CC BY
32
УДК 629.7.023.224
А.А. Смирнов1, С.А. Будиновский1
АНАЛИЗ ЭВОЛЮЦИИ НОРМАЛЬНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ
В СИСТЕМЕ «СПЛАВ-ПОКРЫТИЕ» В ОБЛАСТИ ТЕМПЕРАТУР ДО 1200°С
Приведены результаты анализа температурных зависимостей нормальных напряжений в поверхности тонкостенной детали из новых жаропрочных никелевых сплавов ВЖМ4, ВЖЛ21 и ВИН3 с различными жаростойкими алюминидными покрытиями разной толщины. Показано, что в области рабочих температур (1100-1200°С) для создания сжимающих напряжений в поверхности, обеспечивающих высокие термостойкость и сопротивление усталости, рекомендуется применять покрытия на основе жаростойких никелевых сплавов систем Ni-Cr—Al—Y и Ni-Al-Cr-Ta-Y с внешним слоем из моноалюминида никеля (NiAl).
Ключевые слова: многослойные жаростойкие покрытия, жаропрочные литейные никелевые сплавы, лопатки турбин, термические напряжения.
Analytical results of a temperature dependence of normal stresses in the surface of thin -walled blades made from new heat-resistant Ni-based alloys VZhM4, VZhL21 and VIN3 with various heat-resistant aluminide coatings of different thicknesses are given. It is recommended to use coatings based on heat -resistant Ni-Cr-Al-Y and Ni-Al-Cr-Ta-Y alloys with the outer layer from nickel monoaluminide (NiAl) to create compressive stresses in their surface providing high thermal stability and fatigue resistance at operating temperatures within 1100-1200°C.
Keywords: multilayer heat-resistant coatings, heat-resistant nickel alloys, turbine blades, thermal stresses.
1 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
Авиационным ГТД свойственны нестационарные режимы работы с многократными переходами от умеренных температур к экстремально высоким при взлете и посадке. При разработке жаростойких покрытий для рабочих лопаток турбин применяется анализ поведения системы «сплав-покрытие» с помощью математических моделей, по которым оценивается уровень различного рода напряжений, возникающих на границе раздела «сплав-покрытие» или в отдельных слоях, входящих в состав многослойных систем. В связи с этим целесообразным является применение аналитических моделей для прогнозирования ряда основных характеристик композиции «сплав-покрытие» при высоких температурах для предварительного выбора направлений разработки новых покрытий [1-4].
Данная работа посвящена выбору многослойного высокотемпературного покрытия для современных жаропрочных никелевых сплавов ВЖМ4, ВЖЛ21 и ВИН3 по результатам анализа величины и знака нормальных напряжений в поверхности тонкостенной детали на основе аналитической модели для определения упругих механических и термических напряжений в многослойной системе.
Материал и методы исследования
Аналитическим методом с помощью математической модели рассчитаны и количественно оценены величины и знаки нормальных упругих
напряжений, возникающих в процессе эксплуатации изделий из современных жаропрочных никелевых сплавов ВЖМ4, ВЖЛ21 и ВИН3 с серийными защитными конденсационно-диффузион-ными покрытиями разной толщины, в рабочем диапазоне температур до 1200°С. Данные жаропрочные сплавы являются разработками ВИАМ и используются в качестве материалов для изготовления турбинных лопаток ГТД:
- ВЖМ4 - сплав на основе никеля, относится к классу рений-рутенийсодержащих монокристаллических жаропрочных никелевых сплавов и предназначен для изготовления монокристаллических лопаток газовых турбин. Сплав рекомендуется к применению в общеклиматических условиях для деталей, эксплуатирующихся длительно при температурах до 1100°С, допускаются кратковременные забросы до 1150°С [5];
- ВЖЛ21 - сплав низкой плотности на основе никеля, относится к классу литейных жаропрочных сплавов и рекомендуется для изготовления турбинных лопаток с поликристаллической структурой, работающих длительно при температурах до 1050°С, допускаются кратковременные забросы до 1100°С;
- ВИН3 - сплав на основе никеля, относится к классу жаропрочных интерметаллидных сплавов и рекомендуется к применению в общеклиматических условиях для изготовления турбинных лопаток с монокристаллической структурой. Материал может эксплуатироваться при температурах до 1200°С, допускаются кратковременные забросы до 1250°С [6].
Защитные покрытия позволяют повысить эксплуатационные характеристики лопаток, изготовленных из этих сплавов, и предотвратить преждевременное разрушение материала охлаждаемой лопатки, связанное со статическими, динамическими и вибрационными механическими нагрузками, в условиях экстремально высоких температур вплоть до 1200°С (материал лопатки без защитных слоев к использованию непригоден) [712]. Исследуемые покрытия наносятся на изделия из никелевых сплавов на промышленной ионно-плазменной установке с автоматизированной системой управления технологическим процессом (АСУ ТП) типа МАП-2 [13-17].
Для выбора типа и конструкции жаростойкого покрытия, работоспособного при температурах до 1200°С, применяется математическая модель для расчета нормальных напряжений в поверхностном слое (под покрытием) тонкостенной детали [18-19]: п
Ео ЛТ X Егхг (а г - а о)
г ) 0 = -^---- , (1)
(1 - Ц)
Ео хо +
п
X ЕгХг
V г=1
где а,- - температурный коэффициент линейного расширения материала покрытия; ад - температурный коэффициент линейного расширения материала подложки; ДТ - разность температур до и после нагрева композиции; с,- - напряжение в ,-ом слое; Е, - модуль упругости материала ,-го слоя; Е0 - модуль упругости материала подложки; ц - коэффициент Пуассона (поскольку для большинства металлов величина коэффициента Пуассона находится в пределах 0,25-0,35, принимаем ее равной 0,35); х, - толщина ,-го слоя.
С учетом изменения показателей модуля упругости и температурного коэффициента линейного расширения материала покрытия, а также модуля упругости и температурного коэффициента линейного расширения ЖС в зависимости от температуры, можно прогнозировать характер изменения упругих напряжений в поверхности подложки для выбранной конструкции покрытия с повышением температуры, а также корректировать состав и толщину слоев покрытия.
Результаты эксперимента и их обсуждение
Проведен расчет температурных зависимостей нормальных упругих напряжений в поверхности подложки толщиной 1 мм из жаропрочных никелевых сплавов ВЖМ4, ВЖЛ21 и ВИН3 с серийными жаростойкими покрытиями на основе сплавов СДП-1 (№-Со-Сг-А1^), СДП-2 (№-Сг-А1^) и ВСДП-9 (№-А1-Сг-Та^) и внешним слоем на основе моноалюминида никеля стехиометриче-ского состава (№А1) и нестехиометрического состава с добавками хрома (№-18А1-8Сг).
При расчете напряжений с применением зависимости (1) использованы паспортные значения модуля упругости (Е) и температурных коэффициентов линейного расширения (а). Значения Е и а для выбранных вариантов покрытий до температуры 1100°С взяты из работ [20, 21] и затем экстраполированы до 1200°С с помощью линий тренда.
Результаты расчета напряжений для монокристаллического сплава ВЖМ4 с жаростойкими двухслойными покрытиями разной толщины представлены на рис 1. Анализ полученных зависимостей величины нормальных напряжений от температуры показывает, что композиции из сплава ВЖМ4 с покрытиями ВСДП-9+№А1 и ВСДП-9+ +(№-18А1-8Сг) с увеличением температуры демонстрируют рост сжимающих напряжений в поверхности подложки с изменением знака напряжения на растягивающие в области температур 300-500 и 600-800°С. Однако величина растягивающих напряжений достаточно мала и имеет место при низких температурах. В области рабочих температур 1000-1200°С уровень сжимающих напряжений достигает 250 МПа для покрытия ВСДП-9+№А1 и 230 МПа - для ВСДП-9+ +(№-18А1-8Сг) (см. рис. 1, а, б). Также стоит отметить зависимость уровня создаваемых нормальных сжимающих напряжений при рабочих температурах 1100-1200°С от толщины слоя ВСДП-9 и внешних алюминидных слоев №А1 и №-18А1-8Сг.
Рассмотрены композиции из сплава ВЖМ4 с покрытиями СДП-1+№А и СДП-1+(№-18А-8Сг) разной толщины. Анализ полученных зависимостей величины нормальных напряжений от температуры показывает достаточно сложных характер изменения напряжений (см. рис. 1, в, г). Стоит отметить скачкообразный рост растягивающих напряжений в области температур 600-800°С, которые для толщины слоя СДП-1, равной 100 мкм, достигают 90 МПа при 800°С. Подобные изменения связаны с фазовыми превращениями, происходящими в сплавах типа СДП-1, где при температурах ниже рабочей может присутствовать с-фаза (СоСг). До 900°С для сплава характерна многофазная структура (Р+у+у'+а) с присутствием с-фазы. С ростом температуры происходят фазовые превращения с формированием в сплаве двухфазной структуры (Р+у), которая сохраняется до 1150°С и более. С уменьшением толщины слоя СДП-1 величина нормальных напряжений значительно меняется, но неизменным остается их знак. После 900°С нормальные напряжения меняют знак с растягивающих на сжимающие, но в области рабочих температур (1100-1200°С) происходит повторная смена знака напряжений на растягивающие вплоть до 1200°С. Особенно ярко это выражено на графике для покрытия СДП-1 толщиной 100 мкм.
Рис. 1. Зависимости нормальных упругих напряжений в поверхности подложки из жаропрочного никелевого сплава ВЖМ4 с покрытиями ВСДП-9+№А1 (а); ВСДП-9+(№-18А1-8Сг) (б); СДП-1+№А1 (в); СДП-1+(№-18А1-8Сг) (г); СДП-2+№А! (д); СДП-2+(№-18А1-8Сг) (е) различной толщины (мкм) от температуры
о)
ВСДП-9(50)+>Г1Л1(50) (о) ВСДП-9(М)+№Л](50} (•)
СДП-1(100>+ХЩ50) (□) СДП-1(1Ю)+МЛ1(50) (я)
СДП-1(50)+№А](30) (о) СДП-1(20)+Ж-и(50) (•)
СДП-2(1«))+МД1(50) (о) СДП-2(1СЮ}+М.У(30) (■)
СДП-2<50)+№АХ;0) (о) сдп-гсвд^мАш (•)
ВСДП-9(1(М>-№-ИД1-8Сг(50) (□) ВСДЬ9(100>ЧГ1-1&АМ&р®) (.) ВСДГЩ50)-\!-ИА1-8СГ(50) (О) ВСДП-ВД0'г^>-18.4^-801(50) (•)
_г)_
СЩЫ(10фЧв->ВА1-5С1(5<Г) (□) СДП-1( |М>-Х1-1 В .-\l-SCrf30; (■) СДП-1(50*Чй-1аЛЬ«С|(Я) (о) СДП-1(20>+М-18А1-8С1(5<1) (•)
сдп-^;о)-К|-1бА1-!С1(;<1) (о) с дп-заон^-' ш-мжя» (.)
Рис. 2. Зависимости нормальных упругих напряжений в поверхности подложки из жаропрочного никелевого сплава ВЖЛ21 с покрытиями ВСДП-9+№А1 (а); ВСДП-9+(№-18А1-8Сг) (б); СДП-1+№А1 (в); СДП-1+(№-18А1-8Сг) (г); СДП-2+№А1 (д); СДП-2+(№-18А1-8Сг) (е) различной толщины (мкм) от температуры
Рис. 3. Зависимости нормальных упругих напряжений в поверхности подложки из жаропрочного никелевого сплава ВИН3 с покрытиями ВСДП-9+№А1 (а); ВСДП-9+(№-18А1-8Сг) (б); СДП-1+№А1 (в); СДП-1+(№-18А1-8Сг) (г); СДП-2+№А1 (д); СДП-2+(Ni-18Al-8Cr) (е) различной толщины (мкм) от температуры
Композиции сплава ВЖМ4 с покрытиями из сплава СДП-2 с №А1 и №-18А1-8Сг разной толщины представлены на рис. 1, д, е. Характер изменения нормальных напряжений с ростом температуры схож для всех рассмотренных толщин внешнего алюминидного слоя, но имеет количественную разницу в уровне создаваемых сжимающих напряжений. При температурах 0-400°С нормальные напряжения являются практически нулевыми, далее наблюдается увеличение уровня сжимающих напряжений вплоть до 600°С. В температурном диапазоне 600-700°С происходят смена знака и небольшой рост растягивающих напряжений. Далее с 700 до 1100°С сжимающие напряжения возрастают и достигают своего максимума: 225 и 210 МПа - для композиций СДП-2 (100 мкм)+№А1 (50 мкм) и СДП-2 (100 мкм)+ +(№-18А1-8Сг (50 мкм)).
Результаты расчета напряжений для сплава ВЖЛ21 с жаростойкими двухслойными покрытиями разной толщины представлены на рис. 2. Анализ полученных зависимостей величины нормальных напряжений от температуры показывает, что композиции из сплава ВЖЛ21 с покрытиями ВСДП-9+МА1 и ВСДП-9+(№-18А1-8Сг) при температуре от 0 до 300°С характеризуются нулевыми напряжениями, от 300 до 600°С - напряжения растяжения достигают 25 МПа, от 600 до 1200°С -происходит плавный рост напряжений сжатия, значения которых достигают 360-370 МПа для покрытий ВСДП-9 (100 мкм)+№А1 (50 мкм) и ВСДП-9 (100 мкм)+(Ni-18A1-8Cr (50 мкм)) (см. рис. 2, а, б).
Зависимости нормальных упругих напряжений от температуры для композиций из сплава ВЖЛ21 с покрытиями СДП-1+№А1 и СДП-1+(М-18А1-8Сг) разной толщины представлены на рис. 2, в, г. До 300°С напряжения равны нулю, от 300 до 800°С - растут напряжения растяжения, достигая 115 МПа для покрытий сДп-1 (100 мкм)+№А1 (50 мкм) и СДП-1 (100 мкм)+(№-18А1-8Сг (50 мкм)). От 800 до 1000°С напряжения релакси-руют до нулевых значений, и начинается рост напряжений сжатия, значения которых достигают 150 МПа при 1200°С.
Зависимости нормальных упругих напряжений от температуры для композиций из сплава ВЖЛ21 с покрытиями СДП-2+МА1 и СДП-2+(М-18А1-8Сг) разной толщины представлены на рис. 2, д, е. Напряжения практически равны нулю до 800°С, имеют место изменение знака и незначительные изменения уровня нормальных напряжений. От 800 до 1200°С растут напряжения сжатия, достигая 365 и 350 МПа для покрытий СДП-2 (100 мкм)+№А1 (50 мкм) и СДП-2 (100 мкм)+(№-18А1-8Сг (50 мкм)) соответственно.
Результаты расчета напряжений для жаропрочного интерметаллидного сплава ВИН3 с жаростойкими двухслойными покрытиями разной толщины представлены на рис. 3. Анализ получен-
ных зависимостей величины нормальных напряжений от температуры показывает, что композиции из сплава ВИН3 с покрытиями ВСДП-9+№А1 и ВСДП-9+(№-18А1-8Сг) при температурах до 700°С характеризуются почти нулевыми напряжениями, от 700 до 1200°С - происходит плавный рост напряжений сжатия, значения которых достигают 270 и 250 МПа для покрытий ВСДП-9 (100 мкм)+№А1 (50 мкм) и ВСДП-9 (100 мкм)+ +(№-18А1-8Сг (50 мкм)) соответственно (см. рис. 3, а, б).
Зависимости нормальных упругих напряжений от температуры для композиций из сплава ВИН3 с покрытиями СДП-1+МА1 и СДП-1+(М-18А1-8Сг) разной толщины представлены на рис. 3, в, г. До 600°С напряжения практически равны нулю, от 600 до 800°С - растут напряжения растяжения, достигая 85 МПа для покрытий СДП-1 (100 мкм)+ +№А1 (50 мкм) и СДП-1 (100 мкм)+(№-18А1-8Сг (50 мкм)). От 800 до 1000°С напряжения релакси-руют до нулевого значения, и начинается рост напряжений сжатия, максимум которых достигается при 1100°С и составляет 90 и 70 МПа для покрытий СДП-1 (20 мкм)+№А1 (50 мкм) и СДП-1 (20 мкм)+(№-18А1-8Сг (50 мкм)) соответственно.
Зависимости нормальных упругих напряжений от температуры для композиций из сплава ВИН3 с покрытиями СДП-2+№А1 и СДП-2+(№-18А1-8Сг) разной толщины представлены на рис. 3, д, е. Напряжения практически нулевые до 500°С - для покрытия СДП-2+МА1 и до 200°С - для покрытия СДП-2+(№-18А1-8Сг). Затем до 1100°С наблюдается рост напряжений сжатия, которые достигают 250 и 230 МПа для покрытий СДП-2 (100 мкм)+ +№А1 (50 мкм) и СДП-2 (100 мкм)+(№-18А1-8Сг (50 мкм)) соответственно.
Таким образом, анализ эволюции нормальных упругих напряжений, возникающих в поверхности никелевых сплавов ВЖМ4, ВЖЛ21 и ВИН3 для рабочих лопаток турбин под жаростойкими а люминидными покрытиями, позволяет сделать следующие выводы:
- покрытия СДП-2+NiA1 и ВСДП-9+МА1 обеспечивают создание в поверхности подложки из сплавов ВЖМ4, ВЖЛ21 и ВИН3 сжимающих напряжений при рабочих температурах 1000-1200°С, характерных для турбин высокого давления современных авиационных ГТД;
- серийное многокомпонентное конденсированное покрытие типа СДП-1 не рекомендуется для применения в области высоких температур, так как в силу особенностей своего элементного и фазового состава стимулирует увеличение растягивающих нормальных напряжений в поверхно-с ти защищаемого сплава с ростом температуры в области 600-800°С;
- показано преимущество формирования на поверхности покрытия слоя моноалюминида никеля стехиометрического состава (№А1) по сравнению с нестехиометрическим составом с добавками
хрома (№-18А1-8Сг). В среднем для всех сплавов с выбранными покрытиями СДП-2 и ВСДП-9 уровень нормальных упругих напряжений, создаваемых в процессе эксплуатации материала с покрытиями при рабочих температурах 1000-1200°С, с внешним слоем из №А1, был на 25 МПа выше, чем при использовании внешнего слоя из
№-18А1-8Сг. Также данные значения показывают, каков будет уровень напряжений в покрытии при его длительной эксплуатации, если слой покрытия будет обеднен А1 из-за неизбежных диффузионных процессов взаимодействия материала основы сплава с нанесенным конденсационно-диффузионным слоем покрытия.
ЛИТЕРАТУРА
1. Ray A.K. Crack propagation studies and bond coat proper-
ties in thermal barrier coatings under bending //Bulletin Material Science. 2001. V. 24. №2. Р. 203-209.
2. Moskal G. Measurement of residual stress in plasma-
sprayed TBC with a gardient of porosity and chemical composition //Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering. 2007. V. 23. №2. Р. 31-34.
3. Hsueh C.H., Fuller E.R. Analytical modeling of oxide
thickness effects on residual stresses in thermal barrier coatings //Scripta materials. 2000. V. 42. №8. Р. 781-787.
4. Taymaz I. Comparison of thermal stresses developed in
Al2O3-SG, ZrO2-(12% Si+Al) and ZrO2-SG thermal barrier coating systems with Ni-Al, Ni-Cr-Al-Y and Ni-Co-Cr-Al-Y interlayer materials subjected to thermal loading //Surface and Coatings Technology. 1999. №116-119. Р. 690-693.
5. Каблов Е.Н., Петрушин Н.В., Светлов И.Л., Демо-нис И.М. Никелевые литейные жаропрочные сплавы нового поколения //Авиационные материалы и технологии. 2012. №S. С. 36-52.
6. Базылева О.А., Аргинбаева Э.Г., Туренко Е.Ю. Жаропрочные литейные интерметаллидные сплавы //Авиационные материалы и технологии. 2012. №S. С. 57-60.
7. Каблов Е.Н., 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 А.А. Защитные жаростойкие покрытия для сплавов на основе интерметаллидов никеля //Авиационные материалы и технологии. 2013. №2. С. 12-15.
9. Мубояджян С.А., Александров Д.А., Горлов Д.С. Нанослойные упрочняющие покрытия для защиты стальных и титановых лопаток компрессора ГТД //Авиационные материалы и технологии. 2011. №3. С. 3-8.
10. Будиновский С.А., Мубояджян С.А., Гаямов А.М., Степанова С.В. Ионно-плазменные жаростойкие покрытия с композиционным барьерным слоем для защиты от окисления сплава ЖС36ВИ //МиТОМ. 2011. №1. С. 34-40.
11. Гаямов А.М. Жаростойкое покрытие с композиционным барьерным слоем для защиты внешней поверхности рабочих лопаток ГТД из ренийсодержа-щих жаропрочных никелевых сплавов /В сб. XI Российская ежегодная конференция молодых науч-
ных сотрудников и аспирантов «Физико-химия и технология неорганических материалов». М.: ИМЕТ РАН. 2012. C. 473-475.
12. Мубояджян С.А., Александров Д.А., Горлов Д.С., Егорова Л.П., Булавинцева Е.Е. Защитные и упрочняющие ионно-плазменные покрытия для лопаток и других ответственных деталей компрессора ГТД //Авиационные материалы и технологии. 2012. №S. С. 71-81.
13. Мубояджян С.А., Будиновский С.А., Гаямов А.М., Матвеев П.В. Высокотемпературные жаростойкие покрытия и жаростойкие слои для теплозащитных покрытий //Авиационные материалы и технологии. 2013. №1. С. 17-20.
14. Способ обработки поверхности металлического изделия: пат. 2368701 Рос. Федерация; опубл. 27.09.2009.
15. Каблов Е.Н., Мубояджян С.А. Теплозащитные покрытия для лопаток турбины высокого давления перспективных ГТД //Металлы. 2012. №1. С. 5-13.
16. Способ нанесения комбинированного жаростойкого покрытия: пат. 2402633 Рос. Федерация; опубл. 31.03.2009.
17. Будиновский С.А., Мубояджян С.А., Гаямов А.М., Косьмин А.А. Жаростойкие ионно-плазменные покрытия для лопаток турбин из никелевых сплавов, легированных рением //МиТОМ. 2008. №6. С. 31-36.
18. Будиновский С.А., Каблов Е.Н., Мубояджян С.А. Применение аналитической модели определения упругих напряжений в многослойной системе при решении задач по созданию высокотемпературных жаростойких покрытий для рабочих лопаток авиационных турбин //Вестник МГТУ им. Н.Э. Баумана. Сер. «Машиностроение». 2011. №SP2. С. 26-37.
19. Будиновский С.А. Применение аналитической модели определения упругих механических и термических напряжений в многослойной системе в решении задач по созданию жаростойких алюминидных покрытий //Упрочняющие технологии и покрытия. 2013. №3. С. 3-11.
20. Забродина Н.В. Сплавы на основе алюминидов никеля для защитных конденсационных покрытий лопаток турбин авиационных ГТД: Автореф. дис. к.т.н. М.: ВИАМ. 1988. 26 с.
21. Haynes J.A., Pint B.A., Wright I.G. Compaiison of thermal expansion and oxidation behavior of various high-temperature coating materials and superalloys //Materials at high temperatures. 2004. №21(2). Р. 87-94.
