CC BY
91
термостабильна по сравнению со структурой сплава ВКНА-4УР при равной наработке при испытаниях.
Для обеспечения требуемого ресурса изделия необходима дальнейшая доработка как конструкции узла, так и сплава ВКНА-4У MOHO в части повышения термостойкости, жаростойкости и способов нанесения покрытий.
ЛИТЕРАТУРА
1. Структура и свойства интерметаллидных материалов с нанофазным упрочнением. /Под ред. E.H. Каблова и Ю.Р. Колобова. М.: МИСиС. 2008. 328 с.
2. Базылева O.A., Аргинбаева Э.Г., Туренко Е.Ю. Жаропрочные литейные интерметаллид-ные сплавы /В сб.: «Авиационные материалы и технологии»: Юбилейный науч.-техн. сб. (приложение к журналу «Авиационные материалы и технологии»). М.: ВИАМ. 2012. С. 57-60.
3. Каблов E.H., Оспенникова О.Г., Базылева O.A. Материалы для высокотеплонагруженых газотурбинных двигателей //Вестник МГТУ им. Н.Э. Баумана. Сер. Машиностроение. 2011. С. 13-19.
4. Каблов E.H. Литые лопатки газотурбинных двигателей. М.: МИСиС. 2001. 632 с.
5. Герасимов В.В., Висик Е.М. Технологические аспекты литья деталей горячего тракта ГТД из интерметаллидных никелевых сплавов типа ВКНА с монокристаллической структурой //Литейщик России. 2012. №2. С. 19-23.
УДК 669.715:620.193
В.П. Жиликов, С.А. Каримова, С.С. Лешко, Д.В. Чесноков
ИССЛЕДОВАНИЕ ДИНАМИКИ КОРРОЗИИ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ ПРИ ИСПЫТАНИИ В КАМЕРЕ СОЛЕВОГО ТУМАНА (КСТ)
При испытании алюминиевых сплавов в КСТ установлено, что динамика их коррозионных потерь во времени аналогична динамике седиментации хлоридов и зависит от марки сплава (химического состава).
На сплавах, подверженных питтинговой коррозии, наблюдается наибольшая седиментация хлоридов и, соответственно, максимальные коррозионные потери, на сплавах с равномерной коррозией - меньшая седиментация хлоридов и минимальные коррозионные потери.
Ключевые слова: алюминиевые сплавы, коррозионные потери, седиментация хлоридов, питтинговая коррозия.
Известно, что хлориды являются мощным стимулирующим фактором коррозии металлов при эксплуатации в морских условиях [1-5]. При испытании в КСТ происходит ускорение процесса коррозии, хотя характер ее, как правило, не меняется. В зависимости от вида и марки материала, полуфабриката и термообработки коррозия протекает с разной скоростью, которая зависит не только от химического и фазового состава сплава, но и от скорости седиментации хлоридов и от удержания их на поверхности [6]. В связи с этим было проведено исследование восьми алюминиевых сплавов различного химического состава и сопоставлена динамика их коррозионного процесса с количеством хлоридов, удерживаемых на поверхности образцов в течение всего времени испытаний.
Испытания проводили на листовых образцах алюминиевых сплавов Д16-Т, В95-Т2, 1370-Т, 1424-ТГ1, АМгб, 1441-Т, В-1461-Т, 1330-Т размером 50x40x2 мм в КСТ в соответствии с ISO 9227 в течение 10, 30, 60, 90 и 120 сут. После каждого периода испытаний образцы кипятили в 0,5 л дистиллированной воды и с помощью иономера И-160МИ определяли количество хлорид-ионов, перешедших в раствор. Затем образцы выдерживали в 30%-ном растворе азотной кислоты для удаления продуктов коррозии и определяли потери массы.
На рис. 1, а представлена диаграмма изменения скорости седиментации хлоридов на исследованных сплавах в зависимости от продолжительности испытаний. В первом приближении зависимости близки к линейной, коэффициенты детерминации
R2
имеют высокие значения (табл. 1).
1200
«
о ч к а о
о
е
о
<а
о
800
400
б)
40
л о
ё
а о
G
100
" 60
20 0
о У
—»-—
80
120
П р о д о л ж и т е л ь н о ст ь
0 40 80
и с п ы т а н и й, сут
120
Рис. 1. Количество хлоридов (а), осажденных и удерживаемых на алюминиевых сплавах, и динамика коррозионных потерь (б) в зависимости от продолжительности испытания в КСТ: о - Д16-Т; □ - В95-Т2; ◊ - 1441-Т; А - 1370-Т; • - 1461-Т; ■ - АМгб; ♦ - 1424-ТГ1; ▲ - 1330-Т
0
Таблица 1
Уравнения регрессии алюминиевых сплавов по данным поверхностной концентрации хлоридов _при испытании в КСТ_
Сплав Уравнение регрессии Коэффициент детерминации R2
Д16-Т mCl=216,25+5,83x 0,94
В95-Т2 mCl=2,28+4,45x 0,86
1441-Т mCl=-0,94+2,69x 0,88
1370-Т mCl=103,54+0,9x 0,62
1461-Т mCl=35,0+1,2x 0,89
АМгб mCl=33,5+0,25x 0,98
1424-ТГ1 mCl=26,49+0,14x 0,84
1330-Т mCl=17,82+0,11x 0,99
Наименьшее количество хлоридов отмечено на сплавах 1424-ТГ1, 1330-Т, АМгб. Начальная концентрация осажденных хлоридов на этих сплавах минимальна (от 19 до 30 г/м2) и по мере увеличения продолжительности испытания до 120 сут возрастает незначительно (коэффициент Ь в уравнениях регрессии (см. далее общий вид уравнения) составляет от 0,11 до 0,25). На остальных сплавах наблюдается большая поверхностная концентрация хлоридов, которая возрастает в ряду: 1461-Т^Т370-Т^Т441-ТГ1^В95-Т2^-Д16-Т и достигает для двух последних сплавов значений (при 120 сут выдержки): 625 и 964 мг/м2 соответственно.
Рассмотренная разница в поверхностной концентрации хлоридов на различных алюминиевых сплавах непосредственно связана с коррозионным поведением сплавов. На рис. 1, б приведена диаграмма зависимости коррозионных потерь алюминиевых сплавов во времени, которая идентична по динамике процесса картине, полученной на рис. 1, а.
Исследованные сплавы имеют различные химический и фазовый составы, что оказывает неодинаковое влияние на морфологию поверхности при коррозионном воздействии (рис. 2). Сплавы 1424-ТГ1, 1330-Т и АМгб имеют малое содержание меди (от 0,1 до 0,4%), и в них отсутствует неустойчивая фаза СиА12. Поэтому на этих сплавах имеет место равномерная коррозия глубиной от 0,2 до 0,3 мм/год. На протяжении всего времени испытаний количество хлоридов, осажденных в начальный период времени (10 сут), остается практически постоянным. Вероятно, на ровной поверхности удержание хлоридов сверх определенного количества затруднено из-за их осыпания и смыва.
Д16-Т
В95-Т2 1441-Т
¡. ♦ ит
5 • • • .
•
- ~ -
Сплавы: 1370-Т 1461-Т
АМгб 1330-Т 1424-ТГ1
Рис. 2. Внешний вид образцов алюминиевых сплавов после испытаний в КСТ в течение 10 (а) и 120 сут (б)
Другая картина наблюдается на сплавах Д1б-Т, В95-Т2, 1441-Т, 1370-Т, 1461-Т. Указанные сплавы содержат в своем составе большое количество меди (от 0,б-1,4% в сплаве 1370-Т до 3,8-4,9% - в сплаве Д1б-Т) и соответственно фазу СиА12. На этих сплавах уже в первые 10 сут испытаний появляется питтинговая коррозия, которая со временем увеличивается как по числу питтингов, так и по их глубине и площади (см. рис. 2).
Наличие питтингов и неравномерный рельеф поверхности способствуют удержанию хлоридов. Количество удерживаемых хлоридов находится в соответствии с
площадью и глубиной питтингов: у сплава 1461-Т они наименьшие и составляют макси-22 мально 0,2 мм и 0,3 мм соответственно, у сплава Д16-Т - наибольшие (2,5 мм и 0,6 мм).
Представляло интерес выяснить ускоряющее влияние испытаний в КСТ по сравнению с натурными условиями умеренно теплого морского климата. С этой целью были получены данные коррозионных потерь исследованных алюминиевых сплавов после 3 лет экспозиции на открытой площадке ГЦКИ (г. Геленджик).
Коэффициент ускорения Ку определяется как отношение времени испытаний в натурных условиях тн ко времени ускоренных испытаний ту в КСТ, соответствующем тем же коррозионным потерям, т. е.
Ку = — ИЛИ Тн=Ту Ку.
Значение ту находим из уравнений регрессии Аш=а+Ьху при испытании в КСТ. В табл. 2 представлены данные, полученные для исследованных сплавов.
Таблица 2
Уравнения регрессии алюминиевых сплавов по данным потери массы при испытании в КСТ
Сплав Уравнение регрессии Коэффициент детерминации Я2
Д16-Т Аш=18,36+0,6т 0,927
В95-Т2 Аш=-2,65+0,4т 0,978
1441-Т Аш=-1,08+0,3х 0,977
1370-Т Аш=10,7+0,18т 0,972
1461-Т Аш=0,59+0,12т 0,968
АМг6 Аш=0,28+0,02х 0,996
1424-ТГ1 Аш=0,86+0,02х 0,969
1330-Т Аш=1,1+0,04х 0,988
Аш- а Ашу-а т„-Ь
Тогда ту=—г—, а тн=ку—т—, откуда Ку =-
Ь н у Ь "" ' у Ашу-а
Заменяем Ашу на Ашн, приравняв коррозионные потери за время ускоренных испытаний в КСТ к потерям при натурных испытаниях за определенное время тн, получаем
К = УЬ
Ку=1-.
Ашн - а
На основе этого уравнения были получены коэффициенты ускорения коррозии в КСТ по отношению к натурным условиям ГЦКИ для исследованных алюминиевых сплавов, представленные в табл. 3.
Коэффициенты уравнения Ку для алюминиевых сплавов
Таблица 3
Сплав Д16-Т В95-Т2 1441-Т 1370-Т 1461-Т АМг6 1330-Т 1424-ТГ1
Коэффициент Ку 51,9 15,3 12,5 11,4 8,3 3,0 2,6 1,02
Как видно, Ку зависит от марки материала, связан с его химическим составом и определяется интенсивностью процесса (коэффициент уравнения Ь) и начальной скоростью коррозии (коэффициент а), т. е. расположением прямой по отношению к оси абсцисс. Возможно дать предварительную ориентировочную оценку коррозионного поведения алюминиевого сплава на более длительный срок в соответствии с уравнением:
Ашн=
К
а (г/м ).
Коррозия алюминиевых сплавов в морских условиях зависит не только от химического и фазового состава, но также от скорости осаждения и способности удержания хлоридов на поверхности материала.
На основе ускоренных испытаний в КСТ и сравнительно коротких испытаний (не более года) в натурных условиях можно дать предварительную ориентировочную оценку коррозионной стойкости алюминиевого сплава на длительный срок эксплуатации.
ЛИТЕРАТУРА
1. Панченко Ю.М., Шувахина Л.А., Михайловский Ю.Н. Зависимость скорости атмосферной коррозии металлов от климатических условий районов Дальнего Востока //Защита металлов. 1986. Т. 20. №6. С. 851-863.
2. Стрекалов П.В. Нахождение корреляционных связей между ветровым режимом и количеством выносимых морских аэрозолей //Защита металлов. 1988. Т. 24. №6. С. 976-980.
3. Жирнов А.Д., Стрекалов П.В., Каримова С.А., Жиликов В.П., Тарараева Т.И., Мищен-ков E.H. Сезонная динамика процесса коррозии металлов на береговой зоне Черного моря //Коррозия: материалы, защита. 2007. №8. С. 23-29.
4. Хохлатова Л.Б., Колобнев Н.И., Антипов В.В., Каримова С.А., Рудаков А.Г., Оглодков М.С. Влияние коррозионной среды на скорость роста трещины усталости в алюминиевых сплавах //Авиационные материалы и технологии. 2011. №1. С. 16-20.
5. Панченко P.M., Стрекалов П.В., Жиликов В.П., Каримова С.А., Березина Л.Г. Зависимость коррозионной стойкости сплава Д16 от закаленности и метеопараметров приморской атмосферы //Коррозия: материалы, защита. 2011. №8. С. 1-12.
6. Михайлов A.A., Жирнов А.Д., Жиликов В.П., Сулуева М.Н., Каримова С.А., Тарараева Т.И., Чесноков Д.В., Андрющенко Т.А. Коррозивность приморских атмосфер /В сб. докладов 7-й науч. конф. по гидроавиации «Гидроавиасалон-2008». Ч. 1. С. 299-306.
УДК 620.193
В.П. Жиликов, B.C. Рылъников
ВЛИЯНИЕ ЛЕГИРОВАНИЯ НА КОРРОЗИОННУЮ СТОЙКОСТЬ ОЛОВА В 3%-ном РАСТВОРЕ NaCl
Исследовано влияние на коррозионную стойкость олова различных легирующих элементов в 3%-ном растворе NaCl. Положительное влияние оказывают добавки висмута, сурьмы, меди, отрицательное - свинца, цинка, индия и кадмия.
Ключевые слова: коррозионная стойкость олова, легирующие элементы, висмут, сурьма, медь.
Олово широко применяется в различных отраслях промышленности для лужения стальных и медных деталей. В качестве припоя в чистом виде оно применяется значительно реже, так как не отвечает необходимому сочетанию технологических и физико-механических свойств. Кроме того, чистому олову присуще так называемое явление «оловянной чумы», когда при низкой температуре происходит его разрушение путем перехода из аллотропической модификации Р в модификацию а с увеличением объема [1]. Поэтому для пайки применяются оловянно-свинцовые припои (ПОССу 61-05, П0С-90 и др.) или припои, дополнительно легированные медью, серебром, сурьмой и другими элементами (ВПр6, ВПр9, ВПр35 и др.). Все эти припои имеют различную коррозионную стойкость в зависимости от состава легирующих элементов.
Наибольшей коррозии металлические материалы подвержены в приморской атмосфере, где наличие хлоридов является мощным стимулирующим фактором [2, 3], поэтому исследования проводились в 3%-ном растворе NaCl.
На рис. 1 приведены кривые изменения во времени стационарных потенциалов бинарных сплавов в 3%-ном растворе NaCl. Металлы, кривые которых расположены выше кривой олова, должны «разблагораживать», ниже - облагораживать олово. Однако это влияние проявляется только при определенном, чаще всего при сравнительно
