CC BY
23
УДК 620.178.3:539.434
Л. В. Кравчук, Р. И. Куриат, К. П. Буйских, Е. А. Задворный, С. Г. Киселевская
ИССЛЕДОВАНИЕ МЕХАНИЗМОВ ТЕРМОУСТАЛОСТНОГО ПОВРЕЖДЕНИЯ МАТЕРИАЛОВ С ПОКРЫТИЯМИ ДЕТАЛЕЙ ГТД
Рассмотрены результаты анализа механизмов термоусталостного повреждения материалов с покрытиями деталей ГТД с учетом влияния термонапряженного состояния.
Введение
Важнейшими факторами, влияющими на работоспособность и исчерпание ресурса элементов газотурбинных двигателей (ГТД) являются факторы, которые особо проявляются при работе на переходных режимах и влияют на процессы термомеханического усталостного повреждения [1-3]. Принципиальным является установление закономерностей влияния эксплуатационных, технологических и конструкционных факторов на характер повреждения материала и уменьшение несущей способности (исчерпания ресурса) конструкционных элементов, в том числе с защитными покрытиями, на произвольных временных участках наработки до возникновения и в процессе распространения микро- и макродефектов (трещин усталости и термоусталости). При этом следует учитывать, что поверхностные слои практически во всех случаях являются областями максимального проявления повреждающего действия температурно-силовых и коррозионно-эрозион-ных факторов.
Краткий анализ состояния вопроса и постановка задачи
Изучению закономерностей повреждения поверхностных слоев конструкционных элементов ГТД в процессе эксплуатации на этапе, как до возникновения трещины, так и в процессе ее зарождения и роста посвящено ряд работ [1, 2, 4-8]. В работе [1] показаны особенности влияния структуры, технологии изготовления и защитных покрытий на характеристики прочности. Дана классификация трещин и зависимость их кинетики от различных факторов. Основные закономерности формирования характеристик поверхностного слоя, связанные с состоянием финишной обработки элементов ГТД, рассмотрены в работе [4]. В работе [5] показано, что направленная кристаллизация сплавов ЖС26-ВИ, ЖС32-ВИ, по сравнению с объемной кристаллизацией, способствует измельчению их структурных составляющих, снижению дендритной ликвации и повышению термоустойчивости. В работе [6] представлены технологические особеннос-
ти, описана микроструктура, фазовый состав и данные по длительной прочности и ползучести НК-сплавов. Процессы образования поверхностного поврежденного слоя и новых фаз по границам зерен и кинетика трещин термической усталости на моделях лопаток ГТД исследованы в работе [7]. Кинетика коррозионных процессов направленно-кристаллизованных (НК) жаропрочных сплавов на основе никеля исследовалась в работе [8]. Изучались диффузионные процессы в окис-ной пленке сплавов в ненапряженном и напряженном состояниях с целью создания модели механизмов диффузии. На рис. 1 представлены морфология поверхностного окисленного слоя образцов из сплава ОТБ-111 в ненагруженном состоянии при температуре 982 °С с выдержкой 312 ч на воздухе, и в таблице 1 приведен элементный состав окисленных поверхностных слоев [8].
Представленные на рис. 2 данные об окислении поверхностного слоя сплава ОТБ-111 при температуре 982 °С с выдержкой 100 ч свидетельствуют, что в среде Н^ поврежденный слой в 1,7 раза толще, чем на воздухе.
Цель данной работы состояла в анализе механизмов термоусталостного повреждения материалов деталей ГТД с учетом влияния защитных покрытий на термонапряженное состояние элементов конструкций.
Рис. 1. Зоны поверхностного окисленного слоя на образцах из сплава ОТБ-111 в ненагруженном состоянии при температуре 982 °С с выдержкой 312 ч на воздухе
1 — исходный материал, 2 — зона, обедненная у'-фазой, 3 — внутренний окисный слой, 4 — внешний окисный слой, 5 — матрица
© Л. В. Кравчук, Р. И. Куриат, К. П. Буйских, Е. А. Задворный, С. Г. Киселевская, 2009 ISSN1727-0219 Вестник ддвигателестроения № 1/2009
Таблица 1 — Элементный состав поверхностного окисленного слоя на образцах из сплава GTD-111
Элемент Матрица, атомные % Обедненная у'-фазой зона, атомные % Внутренний окисный слой, атомные % Внешний окисный слой, атомные %
C 23,9 - - -
Al 6,4 11,1 17,7 3,6
Ti 4,9 2,8 2,2 6,1
Cr 7,5 7,1 3,8 22,2
Co 6,3 8,4 5,3 -
Ni 50,4 55,4 34,2 -
W 0,7 1,0 - -
O - 14,2 36,8 68,2
Рис. 2. Окисление поверхностного слоя сплава GTD-111 при температуре 982 °С с выдержкой 100 ч
а — в среде H2S, б — на воздухе
Работа комплексно построена таким образом: определялось термонапряженное состояние элементов конструкций с покрытиями; экспериментально исследовались элементы конструкций с покрытиями на газодинамическом стенде Института проблем прочности им. Г.С. Писаренко НАН Украины; исследовались механизмы повреждения жаропрочных сплавов на никелевой основе различной кристаллической структуры, фазовый состав, морфология поверхностного деградированного слоя и концентрация элементов жаропрочных сплавов после испытаний в высокотемпературном газовом потоке; устанавливались зависимости степени повреждения деградированного слоя от уровня термонапряженного состояния.
Решение задачи и результаты
Расчеты по определению пространственного теплового и напряженно-деформированного состояния исследуемых образцов проводились с использованием пакета прикладных программ «SPACE» [9]. Для моделирования условий эксплуатации элемента конструкции ГТД были выбраны клиновидные образцы [10], моделирующие кромку лопатки ГТД. Основой для анализа кинетики теплового и НДС материала являлись
результаты термометрирования объектов исследования при стендовых испытаниях по фиксированным режимам термоциклирования. Распределение коэффициентов теплообмена по поверхности образца для различных моментов времени и изменение температуры на кромке образцов с различной длиной хорды (27, 43 и 57 мм) в цикле показаны на рис. 3 и рис. 4.
Рис. 3. Распределение коэффициентов теплообмена по поверхности образца
1 — 4-10 с, 2 — 11-20 с, 3 — 25-60 с, 4 — 70-90 с цикла
Рис. 4. Изменение температуры на кромке образца в цикле
1 — L = 27 мм, 2 — L = 43 мм, 3 — L = 57 мм
Расчет термических напряжений показывает, что применение защитных покрытий приводит к снижению уровня напряжений (рис. 5) как в полуцикле нагрева (сжимающие напряжения), так и в полуцикле охлаждения (растягивающие напряжения), что является важным с точки зрения дальнейшего рассмотрения вопросов зарождения и развития трещин. Необходимо отметить, что учет остаточных напряжений при проведении расчетов является весьма существенным (рис. 6). В случае, если не учитывать технологию нанесения покрытий, можно получить незначительное снижение уровня сжимающих и повышение растягивающих напряжений в полуцикле охлаждения, которые оказывают значительное влияние на процесс развития трещины.
На следующем этапе работы были выполнены исследования структуры и элементного состава поверхностного деградированного слоя образцов из сплава ЖС6Ф в двух состояниях (монокристаллическом и направленно-кристаллизованном) после определенной наработки в высокотемпературном газовом потоке с максимальной температурой на кромке Т = 1020 °С при двух уровнях размаха термических напряжений:
450
эао
■150
о
-150 ■300 ■450
№
1,
1^2
35
та
\.С.
Рис. 5. Напряженное состояние на кромке образца из сплава ЖС6У без покрытия
1 — Ь = 27 мм, 2 — Ь = 43 мм, 3 — Ь = 57 мм
Рис. 6. Напряженное состояние в покрытии №-Со-Сг-Л1-У на кромке образца из сплава ЖС6У с учетом остаточных напряжений
1 — Ь = 27 мм, 2 — Ь = 43 мм, 3 — Ь = 57 мм
2ста = 450 МПа и 2 аа = 680 МПа, а также изучена деградация поверхностного слоя и изменение свойств материала в области термоусталостной трещины, возникшей в наиболее напряженной зоне клиновидного образца. В качестве критерия оценки интенсивности необратимых изменений в поверхностных слоях была принята глубина деградированного слоя, которая зависит как от температурно-временных факторов, так и от величины действующих термических напряжений.
На испытанных в высокотемпературном газовом потоке клиновидных образцах определяли концентрацию основного элемента N1, а также легирующих элементов Сг, Со, Мо, образующих с никелем у- твердый раствор, и элементов Л1, Т1, №, Щ образующих с никелем интерме-таллидную у' -фазу. Было установлено, что деградированный поверхностный слой состоит из простых окислов и шпинелей, поскольку в наружном слое, по сравнению с внутренним слоем, происходит заметное снижение концентрации никеля от 50 вес. % до 22,9 вес. % и, соответственно, повышение кислорода от 17,3 вес. % до 35,9 вес. %.
Распределение легирующих элементов по глубине деградированного поверхностного слоя крайне неравномерно. Анализ кривых распределения элементного состава показывает, что на поверхности клиновидного образца наблюдается тенденция к снижению концентрации N1 (в 1,8 раз) и Со (в 2 раза) по сравнению с их содержанием в матрице сплава. Что касается изменения концентрации Со внутри деградированного слоя, наблюдается его увеличение к поверхности до 4,1 вес. % в наружном слое по сравнению с 1,2 вес. % во внутреннем слое. При более низких напряжениях 2ста=450 МПа концентрация N1, Сг и Со выше, чем при более высоких напряжениях 2ста = 680 МПа (рис. 7).
Для выработки представлений о прочностном поведении поверхностного слоя и его потенциального влияния на процессы повреждения необходимо учитывать результаты исследования микротвердости различных зон деградированного слоя. Изменение микротвердости по глубине поврежденного слоя определяли при малых нагрузках — 0,2 Н. Из приведенных на рис. 8 результатов видно, что микротвердость деградированного слоя существенно выше микротвердости матрицы сплава. При более высоких уровнях напряжений в наружном слое она составляет 8,9......9,2 ГПа, при более низких уровнях напряжений — 6,8......8,1 ГПа
по сравнению с микротвердостью матрицы сплава. Микротвердость внутреннего подслоя составляет при более высоких напряжениях — 4,68 ГПа, при более низких — 7,44 ГПа. На границе деградированного слоя и матрицы находится осветленная нетравящаяся область, обедненная выделениями у' - фазы, где значения микротвердости 2......3 ГПа близки к микротвердости сплава.
1727-0219 Вестник ддвигателестроения № 1/2СЮ9
— 47 —
Рис. 7. Микроструктура и элементный состав поверхностного деградированного слоя на сплаве ЖС6Ф после 2300 циклов при Т = 1020 °С, 2аа = 450 МПа (а, кривая 1) и 2а = 680 МПа (б, кривая 2)
1 — наружный слой, 2 — внутренний слой, 3 — обедненная у'-фазой зона, 4 — приповерхностный слой матрицы,
5 — матрица
Ьги
Рис. 8. Изменение микротвердости по глубине поверхностного деградированного слоя в сплаве ЖС6Ф при Т = 1020 °С, 2ааП=П450 МПа (1) и 2аа = 680 МПа (2)
Заключение
Исследование термонапряженного состояния деталей ГТД с защитными покрытиями показало, что наличие покрытий приводит к уменьшению уровня напряжений в материале основы, а, следовательно, к повышению термоциклической долговечности.
Анализ результатов исследования фазового состава, структуры поверхностного деградированного слоя и концентрации элементов направленно-кристаллизованного жаропрочного сплава после испытаний в высокотемпературном газовом потоке показал наличие зависимости степени повреждения деградированного слоя от уровня термических напряжений.
При исследовании реального напряженно-деформированного состояния материала изделий в наиболее опасных областях должна быть предусмотрена возможность учета различия в свойствах между деградированным поверхностным слоем и матрицей сплава, что имеет важное значение в процессе анализа напряженно-деформированнно-го состояния (НДС) материала изделий, как основы прочностных расчетов.
Перечень ссылок
1. Гецов Л. Б. Материалы и прочность деталей газовых турбин / Л. Б. Гецов. — М. : Недра, 1996. — 591 с.
2. Термическая усталость материалов в условиях неоднородного термонапряженного состояния / [Г. Н. Третьяченко, Л. В. Кравчук, Р. И. Куриат и др.]. — Киев : Наук. думка, 1985. — 278 с.
3. Guedou J. Y. Thermomechanical fatigue of turbo-engine blade superalloys / J. Y. Guedou // Thermomechanical fatigue behavior of materials, eds. H. Sehitolgu. — ASTM STP 1186, Philadelphia, 1993. — P. 157—175.
4. Технологическое обеспечение эксплуатационных характеристик деталей ГТД / [В. А. Богуслаев, Ф. М. Муравченко, П. Д. Же-манюк и др.] // Лопатки компрессора и вентилятора. — Ч. 1. — Запорожье : ОАО « Мотор Сич», 2003. — 296 с.
5. Процессы кристаллизации, структура и свойства отливок из никелевых жаропрочных сплавов / [Э. И. Цивирко, П. Д. Жеманюк, В. В. Клочихин и др.] // Металловедение и термическая обработка металлов. — 2001. — № 10. — С. 13—17.
6. Каблов Е. Н. Жаропрочность никелевых сплавов / Е. Н. Каблов, Е. Р. Голубовский. — М. : Машиностроение, 1998. — 464 с.
7. Исследование необратимых процессов в поверхностных слоях материала моделей лопаток ГТД при термическом нагружении в газовом потоке / [Г. Н. Третьяченко, Л. В. Кравчук, Р. И. Куриат и др. ] // Пробл. прочности. — 1980. — № 8. — С. 3—6.
8. Ali P. Gordon Corrosion kinetics of a directionally solidified Ni-base superalloy / Ali P. Gordon, Matthew D. Trexler, Richard W. Neu, Thomas J. Sanders Jr, David L. McDowell // Acta Materialia. — 2007. — Vol. 55.— P. 3375—3385.
9. Програмне забезпечення «Тривимiрне скшченноелементне моделювання теплового i термонапруженого стану елеменпв маши-нобудiвних конструкцш (SPACE)» / Система сертифжацп УкрСЕПРО. Сертифжат ввдповвдносп № UA1.017.0084261-02. — 2002.
10. бдина система захисту ввд корози та старш-ня. Метали, сплави, покриття жаростшы. Метод випробувань на високотемпературну корозда та термовтому в потощ продукпв горшня палива : ДСТУ 23.6794. — [Чинний ввд 25-02-94]. — 27 с.
Поступила в редакцию 25.06.2008
Розглянуто результати aHanisy Mexam3Mie термовтомного пошкодження Mamepianie з покриттями деталей ГТДз урахуванням впливу термонапруженого стану.
The paper interprets the results of analysis of the mechanisms of thermal and fatigue damage of coated materials used for gas turbine engine components, with the thermostressed state influence taken into consideration.
ISSN1727-0219 Вестник двигателестроения № 1/2009
— 49 —
