными покрытиями. Для стеклокристаллических эмалей ЭВК-13 и ЭВК-103 отмечена максимальная концентрация на поверхности (0.8 вес.%), тогда как для менее жаростойкой эмали Э В-55 А концентрация изотопа в поверхностном слое достигала 3.6 вес.%. Одной из причин этих различий является, вероятно, наличие в ЭВ-55А мельничной добавки из СгаОд (30 вес.%). Кислород может диффундировать по границам раздела стекловидной матрицы с кристалликами Ст Од. [c.176]

Острия гребней после доводки размеров отверстий и формы самих гребней сошлифовывались па чугунной плите с абразивом (карбидом бора) до получения на гребне площадок заданной ширины. Испытания начинались после вакуумирования системы и дегазации образцов и деталей прибора нагревом до 1000° С в вакууме (при максимальном разведении образцов друг относительно друга). Последовательное перемеш,ение участков контакта вдоль поверхности гребня видно на рис. 4, на котором приведена фотография гребня образца из никелевого сплава после контактирования его с карбидом. [c.26]

В работах [13, 14, 120, 236] изучено изменение структуры и свойств жаропрочных композиций при нагревах до высоких температур. Авторы отмечают, что предел прочности композиций с вольфрамовыми и молибденовыми волокнами и основой из никелевых сплавов удовлетворительно описывается уравнением [631. Длительная прочность композиции при температурах, лежащих ниже 800—900° С, повышается с упрочнением основы путем ее легирования. При более высоких нагревах это различие сглаживается. Выше 900° С, например, композиции с основой из сплавов ХН67ВМТЮ и ХН70Ю имели близкие значения длительной прочности [1201. Во время испытания на длительную прочность или при предварительном отжиге структура элементов композиции меняется, что сказывается на механических свойствах композиционных материалов. Причиной структурной нестабильности композиций является развитие диффузионных процессов. [c.186]

Для экспрессной оценки предела длительной прочности используют метод длительной горячей твердости. Сущность метода заключается в определении длительной твердости металлов при различных выдержках образца под нагрузкой при высокой температуре. Для измерений стандартный твердомер Брииелля оснащают шариком из никелевого сплава и муфельной трубчатой печью. Нагрузка при испытании сохраняется постоянной и составляет 5000 Н. Отпечатки измеряют с точностью 0,05 мм на отсчетном микроскопе МПБ-2. Для обеспечения необходимой точности измерения отпечатка поверхность образца шлифуют на микронной бумаге. Хорошие результаты дает легкое антикоррозионное хромирование поверхности. [c.220]

Ниже приведены результаты, выбранные из большого многообразия известных испытаний сложнолегированных никелевых сплавов, получивших наибольшее распространение в деталях, работающих при высоких температурах. Рассмотрены режимы, наиболее характерные для работы реальных деталей, в порядке их усложнения, от однократного ступенчатого изменения напряжений без перемены знака до циклического нагружения с переменой знака [24 ]. [c.37]

В 1959 г. был подписан контракт на создание самого большого в США ЖРД огневые испытания которого начались летом 1961 г. [98, с. 79 157, с. 117]. Двигатель развивал на Земле тягу 690 тс (6770 кН) при давлении в камере 70 кгс/см (7,15 МПа) и работал на керосине и жидком кислороде [99 162]. Его охлаждение отличалось от метода охлаждения, применявшегося на предшествующих американских ЖРД тем, что закри-тическая часть сопла, начиная с участка, где степень расширения равнялась 10, была изготовлена из никелевого сплава и охлаждалась внутренним пристеночным слоем газа, отработавшим в ТНА [124, с. 53]. Такая схема давала возможность несколько уменьшить гидравлические потери в охлаждающем тракте. [c.123]

При одновременном легировании никеля молибденом и хромом получается сплав, стойкий в окислительных средах, благодаря присутствию хрома, и в восстановительных благодаря молибдену. Один из подобных сплавов, содержащий также несколько процентов железа и вольфрама (хастеллой С) устойчив против питтинговой и щелевой коррозии в морской воде (испытания в течение Ю лет) и не тускнеет в морской атмосфере. Однако сплавы такого типа, хотя и обладают повышенной стойкостью к иону С1 , в соляной кислоте корродируют быстрее, чем бесхромистые никелево-молибденовые сплавы. [c.362]

Никелевые покрытия и плакирующие сплавы на основе никеля используют в зарубежной практике для защиты от коррозии элементов оборудования глубоких нефтяных скважин (труб, вентилей). В работе [48] приведены результаты испытания труб, изготовленных из стали марки AISI 4130 с плакировкой никелевым сплавом 625, полученных методом горячего изостатического прессования. Толщина плакирующего слоя биметалла составляла 29 и 4 мкм. Испытания включали анализ изменения механических свойств материалов после вьщержки в хлорсодержащей среде в присутствии сероводорода, оценку стойкости их к коррозионному растрескиванию и питтинговой коррозии. Результаты лабораторных и промышленных испытаний показали высокие эксплуатационные свойства биметалла при использовании в качестве конструкционного материала для оборудования высокоагрессивных сероводородсодержащих глубоких скважин. [c.96]

Метод наклонных съемок использовался, в частности, при оценке макронапряжений в детонационных покрытиях из никелевого порошка и твердого сплава ВК15 [266]. При напылении этих материалов происходит изменение химического состава и параметров кристаллической решетки. Рентгенограммы снимали на дифрактометре ДРОН-2 в железном излучении при угле поворота образца ф = 90, 90 30, 90 45, 90 65°. В результате испытаний установлен [c.189]

Изучение длительной прочности и ползучести композитов с металлической матрицей осуществлялось рядом исследователей в основном на следующих материалах вольфрам — медь, вольфрам — никелевые сплавы и бор — алюминий. Большинство испытаний проводилось при повышенных температурах, что может привести к недооценке свойств композита из-за взаимодействия между волокнами и матрицей. Экспериментальная работа сопровождалась теоретическим анализом, подобным оценке прочности по правилу смесей . Мак-Данелсом и др. [39] исследована длительная прочность и скорость ползучести композитов на основе меди, армированных вольфрамовыми волокнами полученные данные сопоставлены со свойствами компонентов при помощи соответствующего анализа. Испытания проведены при 649 °С и 816 °С. [c.297]

В отливках из жаропрочных никелевых сплавов ГИП повышает предел прочности на 10—20%, характеристики пластичности — в 2—3 раза, среднее время до разрушения при испытании на длительную прочность — более чем в 1,5 раза, предел малоццкловой усталости - более чем в 2-3 раза и долговечность при термоусталостных испытаниях - в 2-3 раза. [c.72]

Для малоциклового нагружения, при котором величины действующих нагрузок существенно выше, схема упрочнения — разупрочнения при двухуровневом нагружении также справедлива, что показано, например, в [6]. Однако в ряде случаев малоцикловой высокотемпературной усталости суммарное повреждение оказывается большим, чем это следует из линейного закона. В табл. 4.7 показаны результаты таких испытаний для жаропрочного никелевого сплава ХН56ВМКЮ. Размах деформаций изменялся в блоке нагружения так = 1,75%, = 2,61%, [c.99]

Горячая коррозия, обусловленная присутствием, серы, часто протекает в виде основного флюсования, так как за счет формирования сульфидов в сплавах в расплаве осадка происходит образование оксидных ионов. Как можно видеть на рис. 12.13, некоторые никелевые сплавы гораздо более чувствительны к такому виду горячей коррозии, чем кобальтовые сплавы. Отсюда можно сделать вывод, что сплавы на основе кобальта обладают более высоким сопротивлением горячей коррозии, чем сплавы никеля. Однако такое утверждение в общем неверно и справедливо лишь для некоторых видов горячей коррозии. Разница в коррозионном разъедании при высокотемпературных испытаниях сплавов на основе никеля и кобальта, содержащих хром и алюминий (см. рис. 12.3), еще ничего значит. Увеличение концентрации хрома или алюминия в этих сплавах приводит к увеличению времени до начала стадии быстрой сульфидации. Сплавы на основе никеля, однако, приобретают очень высокую восприимчивость к коррозионному разъеданию при уменьшении концентрации алюминия в них <6 % (по массе). В таких сплавах происходит быстрое удаление серы из осажденного [c.83]

Литейные никелевые сплавы ЖСЗ, ЖС6, ЖС6К и другие составляют особо важную для современного машиностроения группу никелевых сплавов. Эти сплавы обладают высокими эксплуатационными свойствами, одним из показателей которых является длительная прочность. Под длительной прочностью понимают прочность материала, находящегося длительное время в напряженном состоянии при высокой температуре. Длительная прочность определяется при испытаниях материала на растяжение. [c.211]

Модели композитного ротора для испытания на усталость представляли собой крупные цилиндрические полые образцы диаметром 250 мм, выполненные из двух дисков никелевого сплава ХН70ВМЮТ и двух концевиков из аустенитной стали Х16Н25М6 (рис. 102) и имеющие, таким образом, сварные стыки из однородных и разно- [c.180]

Зависимости (4.21) и (4.31) были проверены на большом числе материалов и при различных условиях нагружения. Испытания были проведены при растяжении-сжатии с частотой около одного цикла в минуту и одного цикла за 10 мин в широком интервале температур. Для измерений деформаций использовались как продольные, так и поперечные деформометры. При этом были испытаны сплошные (цилиндрические и корсетные) и трубчатые образцы из котельной стали 22к (при температурах 20—450 С и асимметриях — 1, —0,9 —0,7 и —0,3, кроме того, образцы сварные и с надрезом), теплоустойчивой стали ТС (при температурах 20—550° С и асимметриях —1 —0,9 —0,7 и —0,3), жаропрочного никелевого сплава ЭИ-437Б (при 700° С), стали 16ГНМА, ЧСН, Х18Н10Т, сталь 45, алюминиевого сплава АД-33 (при асимметриях —1 0 -Ь0,5) и др. Все материалы испытывались в состоянии поставки. [c.95]

Производились испытания [602 ] отрезков холоднотянутых труб из хромоникелевых сталей 18-8-Nb и 18-8-Мо в состоянии после холодной протяжки и отпуска при 538—871 " С с последующим охлаждением на воздухе и в воде. Было установлено, что отрезки труб из стали 18-8-Nb и 18-8-Мо после отпуска при 870 и 840° С и испытания в кипящем 42%-ном растворе Mg l совершенно не имели коррозионного растрескивания. Отрезки труб из этих сталей в холоднотянутом состоянии, имевшие остаточные напряжения 12 и 8 кС1мм , соответственно растрескивались через 6 и 7,5 кипячения. Из данных работ [422, 602, 607, 608] следует, что стабилизирующий отпуск при 800—900° С весьма целесообразен, так как он, снимая остаточные напряжения, устраняет склонность хромоникелевых сталей к коррозионному растрескиванию под напряжением. Для сталей 18-8-Мо наилучшие результаты получены при 840 С, для стали 18-8-Nb — при 870 С, а для стали 18-8-Ti — при 800—840° С [503, 602, 603, 611 ]. Для никеля и никелевых сплавов применяется отжиг при 600— 700° С. [c.629]

Результаты длительных коррозионных испытаний рассмотренных материалов в средах пилотной установки, имитирующей работу реактора, и колонной аппаратуры (окисления хлористого нитрозила и хлор-ионов, а также осушки смеси газов) полностью соответствуют выводам, полученным из анализа поляризационных кривых. Титан и его сплавы, за исключением сплава 4200, имеющего высокую скорость общего растворения, и сплава 4202, подверженного питтинговой коррозии, стойки во всех жидких и газообразных средах. Стали и никель подвержены значительной общей и локальной коррозии. Никелевые сплавы показали низкую скорость разрушения при заметной локальной коррозии, в то время как кремнистый чугун не подвержен в этих ус-л овиях локальной коррозии, а скорость его общего разрушения в 5—10 раз ниже соответствующей величины для никелевых сплавов. [c.19]

Если зависимость (1.1) определена на основании выборки экспериментальных данных, включающей результаты испытаний при двух — трех температурах и трех уровнях напряжений и данные по рассеянию долговечностей при двух предельных из обследованных температурах, то ее использование для никелевых сплавов и теплопрочных сталей [76, 77] обеспечивает надежную экстраполяцию по долговечностям на 1. .. 1,5 лорядка. Экстраполяция с помощью зависимости (1.1) за пределы температур, прй которых имеются ре- [c.8]

Аналогичные особенности контактного взаимодействия усталостной трещины в припороговой области были отмечены при усталостных испытаниях никелевого сплава типа нимоник API при комнатной температуре и в вакууме [205]. Степень разрежения составила 2631—5353 Па, частота нагружения — 40 и 25 Гц при асимметрии цикла 0,1 и 0,5. Продукты фреттинга были выявлены в припороговой области в виде сферических и цилиндрических частиц (названных сосисками ) только при испытаниях в вакууме. Размер частиц не превышал 10 мкм в диаметре. Самым важным результатом исследования является тот факт, что указанные частицы наблюдали даже при асимметрии цикла 6,5, когда, согласно данным Элбера, трещина должна быть полностью раскрыта в полуцикле разгрузки образца. Опираясь на представления и модель Сьюреша [198], а также на результаты экспериментов Смита [206], предприняли попытку объяснить механизм формирования частиц при фреттинге в процессе роста трещины комкованием материала. Необходимо отметить, что оси цилиндрических частиц на представленных в статье фрактограммах ориентированы в направлении магистрального направления разрушения, тогда как Канг [205] утверждает, что в основном оси цилиндрических частиц ориентированы перпендикулярно магистральному направлению макроразрушения образца. Ориентировка осей цилиндрических частиц в направлении магистрального разрушения соответствовала частицам, которые были выявлены в изломе вблизи наружной поверхности образца, где напряженное состояние близко к плоско-напряженному. Это согласуется с результатами непосредственного наблюдения процесса роста трещины по боковой поверхности образца в растровом электронном микроскопе [200] наблюдали выход из устья трещины на боковую поверхность образца мелкодисперсного порошка, трактуемого как продукты фреттинга. Аналогичные продукты фреттинга в виде сферических частиц были выявлены Смитом [207] при циклическом сжатии образцов из алюминиевого сплава и стали. [c.175]

Иной механизм образования алитированного слоя на никелевых сплавах при высокотемпературном насыщении (900—1100° С). При алитировании в этом интервале температур в смеси из 98% ферроалюминия и 2% хлористого аммония состав и структура слоев существенно иные, чем при низкотемпературном насыщении. В табл. 63 приведены, по данным работы [22, с. 98], результаты исследования структуры и состава слоев на сплавах ЭИ435, ЭИ867 и ЖС6К до и после испытаний на жаростойкость в воздухе в течение 100, 1000 и 6000 ч при температуре 950° С (алитирование всех сплавов проводили при 950° С и выдержке 4 ч). [c.264]

Чтобы оценить влияние алитирования на механические свойства и жаростойкость, провели сравнительные испытания неали-тированных сплавов, а также алитированных в порошке ферроалюминия с добавкой хлористого аммония и нанесением алюминиевой суспензии с последующим отжигом. Результаты испытаний приведены в табл. 66, из которой видно, что алитирование практически не влияет на предел прочности и пластичность никелевых сплавов. Были проведены также на специальной установке сравнительные испытания алитированных и неалитированных деталей на термическую усталость в два этапа [c.275]

Так, автором при испытаниях до 700° применялся шарик из железохромоничельвольфрамового сплава (15 /о Сг, 15"/о N1, Юо/о W). Имеются сведения о применении при температурах испытания 540—650° конуса, изготовленного из английской стали марки 19—9 ОЬ (19о/о Сг, 9"/о N1, 1,5 /о 1,5о/о Мо, 0,5о/о Nb, 0,5о/о Т1) [135]. Но неизбежные структурные изменения, вызывающие падение жаропрочных свойств и твердости, привод> т к тому, что применение инденторов, сделанных из сплавов на железной и никелевой основе, ограничено температурой 650—700°. Инденторы для более высоких температур испытания изготовляют из твердых и сверхтвердых сплавов, а также кз алмаза. Имеются сведения о применении стеллитовых и сапфировых инденторов. [c.297]

Улучшение коррозионной стойкости покрытия с увеличением его толщины объясняют уменьшением пористости. Отмечено [155], что пористость явилась причиной коррозионного разрушения образцов из магниевого сплава AZ31B с никелевым покрытием толщиной 25 мкм при испытании в солевом тумане (5%-ный Na l) в течение 7 дней. Само покрытие при этом повреждалось незначительно, за исключением тех случаев, когда скопление продуктов коррозии в порах приводило к возникновению внутренних напряжений и растрескиванию. [c.65]

Как н для нержавеющих сталей, применяют две меры предупреждения межкристаллитной коррозии. Во-первых, стремятся уменьшить количество образующихся карбидов путем понижения содержания углерода в материале до минимально возможного на практике уровня (сегодня можио обеспечить содержание углерода в сплаве не более 0,03%). Во-вторых, в сплав вводят добавки таких элементов, как титан и ниобий, которые образуют с остаточным углеродом более устойчивые карбиды, чем МбгзСб, И тем самым предотвращают появление обедненных хромом участков. Здесь следует отметить, что из-за большей по сравнению с нержавеющими сталями активности углерода в богатых никелем сплавах в эти сплавы необходимо вводить и большее количество такого стабилизирующего элемента, как титан, чем в стали [46]. В лабораторных испытаниях в кислых растворах с сильными окислительными свойствами, таких как азотная кислота, содержащая хроматы и бихроматы, наблюдалась межкристаллит-иая коррозия нержавеющих сталей и сплавов N1—Сг—Ре в отсутствие межзеренного выделения карбидов [47], но для практики это явление существенного значения, по-видимому, не имеет. Современный обзор межкристаллитной коррозии сплавов системы Ре—N1—Сг, включающей нержавеющие стали и никелевые сплавы, содержится в работе [47]. [c.146]

В связи с тенденцией к замене рассматриваемых труб подогревателей из медно-никелевых сплавов трубами из углеродистой стали весьма интересно сообщение Покока и других авторов на Американской энергетической конференции 1966 г. [Л. 18], в котором изложены результаты специальных испытаний при различных значениях pH воды в цикле трех блочных электростанций (Крейн, блок № 1, Севарен блок № 51 и Мидлтаун, блок № 3) с прямоточными котлами докритического давления (170—192 ат) и подогревателями питательной воды, оснащенными трубами из углеродистой стали. Результаты наблюдений и промышленных исследований, про- [c.70]

Коррозионные испытания, проведенные А. Е. Гопиусом в лаборатории коррозии Государственного института цветных металлов ( Гинцветмет ), показали, что по своим защитным свойствам покрытия из железо-никелевого сплава не уступают, а в некоторых случаях даже превосходят чисто никелевые покрытия. Покрытия из железо-никелевого сплава сохранили свое блестящее состояние после четырех суток испытания в коррозионном шкафу — в атмосфере тумана морской воды. [c.113]

Статистическая оценка ошибки, получаемой при определении характеристик длительной прочности по параметрической кривой Ларсона—Миллера, была сделана по результатам испытаний большого числа образцов (до 300 на один уровень напряжений) из жаропрочного никелевого сплава ХН56ВМКЮ и нержавеющей стали 1Х12Н2ВМФ [1, 26]. [c.19]

Состояние поверхности, жаростойкие покрытия и среда. Влияние чистоты поверхности на сопротивление термической усталости существенно, хотя и проявляется в меньшей степени, чем при обычной усталости. Так, для сплава на никелевой основе при максимальной температуре цикла 900° С повышение чистоты поверхности с V8 до vio—Vil приводит к увеличению числа циклов до разрушения на 45%. Примерно в такой же степени повышается сопротивление термоусталости стали ХН78Т при введении электролитического и механического полирования. Для сравнения следует указать, что сопротивление механической усталости при этом возрастает по числу циклов в 2,5 раза при электролитическом полировании и в 4 раза при механическом полировании. Сопротивление термоусталости повышается в 2 раза при введении электрополирования хромоникелевых сталей типа 20Х23Н18. Литые полированные образцы из кобальтового сплава S-816 при испытании по режиму (9807 25° С) выдерживают вдвое большее число циклов до разрушения, чем такие же образцы до полировки. [c.82]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...