CC BY
57
УДК 629.7.023.224
A.A. Смирнов1, С.А. Будиновский1
ПОВЫШЕНИЕ ЖАРОСТОЙКОСТИ КОНДЕНСАЦИОННО-ДПФФУЗИОННЫХ ПОКРЫТИЙ ДЛЯ ЛОПАТОК ТУРБИН ИЗ СПЛАВА ЖС32
DOI: 10.18577/2071-9140-2016-0-2-3-10
Исследовано влияние композиционных барьерных нитридных и карбидных слоев на жаростойкость и кинетику изменения элементного состава композиций из жаропрочного сплава ЖС32 с жаростойкими покрытиями. Проведены исследования микроструктуры композиций «сплав-покрытие» в исходном состоянии и после испытаний на жаростойкость при температурах 1150 и 1200°С на базах 500 и 100 ч соответственно. Установлено, что использование в структуре защитного жаростойкого покрытия состава (Ni-Cr—Al—Ta-Re—Y—Hj) + (Al—Ni—Y) нитридного барьера значительно повышает жаростойкость композиции «сплав-покрытие», не снижая прочностных характеристик сплава ЖС32 (длительная прочность и многоцикловая усталость).
Работа выполнена в рамках реализации комплексного научного направления 17.3. «Многослойные жаростойкие и теплозащитные покрытия, наноструктурные упрочняющие эрозионно- и коррозионностойкие, износостойкие, антифреттинговые покрытия для защиты деталей горячего тракта и компрессора ГТД и ГТУ» («Стратегические направления развития материалов и технологий их переработки на период до 2030 года») [1].
Ключевые слова: жаростойкие покрытия, ионно-плазменная технология, жаропрочные никелевые сплавы, вторичная реакционная зона, топологически плотноупакованные фазы.
The influence ojcomposite barrier nitride and carbide layers on heat resistance and modification kinetics ojthe elemental composition jrom the ZHS32 superalloy combinations with heat-resistant coatings is studied. The investigations oj microstructure oj «alloy—coating» compositions in its original jorm and after the test jor heat resistance at temperatures 1150 and 1200°C at 500 and 100 hours bases respectively are conducted. It is jound that the use in the structure oj the protective heat-resistant coating composition Ni—Cr—Al—Ta—Re—Y—Hji + Al—Ni—Y) nitride barrier significantly increases the heat resistance oj the «alloy—coating» composition and does not reduce the mechanical properties oj the ZHS32 alloy (long-term strength and cycle jatigue).
Work is executed within implementation oj the complex scientijic direction 17.3. «Multi layer heat resisting and heat-protective coatings, nanostructural strengthening erosive and corrosion resistant, anti wear, antijrettingovy coatings jor protection oj details oj hot path and the GTE and GTU compressor» («The strategic directions oj development oj materials and technologies oj their processing jor the period till 2030») [1].
Keywords: heat-resistant coatings, ion-plasma technology, high-temperature nickel alloys, the secondary reaction zone, topologically close-packed phases.
Федеральное государственное унитарное предприятие «Всероссийский научно-исследовательский институт авиационных материалов» Государственный научный центр Российской Федерации
[Federal state unitary enterprise «All-Russian scientific research institute of aviation materials» State research center of the Russian Federation] E-mail: admin@viam.ru
Введение
Жаропрочные никелевые сплавы (ЖНС), легированные рением (сплавы последнего поколения легированы рением и рутением), в настоящее время являются единственными материалами для изготовления рабочих лопаток турбины газотурбинных двигателей [2-6]. В промышленности продолжают широко применять жаропрочный сплав ЖС32, разработанный в ВИАМ более 20 лет назад для лопаток турбин высокого давления в ГТД различного назначения. Для обеспечения длительного ресурса лопаток из сплава ЖС32 в условиях высоких температур с кратковременны-
ми забросами до 1200°С необходима и применяется защита жаростойкими покрытиями типа СДП-2+ВСДП-16, ВСДП-9+ВСДП-18 и их аналогами [7-12]. В условиях высоких температур под алюминидными покрытиями на сплавах, легированных рением, формируется так называемая вторичная реакционная зона (ВЗР). Данное структурное образование состоит из пластинчатых топологически плотноупакованных (ТПУ) фаз, наличие которых приводит к деградации структуры и последующему разупрочнению поверхностного слоя сплава [13, 14]. Для снижения интенсивности процесса образования ТПУ фаз предложено
использовать в конструкции покрытия внутренний барьерный слой на границе раздела «сплав-покрытие» для торможения диффузионного взаимодействия жаропрочного сплава с жаростойким покрытием [15, 16].
Цель данной работы - повышение служебных характеристик жаростойких конденсационно-диффузионных покрытий для защиты лопаток турбин из сплава ЖС32.
Материалы и методы
Исследования проведены на цилиндрических монокристаллических образцах из жаропрочного никелевого сплава ЖС32 с кристаллографической ориентацией <001>.
В качестве покрытий использовали жаростойкие сплавы, применяемые для изготовления ионно-плазменных покрытий, СДП-41 (М-Сг-А-Та^е-У-Щ), ВСДП-9 (М-А-Сг-Та-У) и ВСДП-16 (А1-№-У). Покрытия, исследованные в работе (табл. 1), были получены на промышленной ионно-плазменной установке МАП-2 с автоматизированной системой управления технологическим процессом.
Композиционные барьерные слои [СДП-41+МТ], [ВСДП-9+М], [СДП-41+С2Н2] и [ВСДП-9+С2Н2] (далее - МеШ, МеШ, МеС1 и МеС2 соответственно) формировали при испарении в вакуумном дуговом разряде катодов из сплавов СДП-41 и ВСДП-9. Процесс проводили при подаче в рабочую камеру установки инертных газов (ацетилена или азота) при давлении 0,03-0,1 Па. После формирования барьерного слоя заданной толщины подачу газа прекращали, и процесс нанесения покрытия продолжался в вакууме. После напыления покрытий проводили высокотемпературный вакуумный отжиг (при 1050°С, 3 ч) для окончательного формирования фазового состава покрытия и релаксации напряжений. После каждого технологического процесса нанесения покрытия (слоя) и отжига проводили осмотр образцов на предмет сколов или частичного отслоения металлического слоя защитного покрытия и взвешивание на электронных весах с точностью ±0,0001 г для фиксации привеса и толщины полученного слоя.
Исследования изотермической жаростойкости проводили в камерной электропечи МаЬегШегт в
закрытых керамических тиглях в спокойной атмосфере печи (на воздухе) при температурах 1150 и 1200°С на базе 500 и 100 ч соответственно в соответствии с ГОСТ 6130.
Микроструктуры композиций «сплав-покрытие» до и после испытаний на изотермическую жаростойкость исследовали на растровом электронном микроскопе FEI Inspect f50.
Характеристики длительной прочности определяли на установке ZST2/3-BH3T при 1200°С на базе испытаний до 500 ч в соответствии с требованиями ГОСТ 10145, а характеристики усталости - на испытательной машине МВИ-611М при 900°С на базе испытаний 2107 циклов при симметричном знакопеременном цикле нагружения по ГОСТ 25.502.
Результаты
Результаты металлографических исследований образцов из сплава ЖС32 с покрытиями в исходном состоянии и после вакуумного отжига приведены на рис. 1. Покрытия ВСДП-9+ВСДП-16 и СДП-41+ВСДП-16 (рис. 1, а, б) имеют характерное двухзонное строение с внешним (верхним) слоем на основе ß-фазы (NiAl), обеспечивающей защиту сплава от окисления. В покрытиях рУШ2+ВСДП-9]+ВСДП-16 и М№+СДД-41]+ВСДП-16 дополнительно присутствует композиционный барьерный слой толщиной 10-12 мкм, состоящий из металлической матрицы и нитридов металлов (рис. 1, в, г).
Функция барьерного слоя заключается в торможении диффузии тугоплавких легирующих элементов из сплава подложки в жаростойкое защитное покрытие, снижающей его жаростойкость, и диффузии алюминия из верхних слоев покрытия в глубь сплава, отрицательно влияющей на его прочность. Покрытия [МеС2+ВСДП-9]+ВСДП-16 и [МеС1+СДП-41]+ВСДП-16 также имеют в своей структуре композиционный барьерный слой толщиной 10-15 мкм, полученный на установке МАП-2 в среде инертного газа - ацетилена (рис. 1, д, е). Применение подобного барьера в конденсационно-диффузионных покрытиях известно и изучено в работах [17-19].
Удельное изменение массы образцов из сплава ЖС32 с покрытиями и без них в зависимости от продолжительности испытаний на изотермическую жаростойкость при температурах 1150 и
Таблица 1
Жаростойкие покрытия
Покрытие Толщина*, мкм
СДП-41 (65 мкм)+ВСДП-16 (50 г/м2) 80 (без барьерного слоя)
ВСДП-9 (65 мкм)+ВСДП-16 (50 г/м2) 80 (без барьерного слоя)
[Ме№+СДП-41] (70 мкм)+ВСДП-16 (50 г/м2) 90/10
[Ме№+ВСДП-9] (70 мкм)+ВСДП-16 (50 г/м2) 85/12
[МеС1+СДП-41] (70 мкм)+ВСДП-16 (50 г/м2) 80/12
[МеС2+ВСДП-9] (65 мкм)+ВСДП-16 (50 г/м2) 90/14
* Толщина покрытия: в числителе - общая, в знаменателе - барьерного слоя.
50 мкм 50 мкм
Рис. 1. Микроструктуры образцов из сплава ЖС32 с жаростойкими покрытиями ВСДП-9+ВСДП-16 (а), СДП-41+ВСДП-16 (б), [MeN2+BCДП-9]+BCДП-16 (в), [МеШ+СДП-41]+ВСДП-16 (г), [МеС2+ВСДП-9]+ВСДП-16 (Э) и [МеС1+СДП-41]+ВСДП-16 (е) после вакуумного отжига
Рис. 2. Удельное изменение массы образцов из сплава ЖС32 без покрытия (—) и с жаростойкими покрытиями СДП-41+ВСДП-16 (■), ВСДП-9+ВСДП-16 (□), [МеМ+СДП-41]+ВСДП-16 (А), [Ме№+ВСДП-9]+ВСДП-16 (о), [МеС 1+СДП-41]+ВСДП-16 (•) и [МеС2+ВСДП-9]+ВСДП-16 (▲) после изотермической выдержки при 1150°С на базе 500 ч (а) и 1200°С на базе 100 ч (б)
Таблица 2
Внешний вид поверхности образцов из сплава ЖС32 с жаростойкими покрытиями и без них после высокотемпературных испытаний
Покрытие Внешний вид образцов после испытаний по режиму
1150°С,500ч 1200°С,100ч
Без покрытия ф ф
СДП-41+ВСДП-16 ш ф
ВСДП-9+ВСДП-16 ф
[MeN1+CДП-41]+BCДП-16 ф •
[MeN2+BCДП-9]+BCДП-16 ф ф
[МеС 1+СДП-41]+ВСДП-16 ф {
[МеС2+ВСДП-9]+ВСДП-16 ф
Рис. 3. Микроструктура образцов из сплава ЖС32 с жаростойкими покрытиями ВСДП-9+ВСДП-16 (а), СДП-41+ВСДП-16 (б), [Ме№+ВСДП-9]+ВСДП-16 (в), [МеШ+СДП-41]+ВСДП-16 (г), [МеС2+ВСДП-9]+ВСДП-16 (Э) и [МеС1+СДП-41]+ВСДП-16 (е) после испытаний на изотермическую жаростойкость при температуре 1150°С в течение 500 ч
200 мкм 200 мкм
200 мкм 200 мкм
Рис. 4. Микроструктура образцов из сплава ЖС32 с жаростойкими покрытиями ВСДП-9+ВСДП-16 (а), СДП-41+ВСДП-16 (б), [MeN2+BCДП-9]+BCДП-16 (в); [МеМ+СДП-41]+ВСДП-16 (г), [МеС2+ВСДП-9]+ВСДП-16 (Э) и [МеС1+СДП-41]+ВСДП-16 (е) после испытаний на изотермическую жаростойкость при температуре 1200°С в течение 100 ч
J0Q
- 350-§
i 300
1250
■ 20D
LOO _т__
L 10 Юг
ПрадйЯИНПЬВМХЕ junucajuiiL ч
Рис. 5. Длительная прочность образцов из сплава ЖС32 с покрытиями [МеМ+СДП-41] (70 мкм)+ВСДП-16 (50 г/м2) (о) и СДП-41 (70 мкм)+ВСДП-16 (50 г/м2) (□) и без них (▲) после испытаний при 1000°С на базе 10; 100 и 500 ч
J0D . . . 111i
lit* 10> № 1С
илкл
Рис. 6. Многоцикловая усталость образцов из сплава ЖС32 с покрытием [МеШ+СДП-41] (70 мкм)+ВСДП-16 (50 г/м2) (□) и без него (■) после испытаний при 900°С
1200°С на базе 500 и 100 ч соответственно приведены на рис. 2. По результатам испытаний наименьшим удельным уносом массы характеризуется покрытие с нитридным барьером [МеМ+СДП-41] (70 мкм)+ВСДП-16 (50 г/м2). Образцы с данным покрытием после испытаний при 1150°С в течение 500 ч имеют привес массы 3,3 г/м2, а при 1200°С через 100 ч наименьший по сравнению с другими покрытиями удельный унос массы 25 г/м2.
Внешний вид поверхности образцов из сплава ЖС32 с защитными жаростойкими слоями и без них после испытании на жаростойкость представлен в табл. 2. Образцы с наибольшим уносом [МеШ+ВСДП-9]+ВСДП-16 и [МеС2+ВСДП-9]+ +ВСДП-16 характеризуются коррозионным разрушением поверхности в результате длительного воздействия высокой температуры.
Микроструктура образцов из сплава ЖС32 с жаростойкими покрытиями после испытаний на изотермическую жаростойкость при температуре 1150°С в течение 500 ч приведена на рис. 3. Все покрытия обеспечили защиту сплава ЖС32 от окисления. Однако наблюдается активная диффузия алюминия из покрытия в сплав, что приводит к образованию под покрытием вторичной реакционной зоны, содержащей ТПУ фазы. Толщина ВЗР и доля ТПУ фаз определяются конструкцией покрытия. Покрытия без барьерных слоев практически утратили многослойную структуру (рис. 3, а, б). Под ними на небольшой глубине сформировалась зона с ТПУ фазами пластинчатой формы. Наименьшие изменения в структуре имеет сплав с покрытиями, содержащими барьерные слои на основе нитридов (рис. 3, в, г). Выделения ТПУ фаз под покрытием
[МеШ+СДП-41]+ВСДП-16 практически отсутствуют. Покрытия с нитридными барьерными слоями сохранили защитные свойства. Покрытия с карбидными барьерными слоями существенно отличаются по микроструктуре. При напылении сплава ВСДП-9, содержащего небольшое количество карбидообразующих элементов (до 10% (по массе) хрома, 1% (по массе) тантала), формирование эффективного композиционного карбидного барьерного слоя не произошло, поэтому после испытаний структуры покрытий ВСДП-9+ВСДП-16 и [МеС2+ВСДП-9]+ВСДП-16 однотипны. Сплав СДП-41 содержит до 12% (по массе) хрома и легирован гафнием, танталом и рением. Это позволило сформировать противодиффузионный барьер на границе «сплав-покрытие» и снизить интенсивность образования вторичной реакционной зоны. Однако жаростойкость самого барьерного слоя, содержащего карбиды металлов, недостаточна при температуре испытаний. Это приводит к окислению барьерного слоя и отслоению жаростойкого покрытия (рис. 3, е).
Исследование эволюции структуры покрытий в процессе испытаний на изотермическую жаростойкость при температуре 1200°С в течение 100 ч (рис. 4) показало аналогичный результат.
По результатам лабораторных высокотемпературных испытаний на жаростойкость наиболее высокими защитными свойствами обладало покрытие [МеМ+СДП-41]+ВСДП-16. Изучено влияние этого покрытия на механические характеристики сплава ЖС32.
Результаты испытаний на длительную прочность образцов из сплава ЖС32 при температуре 1000°С на базе испытаний 10; 100 и 500 ч представлены на рис. 5.
Результаты исследований многоцикловой усталости образцов из сплава ЖС32 с жаростойкими покрытиями и без них при температуре 900°С приведены на рис. 6.
Видно, что покрытие [Ме№+СДП41]+ВСДП-16 не оказывает отрицательного влияния на характеристики длительной и усталостной прочности, указанные в паспорте на сплав ЖС32.
Обсуждение и заключения
Показано, что введение в конструкцию конденса-ционно-диффузионных покрытий композиционных барьерных слоев, содержащих нитриды металлов, повышает жаростойкость покрытий в области температур до 1200°С и препятствует процессу формирова-
ния вторичной реакционной зоны на границе «сплав-покрытие». Наличие нитридного барьера в структуре покрытия значительно снижает диффузию алюминия из внешнего слоя, повышая его жаростойкость, и снижает выделение нежелательной ТПУ фазы.
Установлено, что конденсационно-диффузионное покрытие СДП-41 (М-0-А1-Та^е^-Щ)+ВСДП-16 (А1-№—У) превосходит по жаростойкости при температурах 1150 и 1200°С серийное покрытие ВСДП-9 (№-А1-Сг-Та—У)+ВСДП-16 (А1-№-У).
Покрытие [Ме№+СДП-41] (70 мкм)+ВСДП-16 (50 г/м2) не оказывает отрицательного влияния на длительную прочность сплава ЖС32 при температуре 1000°С на базе испытаний до 500 ч и на предел выносливости при температуре 900°С на базе 2-107 циклов.
ЛИТЕРАТУРА
1. Каблов E.H. Инновационные разработки ФГУП «ВИАМ» ГНЦ РФ по реализации «Стратегических направлений развития материалов и технологий их переработки на период до 2030 года» //Авиационные материалы и технологии. 2015. №1 (34). С. 3-33.
2. Каблов E.H., Петрушин Н.В., Светлов И.Л., Демонис И.М. Никелевые литейные жаропрочные сплавы нового поколения // Авиационные материалы и технологии. 2012. №S. С. 36-52.
3. Жаропрочный сплав на никелевой основе для моно-
кристаллического литья: пат. 2439184 Рос. Федерация; опубл. 05.10.10.
4. Жаропрочный сплав на основе никеля: пат. 2402624
Рос. Федерация; опубл. 16.06.09.
5. Жаропрочный литейный сплав на основе никеля и
изделие, выполненное из него: пат. 2365656 Рос. Федерация; опубл. 30.01.08.
6. Петрушин H.B., Оспенникова О.Г., Висик E.M. и др.
Жаропрочные никелевые сплавы низкой плотности // Литейное производство. 2012. №6. С. 5-11.
7. Каблов E.H., Мубояджян С.А. Жаростойкие и тепло-
защитные покрытия для лопаток турбины высокого давления перспективных ГТД // Авиационные материалы и технологии. 2012. №S. С. 60-70.
8. Матвеев П.В., Будиновский С.А., Мубояджян С.А.,
Косьмин A.A. Защитные жаростойкие покрытия для сплавов на основе интерметаллидов никеля // Авиационные материалы и технологии. 2013. №2. С. 12-15.
9. Kablov E.N., Muboyaifchyan S.A. Heat-resistant coatings
for the high-pressure turbine blades of promising GTES // Russian metallurgy (Metally). 2012. №1. P. 1-7.
10. Будиновский C.A., Матвеев П.В., Смирнов A.A. Исследование жаростойкости литейных жаропрочных никелевых сплавов в области температур 1000-1200°С // Авиационная промышленность. 2014. №2. С. 48-52.
11. Каблов E.H., Мубояджян С.А., Будиновский С.А., Луценко А.Н. Ионно-плазменные защитные покрытия для лопаток газотурбинных двигателей // Металлы. 2007. №5. С. 23-34.
12. Muboyadгhyan S.A., Kablov E.N. Vacuum plasma technique of protective coatings production of complex alloys // Metal Sciens and Heat Treatment. 1995. №2. P. 15-18.
13. S^uki A., Rae C.M.F. Secondary reaction гone formations in coated Ni-base single crystal superalloys // Journal of Physics: Conference Series. 2009. V. 165. P. 78-83.
14. S^uki A., Rae C.M.F., Hobbs R.A., Murakami H. Secondary reaction гone formations in Pt-Aluminised fourth generation Ni-base single crystal superalloys // Advanced Materials Research. 2011. V. 278. P. 78-83.
15. Мубояджян C.A., Будиновский C.A., Гаямов A.M., Матвеев П.В. Высокотемпературные жаростойкие покрытия и жаростойкие слои для теплозащитных покрытий // Авиационные материалы и технологии. 2013. №1. С. 17-20.
16. Будиновский С.А., Мубояджян С.А., Гаямов A.M., Косьмин А.А. Жаростойкие ионно-плазменные покрытия для лопаток турбин из никелевых сплавов, легированных рением // МиТОМ. 2008. №6. C. 31-36.
17. Будиновский С.А., Мубояджян С.А., Гаямов A.M., Степанова С.В. Ионно-плазменные жаростойкие покрытия с композиционным барьерным слоем для защиты от окисления сплава ЖС36-ВИ // МиТОМ. 2011. №1. C. 34-40.
18. Гаямов A.M. Жаростойкое покрытие с композиционным барьерным слоем для защиты внешней поверхности рабочих лопаток ГТД из ренийсодержа-щих жаропрочных никелевых сплавов / В сб. материалов XI Российской ежегодной конф. молодых науч. сотрудников и аспирантов «Физико-химия и технология неорганических материалов». М.: ИМЕТ РАН, 2012. C. 473-475.
19. Гаямов A.M., Будиновский С.А., Мубояджян С.А., Косьмин А.А. Выбор жаростойкого покрытия для жаропрочного никелевого рений-рутенийсодержа-щего сплава марки ВЖМ4 // Труды ВИАМ: электрон. науч.-технич журн. 2014. №1. Ст. 01. URL: http://www.viam-works.ru (дата обращения: 02.03.2015). DOI: 10.18577/2307-6046-2014-0-1-1-1.
