CC BY
70
УДК 620.197:669.017.165
Д.С. Горлов1, Д.А. Александров1, О.В. Заклякова1, Е.Н. Азаровский1
ИССЛЕДОВАНИЕ ВОЗМОЖНОСТИ ЗАЩИТЫ ИНТЕРМЕТАЛЛИДНОГО ТИТАНОВОГО СПЛАВА ОТ ФРЕТТИНГ-ИЗНОСА ПУТЕМ НАНЕСЕНИЯ ИОННО-ПЛАЗМЕННОГО ПОКРЫТИЯ
DOI: 10/18577/2307-6046-2018-0-4-51 -58
Приведены исследования фреттингостойкости и жаростойкости покрытий, нанесенных вакуумно-дуговым методом на установке МАП-3 и магнетронным среднечастотным осаждением на установке SEO-TEC К71 - «Квадро».
Показаны зависимости удельного изменения массы образцов из интерметаллидного сплава Ti2AlNb с покрытиями и без них после испытаний на жаростойкость при температуре 700°С на базе 150 ч.
Оптимальным комплексом свойств обладают покрытия, нанесенные вакуумно-дуговым методом при распылении литого трубного катода из нихрома (Ni-Cr) с подачей в камеру напыления реакционного газа азота и ацетилена.
Ключевые слова: интерметаллид титана, ионно-плазменные покрытия, вакуумно-дуговое нанесение, магнетронное осаждение, фреттинг, фреттинг-износ, жаростойкость, металлография, микрорентгеноспектральный анализ.
D.S. Gorlov1, D.A. Alexandrov1, O. V. Zaklyakova1, E.N. Azarovskiy1
INVESTIGATION OF THE POSSIBILITY OF PROTECTION
OF INTERMETALLIC TITANIUM ALLOY
AGAINST FRETTING WEAR BY ION-PLASMA COATING
This article presents a study of the fretting resistance and heat resistance of coatings applied by vacuum-arc method on the installation of MAP-3 and magnetron mean-frequency deposition on the SEO-TEC K71 - «Quadro».
Dependences of specific mass change of samples of intermetallic titanium alloy Ti2AlNb with and without coatings after tests for heat resistance at a temperature of 700°C on the basis of 150 people are shown.
The optimal complex of properties of coatings deposited by vacuum arc spraying method at the cast tube cathodes made of nichrome (Ni-Cr) is supplied into the chamber spraying the reaction gas of nitrogen and acetylene.
Keywords: titanium intermetallic compounds, ion-plasma coatings, vacuum-arc coating, magnetron deposition, fretting, fretting wear, heat resistance, metallography, microrentgen-spectral analysis.
^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: [email protected]
Введение
Во время эксплуатации детали газотурбинных двигателей (ГТД) подвергаются воздействиям высоких температур, больших растягивающих напряжений, действиям агрессивных сред и знакопеременных нагрузок при вибрации. При этом возникающие усталостные разрушения деталей в основном связаны (до 84% случаев) с повреждениями
контактных поверхностей. Анализируя причины отказов узлов и агрегатов ГТД в ходе их длительной эксплуатации, а также результатов стендовых испытаний, пришли к выводу, что основной причиной зарождения большинства усталостных дефектов, приводящих к разрушению, является фреттинг. Под общим термином фреттинг принято понимать развитие следующих процессов: фреттинг-износ, фреттинг-коррозия и фреттинг-усталость [1-3].
В настоящее время существуют различные конструктивные и технологические способы защиты контактных поверхностей от фреттинга. К технологичным способам можно отнести нанесение различных типов упрочняющих покрытий. Основной задачей покрытия по снижению фреттинга является способность к многократному деформированию без значительного разрушения под действием контактных и сдвиговых сил без образования продуктов износа, а также высокая стойкость материала к воздействию окислительной среды. На современных отечественных предприятиях по производству ГТД для защиты замков лопаток вентилятора применяется покрытие из технического серебра, наносимое гальваническим способом, для компрессора - твердосмазочное покрытие типа ВАП-2. Данные покрытия повышают долговечность деталей в 1,5-2,0 раза. Кроме того, для уменьшения фреттинг-износа широко применяют гальванические покрытия на никель-кадмиевой и кадмиевой основе, а также слои меди, золота и олова. Основой эффективности применения защитных покрытий является наличие жертвенного слоя из менее прочного, но пластичного материала, что приводит к уменьшению напряжений и деформаций в узле трения. Этот слой выполняет функции смазочного материала, а также предохраняет материал от воздействия кислорода и развития фрет-тинг-коррозии. При этом будет увеличиваться фактическая площадь зоны контакта, снижаться удельное давление и, как следствие, интенсивность износа [4-7].
Среди различных способов нанесения защитных и упрочняющих покрытий на контактирующие поверхности для предотвращения фреттинга наиболее технологичными являются вакуумно-плазменные и ионно-имплантационные технологии обработки, а также их комбинации. Преимущества этих технологий наиболее полно используют при изготовлении ответственных деталей ГТД и лопаток турбин паровых энергетических установок из титановых сплавов, работающих в условиях высоких температур, давлений и агрессивных сред. Во ФГУП «ВИАМ» разработана вакуумно-плазменная технология высоких энергий (ВПТВЭ), позволяющая наносить защитные и упрочняющие ионно-плазменные покрытия для защиты конструкционных материалов, в том числе интерметаллидов титана [8-11].
Перспективным классом материалов для изготовления деталей современных авиационных двигателей с максимальной рабочей температурой в диапазоне от 600 до 700°С и высокими удельными прочностными характеристиками (жаропрочности и жаростойкости) являются деформируемые сплавы на основе орторомбического алюмини-да титана Т^АШЪ, которые разработаны специалистами ФГУП «ВИАМ» и известны как орто-сплавы [12-14].
Цель данной работы - исследование использования ионно-плазменных покрытий для защиты интерметаллидного сплава Т^АШЪ от фреттинг-износа и повышения жаростойкости композиции «покрытие-сплав».
Работа выполнена в рамках стратегического направления 17. «Комплексная антикоррозионная защита, упрочняющие, износостойкие защитные и теплозащитные покрытия», комплексная проблема 17.3. «Многослойные жаростойкие и теплозащитные покрытия, наноструктурные упрочняющие эрозионные 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») [15].
Материалы и методы
Покрытия наносили вакуумно-дуговым методом на ионно-плазменной установке МАП-3 и магнетронным среднечастотным осаждением на магнетронной установке SEO-TEC К71 - «Квадро».
Внешний вид промышленной ионно-плазменной установки МАП-3 для вакуумно-дугового нанесения и магнетронной установки SEO-TEC К71 - «Квадро» для магнетронного среднечастотного осаждения представлен на рис. 1.
Рис. 1. Внешний вид промышленной ионно-плазменной установки МАП-3 для вакуумно-дугового нанесения (а) и магнетронной установки SEO-TEC К71 - «Квадро» для магнетронного среднечастотного осаждения (б)
Согласно СТО 1-595-2-507-2016 исследование фреттинг-износа проводили на универсальном трибометре CETR UMT-3MT с использованием привода R33HE1000 для возвратно-поступательного движения. Режимы испытания на фреттинг-износ: амплитуда колебаний 300 мкм, температура испытаний 20 и 700°С, нагрузка 10 Н, частота относительных колебаний 13 Гц, длительность 105 циклов или 128 мин.
Для оценки триботехнических свойств интерметалида титана с ионно-плазменными покрытиями и без них в паре с жаропрочным никелевым сплавом выбран метод «пальчик-по-пластине», в котором пальчик трется по двигающемуся возвратно-поступательно образцу в виде пластины.
В качестве образцов для контроля фреттинг-износа использовали пластины (25^43 мм) из интерметаллидного сплава Ti2AlNb с нанесенными покрытиями и без них и контртела из жаропрочного никелевого сплава, представлявшего собой цилиндрические пальчики 02 мм.
Испытания на жаростойкость проводили согласно ГОСТ 6130-71 при температуре 700°С на базе 150 ч в муфельной печи LE 14/11 фирмы Nberhterm в воздушной среде. В качестве образцов использовали диски из интерметаллидного сплава Ti2AlNb диаметром 14 и толщиной 2,5 мм.
Исследование микроструктуры образцов интерметаллидного сплава Ti2AlNb с ионно-плазменными покрытиями в исходном состоянии и после испытаний на жаростойкость проводили на металлографическом оптическом микроскопе Olympus GX 51 с цифровой системой обработки изображения. Для выявления микроструктуры изготовленные микрошлифы протравливали в 3%-ном растворе плавиковой кислоты.
Исследование локального химического состава образцов с покрытиями и без них после испытаний на жаростойкость при температуре 700°С на базе 150 ч проводили на сканирующем растровом электронном микроскопе (РЭМ) Inspect F50 фирмы FEI (США) с использованием энергодисперсионного анализатора (EDS/ЭДА).
Результаты и обсуждение
В качестве объектов исследования рассматривали несколько вариантов покрытий, нанесенных на образцы в виде пластин (для испытаний на фреттинг-износ) и дисков (для испытаний на жаростойкость).
Покрытия конструировали таким образом, чтобы получить композицию из пластичной, жаростойкой матрицы с равномерно распределенными частицами твердой фазы (карбидов или нитридов), с чередованием более твердых слоев с более мягкими слоями относительно друг друга, полученными при плазмохимической реакции на поверхности образцов.
Покрытия наносили вакуумно-дуговым методом при распылении литого трубного катода из нихрома (Ni-Cr) с подачей в камеру напыления газообразного азота и ацетилена. Наносили также нанослойное покрытие системы «нитрид титана/нитрид хрома» (TiN/CrN) при распылении составного катода, состоящего из хрома марки Х99Н1 и титана марки ВТ1-0, при одновременной подаче газообразного азота.
Методом магнетронного среднечастотного осаждения наносили покрытие системы «нитрид титана/нитрид алюминия» (TiN/AlN). Осаждение покрытия TiN/AlN проводили послойно путем отключения и включения рабочих мишеней из титана марки ВТ1-0 и алюминия марки А99 при достижении заданного времени напыления каждого слоя в отдельности с одновременной подачей газообразного азота [16].
Перед нанесением ионно-плазменных покрытий проводили подготовку поверхности образцов виброобработкой в круговом вибраторе.
Известно, что ионно-плазменные покрытия при значительной толщине снижают прочность конструкционных материалов при испытании на многоцикловую усталость, поэтому нанесение проводили по отработанным технологическим режимам для формирования покрытий с толщиной не более 25 мкм.
После напыления образцов из них изготавливали поперечные микрошлифы с нанесенными покрытиями. Установлено, что толщина покрытий, нанесенных вакуум-но-дуговым методом и методом магнетронного осаждения, составляет в среднем от 10 до 20 мкм. Средняя толщина покрытий систем (Ni-Cr)C и (Ni-Cr)N составила 20 мкм; 18 мкм - для покрытий системы TiN/CrN; 10 мкм - для покрытия системы TiN/AlN, нанесенного магнетронным способом.
Результаты испытаний на фреттинг-износ образцов из интерметаллидного сплава Ti2AlNb с покрытиями систем (Ni-Cr)C, (Ni-Cr)N, TiN/CrN при вакуумно-дуговом осаждении и TiN/AlN при магнетронном среднечастотном нанесении, а также сплава без покрытий приведены на рис. 2 в виде гистограмм суммарного линейного износа и коэффициентов трения при температурах 20 и 700°С.
Установлено, что при испытаниях на фреттинг-износ при температуре 20°С наименьший суммарный линейный износ в 20 мкм показал образец из интерметаллид-ного сплава Ti2AlNb с покрытием системы TiN/CrN толщиной 18 мкм. Далее располагаются образцы с покрытиями (Ni-Cr) C и (Ni-Cr)N толщиной 20 мкм и образец из ин-терметаллидного сплава Ti2AlNb без покрытия с линейным суммарным износом 30 мкм. Самый большой линейный суммарный износ (40 мкм) показал образец с покрытием системы TiN/AlN при нанесении магнетронным осаждением.
Самый низкий суммарный линейный износ в 70 мкм при испытаниях при температуре 700°С показали образцы из интерметаллидного сплава Ti2AlNb с покрытиями систем (Ni-Cr)C и (Ni-Cr)N толщиной 20 мкм. Образцы интерметаллидного сплава Ti2AlNb без покрытия и с покрытиями систем TiN/CrN и TiN/AlN показали суммарный линейный износ в паре с контртелом из жаропрочного никелевого сплава 200 мкм.
Одновременно с измерением суммарного линейного износа измеряли коэффициент трения в зоне контакта контртела и образца с покрытием и без него.
Рис. 2. Результаты испытаний на фреттинг-износ образцов из интерметаллидного сплава Ti2AlNb без покрытия и с покрытиями систем (Ni-Cr)C, (Ni-Cr)N, TiN/CrN при вакуумно-дуговом осаждении и TiN/AlN при магнетронном среднечастотном нанесении в виде гистограмм суммарного линейного износа (Z; ■, ■) и коэффициентов трения (COF; ■, ■) при температурах 20 и 700°С соответственно
Самое минимальное значение коэффициента трения (0,3) при испытаниях при температуре 20°С показал образец из интерметаллидного сплава Ti2AlNb с покрытием системы TiN/AlN при взаимодействии с контртелом из никелевого жаропрочного сплава. Далее следует вариант покрытия системы (Ni-Cr)N и образец из интерметаллидного сплава Ti2AlNb без покрытия (0,6). Самый большой коэффициент трения, равный 0,7, показали варианты покрытий систем (Ni-Cr)C и TiN/CrN.
При испытаниях на фреттинг-износ при температуре 700°С самый низкий коэффициент трения (0,06) показал образец из интерметаллидного сплава Ti2AlNb с контртелом из никелевого жаропрочного сплава. Далее варианты покрытий с возрастающими значениями коэффициента трения располагаются в следующей последовательности -покрытия систем: TiN/CrN (0,1); TiN/AlN (0,2); (Ni-Cr)N (0,3); (Ni-Cr)C (0,4).
Для контроля стойкости нанесенных покрытий к высокотемпературному окислению проведены испытания на жаростойкость при температуре 700°С на базе 150 ч. Зависимость удельного изменения массы образцов из интерметаллидного сплава Ti2AlNb с покрытиями и без них при испытаниях на жаростойкость при температуре 700°С на базе 150 ч приведена на рис. 3.
Рис. 3. Зависимость удельного изменения массы образцов из интерметаллидного сплава Ti2AlNb без покрытия (♦) и с покрытиями систем (Ni-Cr)C (■), (Ni-Cr)N (A), TiN/CrN (X) и TiN/AlN (•) при испытаниях на жаростойкость при температуре 700°С на базе 150 ч
Показано, что высокой жаростойкостью при температуре 700°С на базе 150 ч обладает композиция интерметаллидного сплава Т12Л1№ с покрытием системы Т1К/СгК - удельное изменение массы Дда=1,2 г/м ; у образцов с покрытием систем:
2 о
(№-Сг)К - Дда=2,2 г/м и (№-Сг)С - Дт=2,6 г/м ; у образца интерметаллидного сплава Т12Л1№ без покрытия - Дда=7,4 г/м , а самую низкую жаростойкость показал образец с
о
покрытием Т1МЛШ - Дда=19,4 г/м2.
Для анализа изменения микроструктуры интерметаллидного сплава Т12Л1№ с покрытиями и без них, после проведения испытаний на жаростойкость изготавливали микрошлифы. Микроструктуры образцов из интерметаллида титана с покрытиями и без них после испытаний на жаростойкость при температуре 700°С на базе 150 ч представлены на рис. 4.
а) 6) в)
Рис. 4. Микроструктуры (*500) образцов из интерметаллидного сплава Т12Л1КЬ без покрытия (а) и с покрытиями систем (№-Сг)С (б), (№-Сг)К (в), ТК/СШ (г) и Т1К/ЛВД (д) после испытаний на жаростойкость при температуре 700°С на базе 150 ч
Показано, что после проведения испытаний на жаростойкость при температуре 700°С на базе 150 ч в микроструктуре образцов интерметаллидного сплава Т12ЛШЬ без покрытия и с покрытием системы ^К/АШ выявлена зона взаимодействия толщиной 20 мкм, аналогичная зона выявлена на образцах с покрытиями систем (№-Сг)С и толщиной 6 мкм. В микроструктуре образца из интерметаллидного сплава Т12Л1№ с покрытием системы TiN/CrN зоны взаимодействия не обнаружено. Покрытие не имело отслоений и деградации.
Для объяснения полученных результатов испытаний на жаростойкость использовали металлографические исследования покрытий и микрорентгеноспектральный анализ с целью выбора защиты интерметаллидного сплава Т12Л1№ от окисления.
С помощью металлографических исследований установлено наличие измененного поверхностного слоя в образце из интерметаллидного сплава Т12Л1№ на глубине 20 мкм от поверхности границы раздела «материал-атмосфера». Данные микрорентге-носпектральнного анализа показали наличие в этом слое кислорода. На образце из интерметаллидного сплава Т12Л1№ с покрытием системы TiN/CrN кислород определяется
в покрытии на глубине 3 мкм от поверхности раздела «покрытие-атмосфера». Под покрытием диффузионной зоны не обнаружено.
На образцах из интерметаллидного сплава Ti2AlNb с покрытиями систем (Ni-Cr)C и (Ni-Cr)N наличие кислорода под покрытием не обнаружено, но обнаружено наличие никеля на глубине 2 мкм от границы раздела «сплав-покрытие». По-видимому, это вызвано диффузионной подвижностью атомов никеля из покрытия в интерметаллид титана. Наличие светлой зоны на микрошлифах, возможно, является подтверждением образования соединений никеля и титана.
На образце из интерметаллидного сплава Ti2AlNb с покрытием системы TiN/AlN присутствие кислорода обнаружено по всей толщине покрытия, а также на глубине 20 мкм под покрытием в сторону к металлической поверхности.
Заключения
Исследовали фреттингостойкость и жаростойкость ионно-плазменных покрытий различных составов толщиной от 10 до 20 мкм, нанесенных вакуумно-дуговым методом на установке МАП-3 и магнетронным среднечастотным осаждением на установке SEO-TEC К71 - «Квадро» при плазмохимическом синтезе.
Показано, что наименьший суммарный линейный износ (20 мкм) при температуре 20°С показал образец с покрытием системы TiN/CrN толщиной 18 мкм, а при температуре 700°С образцы с покрытиями систем (NiCr)C и (NiCr)N толщиной 20 мкм в паре с контртелом из жаропрочного никелевого сплава показали линейный износ 70 мкм. Образец интерметаллидного сплава Ti2AlNb без покрытия в паре с жаропрочным никелевым сплавом показал суммарный линейный износ 30 мкм при температуре 20°С и 200 мкм при 700°С.
Самый низкий коэффициент трения показал образец из интерметаллидного сплава Ti2AlNb в паре с жаропрочным никелевым сплавом при температуре 700°С, который равен 0,06, а самый высокий, равный 0,7, показали варианты покрытий систем (Ni-Cr)C и TiN/CrN при температуре 20°С.
Исходя из полученных результатов можно заключить, что оптимальным комплексом свойств обладает покрытие системы (Ni-Cr)N толщиной 20 мкм, которое повышает фреттингостойкость интерметаллидного сплава Ti2AlNb в 2,8 раза.
Высокую жаростойкость интерметаллидному сплаву Ti2AlNb при температуре 700°С на базе 150 ч обеспечивает покрытие системы TiN/CrN с удельным изменением массы 1,2 г/м , самую низкую - композиция с покрытием системы TiN/AlN с привесом 19,4 г/м . Интерметаллидный сплав Ti2AlNb без покрытий показал среднее значение удельного изменения массы, равное 7,42 г/м2.
С помощью микрорентгеноспектрального анализа и металлографических исследований выявлена склонность интерметаллидного сплава Ti2AlNb к образованию аль-фированного слоя толщиной до 20 мкм после испытаний при температуре 700°С на базе 150 ч.
При использовании покрытий систем (Ni-Cr)C и (Ni-Cr)N на интерметаллидном сплаве Ti2AlNb при температуре 700°С на базе 150 ч под покрытием происходит образование зоны соединений никеля и титана толщиной до 6 мкм.
Проведенные исследования показали принципиальную возможность использования ионно-плазменных покрытий для защиты интерметаллидного сплава Ti2AlNb от фреттинг-износа и повышения жаростойкости при рабочих температурах.
ЛИТЕРАТУРА
1. Смыслов А.М., Селиванов К.С. Разработка и исследование технологических методов повышения фреттинг-стойкости рабочих лопаток из титановых сплавов // Вестник УГАТУ. Сер.: Машиностроение. T. 9. №1 (19). C. 77-83.
2. Каблов Е.Н., Оспенникова О.Г., Базылева О.А. Материалы для высокотеплонагруженных деталей газотурбинных двигателей // Вестник МГТУ им. Н.Э. Баумана. Сер.: Машиностроение. 2011. № SP2. С. 13-19.
3. Каблов Е.Н. Литые лопатки газотурбинных двигателей. Сплавы, технологии, покрытия. 2-е изд. М.: Наука, 2006. С. 531-534.
4. 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.
5. Горлов Д.С., Скрипак В.И., Мубояджян С.А., Егорова Л.П. Исследование фреттинг-износа твердосмазочного, шликерного и ионно-плазменного покрытий // Труды ВИАМ: электрон. науч.-технич. журн. 2017. №3. Ст. 07. URL: http://www.viam-works.ru (дата обращения: 12.03.2018). DOI: 10.18577/2307-6046-2017-0-3-7-7.
6. Лесневский Л.Н. Фреттинг-коррозия покрытий типа «твердая смазка» в экстремальных условиях эксплуатации // Вестник научно-технического развития. 2009. №2 (18). С. 31-35.
7. Путырский С.В., Арисланов А.А., Артеменко Н.И., Яковлев А.Л. Различные методы повышения износостойкости титановых сплавов и сравнительный анализ их эффективности применительно к титановому сплаву ВТ23М // Авиационные материалы и технологии. 2018. №1. С. 19-24. DOI: 10.18577/2071-9240-2018-0-1-19-24.
8. Мубояджян С.А., Будиновский С.А. Ионно-плазменная технология: перспективные процессы, покрытия, оборудование // Авиационные материалы и технологии. 2017. №S. С. 39-54. DOI: 10.18577/2071-9140-2017-0-S-39-54.
9. Каблов Е.Н., Мубояджян С.А., Будиновский С.А., Помелов Я.А. Ионно-плазменные защитные покрытия для лопаток газотурбинных двигателей // Конверсия в машиностроении. 1999. №2. С. 42-47.
10. Сибилева С.В., Козлова Л.С. Обзор технологий получения покрытий на титановых сплавах плазменным электролитическим оксидированием // Авиационные материалы и технологии. 2016. №S2 (44). С. 3-10. DOI: 10.18577/2071-9140-2016-0-S2-3-10.
11. Селиванов К.С., Галиакбаров Р.Ф. Повышение фреттинг-стойкости деталей машин комплексной вакуумной плазменной обработкой // Авиационно-космическая техника и технология. 2011. №7 (84). С. 29-32.
12. Каблов Е.Н., Ночовная Н.А., Панин П.В., Алексеев Е.Б., Новак А.В. Исследование структуры и свойств жаропрочных сплавов на основе алюминидов титана с микродобавками гадолиния // Материаловедение. 2017. №3. С. 3-10.
13. Антипов В.В. Перспективы развития алюминиевых, магниевых и титановых сплавов для изделий авиационно-космической техники // Авиационные материалы и технологии. 2017. №S. С. 186-194. DOI: 10.18577/2071-9140-2017-0-S-186-194.
14. Новак А.В., Алексеев Е.Б., Иванов В.И., Дзунович Д.А. Изучение влияния параметров закалки на структуру и твердость интерметаллидного титанового орто-сплава ВТИ-4 // Труды ВИАМ: электрон. науч.-технич. журн. 2018. №2. Ст. 05. URL: http://www.viam-works.ru (дата обращения: 12.03.2018). DOI: 10.18577/2307-6046-2018-0-2-5-5.
15. Каблов Е.Н. 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. DOI: 10.18577/2071-9140-2015-0-1-3-33.
16. Курзина И.А., Попова Н.А., Никоненко Е.Л. и др. Формирование наноразмерных интерме-таллидных фаз в условиях имплантации ионами алюминия титановых мишеней // Известия РАН. Сер.: Физическая. 2012. Т. 76. №1. С. 74-78.
