CC BY
19
МЕТАЛЛУРГИЯ ГРАНУЛ. КОМПОЗИЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ
УДК 621.77-419
КОНСТРУИРОВАНИЕ СОЕДИНЕНИЙ РАЗНОРОДНЫХ ЖАРОПРОЧНЫХ СПЛАВОВ ДЛЯ БИМЕТАЛЛИЧЕСКИХ БЛИСКОВ ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНЫХ ГАЗОВЫХ ТУРБИН МЕТОДОМ ГИП
Л.А. Магеррамова, канд. техн. наук, Т.П. Захарова, Е.П. Кратт, канд. техн. наук (ФГУПЦИАМ им. П.И. Баранова, e-mail: mag@ciam.ru)
Обсуждены вопросы выбора предварительной обработки методом ГИП монокристаллических отливок, освещено влияние технологического цикла изготовления биметаллического блиска на длительную прочность и малоцикловую усталость материала лопаток. На основе экспериментальных исследований биметаллических образцов и расчетных оценок прочности биметаллических моделей и рабочих колес даны рекомендации по конструированию зоны соединения лопаток с дисковой частью блиска.
Ключевые слова: газотурбинные двигатели, ГИП, биметаллический блиск, конструирование.
Design of Dissimilar Superalloy Joints for High-Temperature Gas-Turbine Bimetallic Blisks via the HIP Technique. L.A. Magerramova, T.P. Zakharova, Ye.P. Kratt.
Problems of the choice of preliminary HIPing of single crystal castings are discussed, the effect of production process of bimetallic blisks on creep rupture life and low-cycle fatigue of blade material is covered. Based on the results of testing bimetallic specimens and strength analysis of bimetallic models and impellers, recommendations with respect to design of the blade-to-disk joint zone have been mad
Key words: gas-turbine engines, HIP, bimetallic blisk, design.
Введение
Рабочие колеса газовых турбин эксплуатируются в условиях действия высоких нагрузок и температур, имеющих нестационарный, циклический характер вследствие эволюций самолета. Рабочее колесо турбины неравномерно прогревается по радиусу. Поэтому требования к материалам диска и лопаток различны. Материал диска должен обладать высоким сопротивлением малоцикловой усталости и развитию трещин при умеренной температуре, а в ободной части, работающей при более высокой температуре, кроме того, и длительной прочностью. Материалы лопаток должны иметь высокое сопротивление ползучести и многоцикловой усталости.
Лопатки изготавливают методом направленной кристаллизации и монокристального литья из жаропрочных никелевых сплавов по традиционной технологии, принятой в производстве, после чего их подвергают термической обработке. Последняя предназначена для формирования упрочняющей /-фазы требуемых размеров и морфологии, снижения коэффициентов ликвации основных легирующих элементов и снижения уровня объемных напряжений в отливках. Последующая обработка отливок с монокристаллической структурой из жаропрочных никелевых сплавов горячим изостатическим прессованием (ГИП) обеспечивает устранение усадочных микропор или уменьшение до допустимого уровня их размера и количества. Следствием такой обра-
ботки является повышение механических свойств материала отливок с монокристаллической структурой и служебных характеристик самих отливок. Диски рабочих колес турбин изготавливают из гранулируемых жаропрочных сплавов на никелевой основе методом ГИП, который позволяет получать крупногабаритные детали с размерной точностью и сложностью на уровне точного литья и свойствами деформированного материала.
Традиционный подход к конструированию рабочих колес турбин , основанный на приме -нении замковых соединений лопаток с диском, не дает возможности совершенствования конструкций в направлении все возрастающих требований повышения ресурса, уменьшения массы и эффективности двигателя в целом.
ГИП позволяет соединить монокристаллические лопатки с дисковой частью из гранулируемого сплава в неразъемную конструкцию. Как показали многочисленные исследования и зарубежный опыт, изготовление таких рабочих колес - биметаллических блисков -имеет ряд преимуществ перед замковыми соединениями и является перспективным для рабочих колес турбин.
После изготовления лопатки подвергают газостатированию с целью устранения возможных литейных дефектов. При этом механические свойства его улучшаются.
Затем в процессе соединения изготовленных и прошедших собственную термообработку лопаток с дисковой частью они подвергаются дополнительному воздействию температур и давлений, при которых осуществляется ГИП. При этом претерпевают некоторые изменения микроструктура и механические характеристики лопаточного материала.
Обеспечение оптимального сочетания свойств дисковой и лопаточных частей, а также прочности соединения разнородных мате -риалов возможно лишь при использовании компромиссной термической обработки биметаллических блисков.
Выбор предварительной обработки ГИП монокристаллических отливок
Сплав ЖС32 с направленной и монокристаллической структурой обладает высокой термической стабильностью, обеспечиваемой
введением в его состав рения и тантала, обладающих низкой диффузионной подвижностью в процессе эксплуатации при высоких температурах.
Проведено сравнение двух видов обработок отливок из лопаточного сплава ЖС32 монокристаллической структуры (табл. 1). Для сплава ЖС32 температура растворения у'-фа-зы составляет 1276 °С, а температура локального оплавления 1310 °С.
После обработки по стандартному и модифицированному режимам все вырезанные из заготовок образцы перед испытаниями были термически обработаны по стандартному режиму: нагрев в вакууме при температуре 1280 ± 5 °С, выдержка 75 мин, охлаждение потоком аргона. После обработки в образцах не выявлено остаточных усадочных микропор и рекристаллизованных зерен в структуре монокристалла (рис. 1).
Результаты испытания механических свойств образцов и лопаток, обработанных
Таблица 1 Режимы обработки отливок из сплава ЖС32
Режим обработки
Стандартный Модифицированный
Нагрев до 950-1075 °С, давление 100-150 МПа, выдержка 1-2 ч Нагрев до 1035 ± 10 °С, давление 135 ± 5 МПа, выдержка 1,5 ч
Нагрев до Т на 10-50 °С меньше температуры полного растворения у'-фазы, подъем давления до 150-200 МПа, выдержка 1-3 ч Подъем Т до 1250 ± 10 °С, давления до 160 ± 5 МПа, выдержка 2 ч; охлаждение в газостате 1,5-2 ч
Рис. 1. Микропористость образцов до (а) и после (б) ГИП
-Ф-
-Ф-
МЕТАЛЛУРГИЯ ГРАНУЛ. КОМПОЗИЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ
Таблица 2 Результаты испытания механических свойств образцов с монокристаллической структурой из сплава ЖС32
Режим обработки Температура испытания, °С ств, МПа ст0,2' МПа 8, %
Модифицированный 20 1000 1143-1187 678-692 942-963 657-673 10.0-17,5 20.1-27,6
Стандартный 20 1000 965-980 667-675 900-914 647-656 7,4-8,6 19,3-24,4
по предлагаемому способу и способу прототипа, приведены в табл. 2.
Таким образом, применение предлагаемого способа обработки отливок с монокристаллической структурой из жаропрочных никелевых сплавов горячим изостатическим прессованием привело к устранению усадочных микропор и благоприятному изменению структуры отливок без образования рекрис-таллизованых зерен, а также к увеличению механических свойств.
Влияние технологического цикла изготовления биметаллического блиска на длительную прочность и малоцикловую усталость материала лопаток
При изготовлении биметаллических бли-сков турбины методом ГИП лопатки в составе колеса подвергаются дополнительной обработке ГИП:
- обработка давлением Р = 140 МПа в среде аргона при температуре около 1200 °С в течение 4 ч;
- закалка и старение по режимам, применяемым для гранулируемого сплава после компактирования заготовки диска: 1200 °С, 4 ч, охлаждение на воздухе; 870 °С, 2 ч, затем нагрев до 910 °С, 3 ч с медленным охлаждением до 750 °С, затем охлаждение на воздухе.
Для установления влияния дополнительной обработки в процессе газостатирования на механические свойства монокристаллического сплава ЖС32 проведены испытания двух
партий образцов на длительную прочность (гладкие образцы) и малоцикловую усталость (образцы с надрезом) [2].
Термообработка образцов партии 1 из сплава ЖС32 <001 > - стандартная для лопаток ТВД. Термообработка образцов партии 2 дополнена режимами (закалка и старение), использованными при изготовлении биметаллических соединений (табл. 3).
Испытания на длительную прочность при 800 °С гладких образцов из партий 1 и 2 показали, что время до разрушения при заданных напряжениях на базе 100-200 ч и ст = 770-980 МПа совпадают со справочными данными для сплава ЖС32 <001 >. Показатели пластичности
Таблица 3 Режимы термической обработки заготовок из сплава ЖС32 <001 >
Режим термической обработки
Партия 1 Партия 2
Гомогенизация Т = 1280 ± 5 °С, выдержка 70 мин в вакууме 1-10-3, скорость охлаждения 50-80 °С/мин до 900 °С Гомогенизация Т = 1280 ± 5 °С, выдержка 70 мин в вакууме 1-10-3, скорость охлаждения 50-80 °С/мин до 900 °С
- Закалка Т = 1200 °С, 4 ч, охлаждение на воздухе
Старение Т = 870°С, 2ч, подъем по 100 °С/ч до Т = 910 °С, ^ = 3 ч, охлаждение до 750 °С, ^ = 8 ч, охлаждение на воздухе
ст, МПа
100 95 90 85 80 75 70 65 60
5
• V ч 1
1 10 100 1000
ч
Рис. 2. Длительная прочность при 800 °С образцов из сплава ЖС32<001> партий 1 (О) и 2 (•)
(Sf и образцов партии 2 практически одинаковы с первой.
Результаты испытаний представлены на рис. 2 и рис. 3.
Аналогичные результаты испытаний на МЦУ были получены при 650 °С при мягком нагру-жении образцов с надрезом (аа = 3,0). Пре-
600
500
* 400 И
S 300
е
200 100 0
10
100
1000
10000 100000 N, цикл.
Рис. 3. МЦУ при 650 °С образцов из сплава ЖС32<001>партий 1 (▲) и 2 (А):
А^, А^ - образцы не разрушены; ©, @ - образцы перегружены
15КU Х5490
делы МЦУ на базах 103 и 104 циклов составили
(сттах)Ю3 = 680 МПа и (атах)104 = 460 МПа.
Как видно, влияние дополнительной термообработки на сопротивление длительному статическому разрушению при 800 °С и на циклическую долговечность при 650 °С не проявилось, несмотря на то, что микроструктура образцов претерпела некоторые изменения (рис. 4).
Модели соединения монокристаллических лопаток с гранулируемым диском
Соединение лопатки с диском турбины диффузионным методом должно обеспечить такой же или более высокий уровень надежности блиска турбины, как и рабочих колес с замковым соединением. При конструировании заделки лопатки в диск необходимо предусмотреть не только действующие напряжения от центробежных, газовых сил с учетом перепадов температуры по радиусу колеса, но и предотвратить возможность беспрепятственного развития трещины в случае появления необнаруженного дефекта в зоне шва.
В качестве профиля хвостового элемента лопатки выбран волнообразный силуэт с двумя плавными выступами и впадинами. Лопаточный элемент изготовлен из сплавов ЖС32<001>, элемент диска из ЭП741НП (рис. 5, а). Температура испытания 700 и 800 °С.
4
ЖС32<001>
T = 650 °C, ном = 968 МПа после 100 ч
ЭП741НП
Фрагмент образца
Рис. 4. ТПУ-фаза в осяхдендритов:
а - образец партии 1, сттах = 800 МПа, N = 343 цикла; б - образец партии 2, сттах = 500 МПа, N = 6632 цикла
Рис. 5. Соединение лопатки с гранулируемым диском (а) и распределение неупругих деформаций в модельных образцах (б)
а
-Ф-
ш
12 3 в
Рис. 6. Зоны образования и распространения трещин длительного статического разрушения в моделях соединения двух сплавов (а, б, в) и выход трещины от дефекта на край модели (г) (стрелкой показано направление развития трещины)
Для задания нагрузки, соответствующей заданным параметрам испытаний моделей на длительную прочность (времени и температуре), определены расчетные значения усилий. На рис. 5, б представлены распределения интенсивности неупругих деформаций в моделях соединения лопатки с диском при 650 °С, t = 100 ч и 800 °С, t = 100 ч по данным расчета.
Ввиду малого количества образцов-моделей в результате испытаний была получена скорее качественная, чем количественная оценка надежности соединения, а именно соответствия места зарождения трещины зонам с минимальными запасами прочности по данным расчета. Развитие трещины происходит в основном материале, а не по шву в профильной части. На рис. 6, а, б, в схематически представлены зоны образования и распространения трещины в моделях соединения лопатки с диском. При 700 °С трещина зарождалась в хвостовике из сплава ЖС32<001> в среднем сечении между первым и вторым зубьями (рис. 6, а, б), при 800 °С - на границе шва в зоне «пятки» хвостовика с последующим развитием в элементе из ЖС32<001> (рис. 6, в). Ослабление места соединения двух материалов при сохранении центровых отверстий в заготовке из сплава ЖС32<001> произошло, по-видимому, из-за неполного заполнения порошком этого отверстия, и разрушение началось от дна отверстия.
Развитие трещины, начало которой располагается в центре хвостовика модели, пока-
зано на рис. 6, г. Трещина не переходит на границу между сплавами ЖС32<001> и ЭП741НП, что свидетельствует о достаточной прочности диффузионной зоны.
На полученных в результате расчета полях интенсивности деформаций в объеме моделей были обозначены (стрелки на рис. 5, б) зоны расчетных очагов разрушения, которые практически совпали с определенными по фракто-графическому анализу изломов после разрушения при испытаниях.
Выбор рациональной формы зоны соединения лопаток с диском
Неравномерность распределения деформаций и напряжений в моделях соединений из разнородных материалов определяется не только формой (профилем) соединения, но и несовпадением физических свойств, деформационных способностей материалов, а также величин предельной деформации при разрушении .
Выбор рациональной формы зоны соединения лопаток с диском проведен расчетным методом на основе исследования напряженно-деформированного состояния (НДС) и статической прочности исходной замковой конструкции и различных конфигураций неразъемных соединений. На рис. 7 показана диаграмма минимальных запасов статической прочности
к
Рис. 7. Сравнительная диаграмма Min Km для различных типов соединений:
I - замковое - «елочка», II - биметаллическая лопатка, блиски: III - трехзубый хвостовик, IV - встык, V - каплеобразный хвостовик, VI -«ласточкин хвост», VII -призма; Щ - лопатка, ■ - диск
P
а
P
P
г
в
5
4
3
2
1
0
С(А)
Б в
Рис. 8ш Модель исходного замкового колеса Б, цельнолитого блиска А и конструкции биметаллических блисков С, й, й
лопаточной и дисковой частей замкового колеса и блисков с различной формой заделки лопаток в диск.
Результаты показали, что минимальные местные запасы длительной статической прочности в хвостовиках лопаток, соединенных с диском методом ГИП в неразъемную конструкцию, в 1,2-3 раза в зависимости от конфигурации зоны соединения выше по сравнению с замковым рабочим колесом. Наи-
больший выигрыш дает биметаллическая конструкция рабочего колеса с соединением лопаток с дисковой частью встык.
Проведено сравнительное расчетное исследование [3] нескольких конструкций на базе короткоресурсного МГТД (рис. 8): цельнолитого блиска А из ВЖЛ12У, замкового колеса В и биметаллических блисков. Конфигурация и размеры колеса А аналогичны колесу С. Блиск C изготовлен методом ГИП соединением дисковой части из гранулируемого сплава ЭП741НП с монокристаллическими лопатками из сплава ЖС32, не имеющими ножек. Лопатки блиска D имеют ножки. Блиск Е- оптимизированный D, в варианте F лопатки из ЖС26ВСНК. В конструкции G ножки удлинены за счет прорезей в диске.
Рассмотренные варианты конструкций биметаллических блисков позволяют получить выигрыш в массе колеса до 17 % по сравнению с замковым колесом (рис. 9, а).
Биметаллические блисковые конструкции с лопатками из жаропрочных никелевых суперсплавов с удлинительной ножкой дают минимальные местные запасы статической длительной прочности по дисковой части в —1,3-1,6 раз выше по сравнению с замковой конструкцией колеса (рис. 9, б).
Увеличение запасов прочности блисковых конструкций по сравнению со сборным колесом позволяет воспользоваться этим обстоятельством для увеличения температуры
Рис. 9. Массы рабочих колес конструкций А— й (а) и минимальные местные запасы длительной статической прочности в лопатках и дисковых частях (б) рассмотренных конструкций
-Ф-
-Ф-
МЕТАЛЛУРГИЯ ГРАНУЛ. КОМПОЗИЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ
газа перед турбиной или повышения частоты вращения турбины, или увеличения долговечности.
Зону соединения ГИП можно рассматривать как концентратор напряжений. Напряжения в лопаточной и дисковой частях блиска по этой зоне отличаются незначительно (на 16-50 МПа) из-за небольшого различия свойств сплавов, а зона диффузионного соединения материалов, несмотря на малую ее толщину, сглаживает эти различия. Величины напряжений в зоне соединения, например, в конструкции О составляют 570 МПа в лопаточной и 554 МПа в дисковой части. А максимальное напряжение во впадине выступа ди -ска замкового колеса В составляет 870,2 МПа (коэффициент концентрации ~ 3,6). Это еще раз подтверждает преимущество блисков.
Таким образом, результаты численных исследований блисков позволили выявить их
преимущества перед замковой конструкцией [4], основное из которых - возможность снижения на 15-25 % массы рабочего колеса, что ведет к уменьшению времени приемистости, облегчению запуска двигателя, уменьшению удельного веса двигателя или использованию выигрыша в весе для размещения полезного груза, например, топливных баков, которые, в свою очередь, позволят увеличить дальность полета. Оптимизация густоты решетки по газодинамической эффективности и устранение перетечек газа по замковому соединению позволяют увеличить КПД на 1-1,5 %, уменьшить расход топлива на 3-5 %. Отсутствие замковых соединений исключает фре-тинг в этих конструкциях. Как упомянуто выше, увеличение на 40-50 % минимальных местных запасов статической прочности позволяет разменять их на характеристики мощности или долговечности двигателя.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
-Ф-
1. Самаров В.Н., Кратт Е.П., Магеррамова Л.А., Захарова Т.П. Перспективы применения технологии горячего изостатического прессования к изготовлению «блиск» - колес турбин из комбинаций порошковых и литейных жаропрочных никелевых сплавов // В сб.: Новые технологические процессы и надежность ГТД. - М.: ЦИАМ. 1999. Вып. 1. С. 100-117.
2. Magerramova L^., Kratt Е^., Zakharova Т^., Yacinsky V.V. The structural and technological design feature of bimetallic blisks for high temperature gas turbine aviation engines // 2nd European conference «EUCASS». Brussel. 2007. CD.
3. Magerramova L^. Achievement of bimetallic blisks integrate dissimilar alloys for promising high temperature aviation gas turbine engines // 28th Congress of the International Council «ICAS 2012». Brisbane. 2012. ID No: 224. CD.
4. Магеррамова Л.А. Применение биметаллических блисков, изготавливаемых методом ГИП из гранулируемых и литейных никелевых суперсплавов, для увеличения надежности и ресурса газовых турбин // Вестник УГАТУ. 2011. Т. 15. № 4(44). С. 33-38.
