Особенности усталостного разрушения образцов сплава на основе магния

А. Л. Терехин, А. А. Леонов, Н. В. Трофимов, А. В. Гриневич
УДК
669.721.5:620.1
DOI
10.18577/2307-6046-2023-0-12-38-52
версия в формате pdf (1.24 МБ)
Цитирование
А. Л. Терехин, А. А. Леонов, Н. В. Трофимов, А. В. Гриневич Особенности усталостного разрушения образцов сплава на основе магния // Труды ВИАМ. 2023. № 12. DOI: 10.18577/2307-6046-2023-0-12-38-52. URL: https://test.viam.ru/journal/2023/12/4
Ключевые слова
сплав магния, циклическая долговечность, асимметрия цикла, коэффициент концентрации напряжений, дефекты, фрактография
Аннотация

Приведены данные по циклической долговечности образцов магниевого сплава системы Mg–РЗМ–Zr. Усталостные характеристики корсетных образцов и образцов с надрезом оценивали при коэффициентах асимметрии цикла нагружения R = 0,1 и R = –1. Для корсетных образцов факторами, определяющими циклическую долговечность, являются размеры включений, для образцов с надрезом – расположение дефекта относительно плоскости надреза. Представлены фрактограммы изломов образцов. Установлена возможность повышения сопротивления усталости сплава системыMg–РЗМ–Zr при улучшении качества литья. 

Введение

Благодаря низкой плотности и высокой виброустойчивости магниевые сплавы занимают определенную нишу среди авиационных конструкционных материалов. При статической прочности на растяжение σв ≈ 300 МПа и плотности ρ ≈ 1,8 г/см3 удельная прочность магниевого сплава достигает значения σв/ρ ≈ 17 км (уд. ед.) [1–3]. Высокая удельная прочность позволяет магниевым сплавам конкурировать с основными алюминиевыми сплавами Д16 (σв/ρ ≈ 16,5 км (уд. ед.)) и В95 (σв/ρ ≈ 19,3 км (уд. ед.)), на которые приходится до 80 % массы планера воздушных судов. Хорошая обрабатываемость резанием определяет высокую технологичность магниевых сплавов, а проблема микрорыхлот возможно будет решена на пути развития аддитивных технологий [4, 5].

Основными недостатками магниевых сплавов являются пониженная коррозионная стойкость и низкая температура воспламенения. Решение этих проблем лежит в плоскости рационального легирования с привлечением редкоземельных элементов [6–12]. Наряду с удельной прочностью сопротивление усталостному разрушению определяет работоспособность материала в конструкции [13–18]. Оценка усталостной долговечности магниевого сплава стала предметом данного исследования.

 

Материалы и методы

Исследован магниевый сплав системы Mg–РЗМ–Zr. Выполнен полный технологический цикл работ – от выплавки сплава до изготовления образцов. Выплавку проводили в печи с газовым обогревом в стальном тигле. Масса плавки составляла 30 кг. Предварительно проводили расплавление первичного магния марки МГ95 с последующим введением легирующих элементов. В качестве модификатора использовали магниево-циркониевую лигатуру марки Л2. Рафинирование проводили с использованием флюса ВИ-2. Выстаивание расплава осуществляли в течение 10–15 мин с последующей разливкой металла по формам.

Циклическую долговечность определяли для корсетных образцов (коэффициент концентрации напряжений ασ = 1,03) с продольной полировкой и образцов с надрезом (ασ = 2,6) при двух коэффициентах асимметрии усталостного цикла нагружения R: 0,1 и –1. Эскизы корсетного образца и образца с надрезом представлены на рис. 1.

Для цилиндрического образца диаметром D = 12 мм с диаметром в зоне надреза d = 7,5 мм при радиусе надреза r = 0,6 мм коэффициент концентрации напряжений ασ составил 2,6 [1]. Радиус надреза r изменялся в диапазоне 0,60–0,64 мм.

Поверхность разрушения исследуемых образцов фиксировали на конфокальном лазерном сканирующем микроскопе. Радиус надреза определяли на оптическом инструментальном микроскопе.

Испытания на циклическую долговечность проводили на сервогидравлической испытательной системе и испытательной машине с резонансной схемой нагружения. Погрешность определения нагрузки составляла <0,5 %.

Работа выполнена с использованием испытательного оборудования ЦКП «Климатические испытания» НИЦ «Курчатовский институт» – ВИАМ в рамках реализации научного направления 2. «Фундаментально-ориентированные исследования, квалификация материалов, неразрушающий контроль» («Стратегические направления развития материалов и технологий их переработки на период до 2030 года») [19–23].

 

Рис. 1. Эскизы корсетного образца (а) и образца с надрезом (б) для испытания на усталость

 

Результаты и обсуждение

Оценка статической прочности образцов

Для установления уровня напряжений при проведении усталостных испытаний оценивали статическую прочность корсетных образцов и образцов с надрезом. Предел прочности корсетных образцов при квазистатическом растяжении составил:

 

Образец

1–2

2–2

3–2

Предел прочности σв,МПа

295

330

205

 

Диаметр минимального сечения d находился в диапазоне 4,99–5,02 мм. В образце 1–2 отмечено включение диаметром ~0,5 мм. В образце 2–2 дефектов не обнаружено. В образце 3–2 на кромке поверхности разрушения вне зоны минимального сечения зафиксировано включение, размеры которого в окружном направлении достигали ~2 мм, в радиальном: ~1 мм. Размер хрупкого включения в третьем направлении (вдоль оси образца) составил ≥0,7 мм, что следует из хрупкого скола по кромке. Диаметр зоны разрушения достиг 5,15 мм. Общий вид образца 3–2 и поверхность разрушения в зоне хрупкого включения представлены на рис. 2.

Предел прочности образцов с надрезом при квазистатическом растяжении составил:

 

Образец

1–1

2–1

3–1

Предел прочности ,МПа

340

395

370

 

Рис. 2. Общий вид (а) и поверхность разрушения (б) образца 3–2

 

Диаметр надреза d изменялся в диапазоне 12,00–12,03 мм, диаметр в выточке надреза – в диапазоне 7,38–7,40 мм.

В образце с надрезом 1–1 не отмечено посторонних включений. Практически в центре образца 2–1 зафиксировано включение площадью ~0,4 мм2, которое стало причиной разрушения отрывом вне основной плоскости разрушения, обусловленной надрезом. Второе включение в виде пластины длиной ~0,5 мм обнаружено на окружности надреза. Несмотря на небольшие размеры, включение изменило поверхность разрушения, поскольку располагалось вне плоскости разрушения, определяемой вершиной надреза. В образце 3–1 включение находилось вне плоскости разрушения, проходящей через вершину надреза. Подобное расположение включения приводит к пирамидальной поверхности разрушения с основанием размером 1,1×1,5 мм и зоной отрыва размером 0,4×0,8 мм. Данный выступ (на ответной части образца – впадина) отстоит на расстояние 1 мм от центра образца. Фрактограмма поверхности разрушения образца 3–1 представлена на рис. 3.

 

 

Рис. 3. Фрактограмма поверхности разрушения (а) образца 3–1 и профиль сечения в плоскости, проходящей через дефектную зону (б)

 

При квазистатическом растяжении небольшие по площади включения, расположенные в различных плоскостях, увеличивают поверхность разрушения и, как следствие, изменяют несущую способность образца. Увеличение прочности, по-видимому, обусловлено данным фактором.

 

Усталостные испытания корсетных образцов

В большинстве случаев корсетные образцы разрушались в сечении с минимальной площадью, в котором реализуется максимальное напряжение. Однако дефекты образцов являлись определяющим фактором усталостного разрушения.

Образец 4 разрушился в зоне галтели (рис. 4). Площадь сечения разрушения в ~2 раза превышает площадь минимального сечения образца.

 

 

Рис. 4. Общий вид разрушения образца 4

 

Плоскость разрушения далеко отстоит от плоскости сечения с минимальным диаметром. Площадь разрушения составляет ~38 мм2. В зоне разрушения образца зафиксированы два крупных включения неопределенной формы: в центре образца – размером 3,7×1,8 мм, на кромке поверхности разрушения – размером 1,9×1,4 мм. Данные дефекты стали очагами формирования усталостных трещин, объединившихся в одну, развитие которой по винтообразной поверхности привело к разрушению образца. На рис. 5 представлены фрактограмма излома образца 4 и профиль сечения в плоскости, проходящей через дефектную зону.

Дефекты, представляющие собой неметаллические включения, визуально обнаруживали даже при небольшом увеличении (×2). Характер разрушения корсетных образцов обусловлен своеобразием включений.

 

 

Рис. 5. Фрактограмма поверхности разрушения (а) образца 4 и профиль сечения в плоскости, проходящей через дефектную зону (б)

 

В образце 2 на поверхности разрушения наблюдали два дефекта, расположенных диаметрально противоположно в разных плоскостях (рис. 6). В данных дефектах практически одновременно образовались усталостные трещины, которые развивались в разных плоскостях и достигли центра образца. В дальнейшем произошло разрушение срезом перемычки в плоскости, параллельной оси образца. Профиль излома наглядно иллюстрирует характер разрушения в центральной части образца от среза.

 

 

 

Рис. 6. Фрактограмма поверхности разрушения (а) образца 2 и профиль сечения в плоскости, проходящей через дефектную зону (б)

Циклическая долговечность в основном определяется величиной включений. В образце 6 в плоскости разрушения наблюдается большой дефект размером 3×2 мм, простирающийся от кромки образца и перекрывающий его центр (рис. 7). Столь большой дефект в образце обусловил низкую усталостную долговечность.

 

 

 

Рис. 7. Фрактограмма поверхности разрушения (а) образца 6 и профиль сечения в плоскости, проходящей через дефектную зону (б)

 

Образец 13 разрушился в сечении, отстоящем от минимального сечения на расстояние 1 мм (рис. 8). Область дефекта, который можно характеризовать как рассеянное включение, захватывает более трети образца – от кромки излома до центра. Плоскость дефекта расположена под небольшим углом к оси образца, что привело к спиралеобразной форме поверхности разрушения.

 

 

Рис. 8. Фрактограмма поверхности разрушения (а) образца 13 и профиль сечения в плоскости, проходящей через дефектную зону (б)

 

Излом образца 5 представляет собой классическое усталостное разрушение, которое началось с включения размером 0,5×1 мм на краю образца (рис. 9). Рельеф зоны разрушения изменяется, переходя от усталостного типа поверхности к квазистатическому с последующим доломом.

 

 

 

Рис. 9. Фрактограмма поверхности разрушения (а) образца 5 и профиль сечения в плоскости, проходящей через дефектную зону (б)

Следует отметить, что в ряде случаев дефекты имели значительные размеры в направлении оси образца, что привело к образованию двух очагов зарождения трещин в разных плоскостях из одного включения. В образце 8 возникло две трещины, которые развивались в разных плоскостях и впоследствии соединились в одну магистральную трещину с образованием ступеньки скола. Подобный характер разрушения зафиксирован для образцов 1 и 9 (рис. 10, 11).

 

 

 

Рис. 10. Фрактограмма поверхности разрушения (а) образца 1 и профиль сечения в плоскости, проходящей через дефектную зону (б)

 

 

 

Рис. 11. Фрактограмма поверхности разрушения (а) образца 9 и профиль сечения в плоскости, проходящей через дефектную зону (б)

 

Построение усталостной кривой N–σ по номинальным напряжениям, установленным в начале испытаний, лишено смысла, поскольку дефекты в большинстве образцов занимают значительную площадь. Оценка размеров визуально определяемых дефектов позволяет рассчитать реально действующие напряжения в разрушенном сечении. Реальные напряжения усталостного цикла рассчитывали по проекции площади разрушенного сечения с исключением площади визуально (×2) обнаруженных дефектов.

Кривые усталости N–σ корсетных образцов сплава системы Mg–РЗМ–Zr представлены на рис. 12. Кривая усталости корсетных образцов, испытанных при коэффициенте асимметрии R = 0,1, представлена зависимостью y = 359,41x–0,116, а образцов, испытанных при коэффициенте асимметрии R = –1, – зависимостью y = 349,54x–0,118.

Следует отметить, что данные закономерности справедливы в рамках исследуемых уровней долговечности.

Значительный разброс показателей циклической долговечности при R = –1 и практически полное его отсутствие при R = 0,1 обусловлены не влиянием условий нагружения, а свойствами и размерами дефектов в данной выборке. При этом прослеживается отрицательное влияние фактора сжимающих напряжений на циклическую долговечность образцов.

 

Рис. 12. Кривые усталости корсетных образцов, испытанных при коэффициентах асимметрии R = 0,1 и R = –1

 

Усталостные испытания образцов с надрезом

Если при испытании корсетных образцов дефекты обуславливали зону и характер усталостного разрушения, то для образцов с надрезом определяющим фактором разрушения являлась плоскость надреза. Однако дефекты, оказавшиеся в зоне надреза, неизбежно влияют на усталостную долговечность образца.

Образец 20 при высоком уровне приложенных напряжений имел самую низкую величину усталостной долговечности. Включение размером 1,2×0,9 мм располагалось в надрезе на расстоянии ~1,0 мм от плоскости, проходящей через вершину надреза. Поскольку включение по оси образца имело размер >1,0 мм, то дефект затронул и вершину надреза. Размеры и расположение дефекта привели к образованию двух усталостных трещин: в вершине надреза образца и в вершине дефекта на расстоянии ~1,0 мм от вершины надреза. Данные трещины слились, образовав усталостной фронт, стремящийся к плоскости с максимальными напряжениями, которая проходит через вершину надреза. Зона усталости охватывает почти половину сечения образца. Излом второй половины образца имеет рельеф, характерный для квазистатического разрушения с отдельными вырывами, которые наблюдаются при рассеянных дефектах. Фрактограмма поверхности разрушения образца 20 представлена на рис. 13.

 

 

Рис. 13. Фрактограмма поверхности разрушения (а) образца 20 и профиль сечения в плоскости, проходящей через дефектную зону (б)

Дефект размером 0,6×0,3 мм инициировал разрушение образца 28 (рис. 14). Дефект находился вне плоскости надреза, очаг зародившейся усталостной трещины – вне плоскости минимального сечения. Однако фронт трещины по мере развития сдвигается в область максимальных растягивающих напряжений. Излом образца характеризуется изначальной усталостной зоной разрушения, которая затем принимает вид квазистатического разрушения.

 

 

Рис. 14. Фрактограмма поверхности разрушения (а) образца 28 и профиль сечения в плоскости, проходящей через дефектную зону (б)

 

В изломе образца 33 выявлены два включения, которые расположены на разных уровнях, не совпадающих с плоскостью надреза (рис. 15). Дефект, выходящий на контур надреза, имеет размер 1,7×3 мм, второй дефект – 1,6×2,9 мм. Дефекты разделяет перемычка длиной 0,5 мм. В процессе усталостного нагружения произошло слияние разноуровневых дефектов с формированием зоны разрушения, обусловленной данными включениями. В условиях перехода усталостной зоны к долому поверхность разрушения искривляется и переходит в плоскость, проходящую через вершину надреза.

 

 

Рис. 15. Фрактограмма поверхности разрушения (а) образца 33 и профиль сечения в плоскости, проходящей через дефектную зону (б)

 

В изломе образца 40, наряду с небольшими дефектными вкраплениями диаметром ~(0,1–0,15) мм, выделяются два крупных включения на поверхности надреза размером 1,5 мм в окружном направлении, отстоящие на четверть окружности друг от друга (рис. 16). Крупные включения сформировали усталостные зоны по периметру надреза и полосы разрушения шириной ~1,1 мм, направленные к центру образца. О значительных размерах этих включений в направлении оси образца можно судить по разноуровневому характеру излома, в котором, наряду с усталостными зонами, наблюдаются плоскости скола. Дефект диаметром ~0,25 мм по центру образца, расположенный вне плоскости излома, привел к формированию конусообразного разрушения, диаметр основания которого составил ~0,7 мм.

Поверхность разрушения образца 35 характеризуется многоочаговостью дефектной зоны, включающей три наиболее крупных включения размером 0,5×0,7, 0,5×0,8 и 0,4×0,6 мм (рис. 17). Два дефекта размером 0,5×0,7 и 0,5×0,8 мм располагаются на кромке излома, а дефект размером 0,4×0,6 мм – на расстоянии 1 мм от центра образца. Плоскость разрушения в дефектной зоне не совпадает (~0,3 мм) с плоскостью разрушения образца, являющейся плоскостью минимального сечения. Фронт усталостной трещины, зародившейся в дефектной зоне, плавно переходит в плоскость минимального сечения надреза, по которой происходит разрушение.

 

 

Рис. 16. Фрактограмма поверхности разрушения (а) образца 40 и профиль сечения в плоскости, проходящей через дефектную зону (б)

 

 

Рис. 17. Фрактограмма поверхности разрушения (а) образца 35 и профиль сечения в плоскости, проходящей через дефектную зону (б)

 

На кромке надреза образца 16 зафиксировано хрупкое включение с линейным размером 0,4 мм и глубиной 0,3 мм (рис. 18). Данный дефект стал основой формирования усталостной трещины. Зона усталостного разрушения охватывает почти половину площади разрушения образца. Усталостная область плавно переходит в зону повторной статики, которая характеризуется более рельефным профилем разрушения. Хрупкий дефект в плоскости, проходящей через вершину надреза, существенно сказывается на циклической долговечности образца, поскольку значительно уменьшается количество циклов нагружения, ведущего к образованию усталостной трещины.

 

 

Рис. 18. Фрактограмма поверхности разрушения (а) образца 16 и профиль сечения в плоскости, проходящей через дефектную зону (б)

 

В плоскости разрушения образца 34 на 1/3 окружности отмечены незначительные вкрапления, наибольшее из которых имеет размер 0,2 мм в окружном направлении и 0,15 мм – в радиальном (рис. 19). Данное «ожерелье» дефектов сформировало фронт усталостной трещины, которая проросла в среднем на 1,6 мм относительно контура надреза и была остановлена альтернативным механизмом разрушения. Своеобразие разрушения заключалось в развитии разрушения от дефектов, расположенных по разные стороны от зоны раздела. Дефекты, семь из которых расположены с одной стороны надреза и шесть – с другой, составляют сложную разноуровневую композицию, в которой развитие усталостных трещин из дефектов сопровождалось разрушением перегородок по механизму среза. Это привело к формированию сложного рельефа, отличающегося от рельефа усталостного или квазистатического разрушения.

 

 

Рис. 19. Фрактограмма поверхности разрушения (а) образца 34 и профиль сечения в плоскости, проходящей через дефектную зону (б)

 

В образце 37 два включения, расположенные близко к краю надреза и имеющие практически одинаковые размеры (0,2 мм ‒ в окружном направлении и 0,15 мм – в радиальном), сформировали начальные усталостные зоны разрушения (рис. 20). Усталостные очаги разрушения расположены в различных плоскостях, на что указывает складка рельефа, образовавшаяся при разрушении.

 

 

Рис. 20. Фрактограмма поверхности разрушения (а) образца 37 и профиль сечения в плоскости, проходящей через дефектную зону (б)

 

Фрактограммы изломов образцов с надрезом подтверждают предположение, что определяющим фактором усталостного разрушения является надрез. Именно зона максимальных растягивающих напряжений в вершине надреза инициирует возникновение усталостной трещины. Дефекты, попадающие в зону действия надреза, способствуют более раннему возникновению усталостной трещины. Воздействие дефекта снижается, если он не лежит в плоскости, проходящей через вершину надреза. При развитии фронт трещины, зародившейся в дефекте, который смещен по оси образца относительно плоскости, проходящей через вершину надреза, изгибается в зону максимальных напряжений. Несмотря на различные механизмы развития трещин, обусловленных расположением дефекта в плоскости вершины надреза или вне этой плоскости, разброс значений долговечности образцов с надрезом для данной выборки незначителен.

На рис. 21 представлены кривые усталости N–σ образцов с надрезом. Кривая усталости образцов с надрезом, испытанных при коэффициенте асимметрии R = 0,1, представлена зависимостьюy = –2,727ln(x) + 117,31, а образцов, испытанных при коэффициенте асимметрии R = –1, – зависимостьюy = –5,311ln(x) + 130,71.

Следует отметить, что данные закономерности справедливы в рамках исследуемых уровней долговечности.

 

 

Рис. 21. Кривые усталости образцов с надрезом, испытанных при коэффициентах асимметрии R = 0,1 и R = –1

 

По сравнению с корсетными образцами образцы с надрезом имеют меньший уровень усталостной долговечности. При этом образец 29 продемонстрировал возможности повышения сопротивления усталости магниевого сплава системы Mg–РЗМ–Zr.

Дальнейшие работы должны быть направлены на разработку технологии, исключающей образование в магниевом сплаве системы Mg–РЗМ–Zr значительных дефектных включений.

 

Заключения

Сплав системы Mg–РЗМ–Zr не чувствителен к концентрации напряжений, поскольку отношение прочности образцов с надрезом (ασ = 2,6) к пределу прочности гладких образцов >1. Как следствие, незначительные включения, как и другие дефекты структуры, несущественно влияют на статическую прочность сплава.

Усталостная долговечность определяется дефектностью материала выборки – размерами, формой и расположением включений в образце. Усталостную долговечность оценивали, исходя из бездефектной площади корсетного образца, с пересчетом на действующее нетто-напряжение, рассчитываемое по неповрежденной площади образца.

Надрез, являющийся доминантным дефектом, определяет усталостную долговечность образца. Однако если в плоскости надреза в зоне максимальных напряжений попадает включение, то оно является основным фактором, определяющим усталостную долговечность.

Литература
  1. Трофимов Н.В., Леонов А.А. Исследование влияния легирующих элементов (Nb и Ti) на содержание примесей и механические свойства высокопрочного магниевого сплава системы Mg–Zn–Zr // Металлы. 2020. № 3. С. 14–19.
  2. Мухина И.Ю., Дуюнова В.А., Уридия З.П. Перспективные литейные магниевые сплавы // Литейное производство. 2013. № 5. С. 2–5.
  3. Magnesium Alloys. Design, Processing and Properties / Ed. F. Czerwinski. IntechOpen, 2011. 540 p. DOI: 10.5772/560.
  4. Luo A.A. Magnesium casting technology for structural applications // Journal of Magnesium and Alloys. 2013. Vol. 1. P. 2–22. DOI: 10.1016/j.jma.2013.02.002.
  5. Мухина И.Ю., Леонов А.А. Флюсы в металлургии магниевых сплавов // Все материалы. Энциклопедический справочник. 2017. № 8. С. 19–25.
  6. Rycerz L. Practical remarks concerning phase diagrams determination on the basis of differential scanning calorimetry measurements // Journal of Thermal Analysis and Calorimetry. 2013. Vol. 113. Р. 231–238. DOI: 10.1007/s10973-013-3097-0.
  7. Дуюнова В.А., Уридия З.П. Исследование воспламеняемости литейных магниевых сплавов системы Mg–Zn–Zr // Литейщик России. 2012. № 11. С. 21–23.
  8. Леонов А.А., Трофимов Н.В., Дуюнова В.А., Уридия З.П. Тенденции развития литейных магниевых сплавов с повышенной температурой воспламенения (обзор) // Труды ВИАМ. 2021. № 2 (96). Ст. 01. URL: http://www.viam-works.ru (дата обращения: 25.08.2023). DOI: 10.18577/2307-6046-2021-0-2-3-9.
  9. Мухина И.Ю. Исследование металлических систем на основе магния и разработка принципов создания коррозионностойких магниевых сплавов // Металловедение и термическая обработка металлов. 2014. № 1. С. 8–12.
  10. Каблов Е.Н., Старцев О.В., Медведев И.М. Обзор зарубежного опыта исследований коррозии и средств защиты от коррозии // Авиационные материалы и технологии. 2015. № 2. С. 76–87. DOI: 10.18577/2071-9140-2015-0-2-76-87.
  11. Каблов Е.Н., Оспенникова О.Г., Вершков А.В. Редкие металлы и редкоземельные элементы – материалы современных и будущих высоких технологий // Авиационные материалы и технологии. 2013. № S2. С. 3–10.
  12. Дуюнова В.А., Леонов А.А., Трофимов Н.В. Исследование влияния редкоземельных элементов и термической обработки на структуру и свойства жаропрочного литейного магниевого сплава системы Mg–РЗМ–Zr // Металлы. 2020. № 5. С. 58–63.
  13. Каблов Е.Н. Современные материалы – основа инновационной модернизации России // Металлы Евразии. 2012. № 3. С. 10–15.
  14. Беляев М.С., Горбовец М.А. О разрыве кривой малоцикловой усталости жаропрочного никелевого сплава // Авиационные материалы и технологии. 2014. № S4. С. 103–108. DOI: 10.18577/2071-9140-2014-0-s4-103-108.
  15. Гриневич А.В., Румянцев Ю.С., Морозова Л.В., Терехин А.Л. Исследование усталостной долговечности алюминиевых сплавов 1163-Т и В95о.ч.-Т2 после поверхностного упрочнения // Авиационные материалы и технологии. 2014. № S4. С. 93–102. DOI: 10.18577/2071-9140-2014-0-s4-93-102.
  16. Беляев М.С., Терентьев В.Ф., Горбовец М.А., Бакрадзе М.М., Гольдберг М.А. Малоцикловая усталость при заданной деформации и параметры упругопластического деформирования жаропрочного сплава ВЖ175 // Авиационные материалы и технологии. 2014. № S4. С. 87–92. DOI: 10.18577/2071-9140-2014-0-s4-87-92.
  17. Гриневич Д.В., Гулина И.В., Яковлев Н.О., Дзандаров Д.-С.В., Глаговский А.А., Ермакова Ю.В. Исследование влияния параметров усталостного нагружения на долговечность проушин диафрагм предкрылка самолета // Заводская лаборатория. Диагностика материалов. 2023. № 6. Т. 89. С. 76–82.
  18. Яковлев Н.О., Селиванов А.А., Гулина И.В., Гриневич А.В. К вопросу о долговечности шарнирно-болтовых соединений // Авиационные материалы и технологии. 2020. № 4 (61). С. 79–85. DOI: 10.18577/2071-9140-2020-0-4-79-85.
  19. Ерасов В.С., Автаев В.В., Орешко Е.И., Яковлев Н.О. Преимущества «жесткого» нагружения при испытаниях на статическое и повторно-статическое растяжение // Труды ВИАМ. 2018. № 9 (69). Ст. 10. URL: http://www.viam-works.ru (дата обращения: 25.08.2023). DOI: 10.18577/2307-6046-2018-0-9-92-104.
  20. Орешко Е.И., Ерасов В.С., Гриневич А.В., Шершак П.В. Обзор критериев прочности материалов // Труды ВИАМ. 2019. № 9 (81). Ст. 12. URL: http://www.viam-works.ru (дата обращения: 25.08.2023). DOI: 10.18577/2307-6046-2019-0-9-108-126.
  21. Яковлев Н.О., Гриневич Д.В., Мазалов П.Б. Математическое моделирование напряженно-деформированного состояния при сжатии сетчатой конструкции, синтезированной методом селективного лазерного сплавления // Вестник Московского государственного технического университета им. Н.Э. Баумана. Сер.: Естественные науки. 2018. № 6 (81). С. 113–127.
  22. Митраков О.В., Яковлев Н.О., Якушева Н.А., Гриневич А.В. Особенности разрушения стали 20ХГСН2МФА-ВД при испытании на вязкость разрушения // Авиационные материалы и технологии. 2019. № 1 (54). С. 49–56. DOI: 10.18577/2071-9140-2019-0-1-49-56.
  23. Ерасов В.С., Яковлев Н.О., Нужный Г.А. Квалификационные испытания и исследования прочности авиационных материалов // Авиационные материалы и технологии. 2012. № S. С. 440–448.