Prior till testning, var C-ring prover rengöras i ett ultraljudsbad med IPA (isopropylalkohol). Korrosions exponeringar utfördes i en horisontell, ugn med reglerad atmosfär. Korrosionsmiljö, deposition sammansättning och insättning flussmedel reglerades using brunnen-established insättning övermålnings metodik (t ex Sumner et al. [3]). Prover belades med ett 80/20 M blandning av Na2 SO4/K2 SO4. Massan av inlåning sas saltet mättes per ytenhet och provstyckena återbelagd varje 100 tim för att mäta beläggningflödet. En gasformig miljö av luft - 300 vppm SO2 användes och all testning genomfördes vid 550 ° C. C-rings var stressade till 800, 700 och 500 MPa, och exponerades for 100, 300 eller 500 h exponeringstider med ett mål dep osition flöde av 5 | j, g/cm2/h. Dessutom har en C-ring vid varje mål spänningsnivån exponeras under 300 h utannågon insättning.

Microscopy och analytiska metoder

Samples monterades i en 50:50 blandning av MetPrep s epoxi uppsättning harts och ballotini (40-70 glas μm diameter sfärer). Proverna därefter sektione, med användning av oljesmörjmedel för att förhindra upplösning av korrosionsprodukter och insättningar, innan den mals och sedan pol ished till en 1 ^ m diamantpasta finish (återigen med användning oljesmörjmedel).

both optisk och SEM undersökningar av sam PLE genomfördes. Optisk mikroskopi användes för att bestämma om sprickbildning varnärvarande i C-rings efter varje exponeringsperiod. SEM användes för att karakterisera resultatet av mekanismennedbrytnings interaktion med legeringsmikrostruktur. FEI XL-30 och en JEOL 7800F fältelektronkanon (FEG) SEM utrustad med backscat ter energi-dispersive X-RAy (EDX) detektorer användes för karakterisering och SEM-avbildning. SEM-bilder var efter-processed med Image J programvara för att möjliggöranoggrann mätning av funktioner. 

Figure 1.C-ring provgeometri som etablerats från ISO 7539-5 (a) frontal tvärsektion (b) toppvy tvärsnitt (c) sidovycross avsnitt (d) isometrisk vy. (Enheter i mm.)

Figure 2.Exempel av ett C-ring mesh begränsad mellan tvåplates.

FEA analysmetoder

FEA modellering utfördes med användning av ANSYS Workbench 15 [18]. Den materialmodell användes för denna analys var ett isotropt modell genereras med användning av monotona surrogat materialdata för CMSX-4 från Siebörger et al. [17]. C-ring begränsades mellan två plattor (Figur2). En friktionslös glidkontakt användes mellan en av de två blocken och den C-ring för att tillåta en liten mängd av relativ rörelse. Randvillkoren

\\ appliceras Nwere genom en förskjutning motsvarar dem beräknas med användning av ekvation (1) (och som anges i tabell3).

Cring modellerades som tre separata secningar för att möjliggöra mer exakt förfining avnätet i den centrala sektionen av den C-ring. Detta var VIKTIG som det var i detta centrala område som det var Antic ipated att sprickbildning kan uppstå. En hex dominerande mesh används wher-&101; ver möjligt; emellertid i ingrepp runt sprickan spetsar krävde användning av en tetraedrisk#

mesh på grund av storleken och komplexiteten av sprickspetsen geometri.

När fastklämd, en fleraxlig spänningstillstånd var pre planerat åt i Cring. Som sådan von Mises kriteriet användes för att erhålla lokala spänningsvärden. Det var emellertid också lämpligt att överväga de huvudsakliga ellernormala påkänningar i förhållande till en mod I spricka öppning, såsom visas i fig-3

as dessa spänningar skulle kunna vara högre för Cring geometri i det huvudsakliga x-axis planet jämfört med von Mises stress.-

Linear elastisk brottmekanik (ekvation (3)) användes för att utvärdera den lokala spänningsintensitets intervall (Δk) för mikrohalvelliptical sprickor inom C-ring. Spänningsintensitets bedömdes med användning av ANSYS R15 [-18] spänningsintensitets solver kod. ANSYS använder Tstress eval-

uation [19] för beräkna den lokala sprickspetsen spänningsintensitet. Ekvation (3): Linjär Elastisk Brottmekanik ekvation [20]

Figure 3..Crack öppningslägen (a) läget i (b) läge II och (c) läget III.

FEA genererade lokala sprickspetsen spänningsintensitets förutsägelser användes sedan för att beräkna den

geometry faktor (Υ) för ändliga ytsprickor i Cring geometri.-Δkcan sedan jämföras med k: te att bedöma sannolikheten för sprickbildning.k: te av CMSX4 har rapporterats vara 15 MPa.m1-2 i luft vid 750 ° C [/21]. Spänningsintensitet _calculated genom FEA modellering kan jämföras med detta för att fastställa sannolikheten för sprickbildning och effekten av varmkorrosion påk: te.

results och diskussionCring resultat-diskussion&

Unstressed sektioner av CMSX4 C-rings ades cor roded vid 550 ° C med en mål-avsättnings flöde av 5 | j, g-cm2/h och en gasformig miljö av luft - 300 vppm SO2. Prover avlägsnades efter exponeringstider av 100, 300 och 500 timmar. Inspektion visade bildning av/

an oxidskal innehållande Co, Ni, S och O (fig4och 5). Sulfidering hade inträffat under den oxidbeläggning, överensstämmande med typ II varmkorrosion [722].

För betonade Crings, sprickbildning av korroderad sam pel observerades vid 800-och 700 MPa efter expo Sures för 100 h; med synligt sprickbildning fortfarande uppträder vid 500 MPa under exponeringstider längre än 100 h (tabell 2). Däremot Cring tester utan insättning visade inga tecken på sprickbildning efter 500-h för exponering för testbetingelserna. 

C-ringsnormalt upplevt sprickbildning inom den mest betonade centrala regionen. Mennär sprickor som initieras från mitten, sprickbildning skulle ske endera sidan om centrumlinjen på grund av den skiftade spännings Distribution tion runt CRing (Figur-6).

   korrosionsmekanism varieras från attack ing OLE gamma prime (-γ') till angripa gam mamatrix (-γ) Detta är synlig i SEM bakåtspridda imaging som ett skift i kontrasten mellan de två mikrostrukturella särdrag (Figur7). Denna minskning i rygg spridda elektroner är hänförlig till den lägre atomnummer för S och Onärvarande i de korrosionsprodukter.