CC BY
21
УДК 669.017.165:669.295
Д.С. Горлов1, О.В. Заклякова1, Д.А. Александров1, С.А. Будиновский1
ПОВЫШЕНИЕ ФРЕТТИНГОСТОЙКОСТИ ИНТЕРМЕТАЛЛИДНОГО СПЛАВА Ti2AlNb
DOI: 10.18577/2307-6046-2021 -0-2-62-70
Представлены результаты исследований по повышению фреттингостойкости титанового сплава из орторомбического алюминида титана Ti2AlNb путем формирования на поверхности покрытия, состоящего из барьерного и внешнего слоев, с использованием промышленной вакуумно-дуговой установки МАП-3. Установлены зависимости общего износа и коэффициента трения образцов из сплава Ti2AlNb с покрытием и без него в паре с контртелом из высокопрочного свариваемого дисперснотвердеющего сплава при испытаниях на фреттингоповреждаемость в условиях комнатной (20 °С) и повышенной (700 °С) температур. Показана кинетика насыщения кислородом поверхности образцов из сплава Ti2AlNb с покрытием и без него при рабочей температуре сплава на базе 200 ч. Исследованы фазовый и элементный составы фреттингостойкого покрытия после высокотемпературной выдержки.
Ключевые слова: орторомбический алюминид титана Ti2AlNb, дисперсно-твердеющий сплав, ионно-плазменное покрытие, фреттингостойкость, фреттинго-повреждаемость, жаростойкость, фазовый состав, элементный состав.
D.S. Gorlov1, O.V. Zaklyakova1, D.A. Aleksandrov1, S.A. Budinovskii1
IMPROVING OF FRETTING RESISTANCE INTERMETALLIC Ti2AlNb ALLOY
The results of research on improving the fretting resistance of a titanium alloy made of or-thorhombic titanium aluminide Ti2AlNb by forming a coating consisting of a barrier and an outer layer on the surface using an industrial vacuum-arc installation MAP-3 are presented. The dependences of the total wear and the coefficient offriction of samples made of Ti2AlNb alloy with and without coating in combination with a counterbody made of high-strength welded dispersed-hardening alloy during fretting damage tests at room (20 °C) and elevated (700 °C) temperatures are established. The kinetics of oxygen saturation of the surface of samples made of Ti2AlNb alloy with and without coating at the operating temperature of the alloy based on 200 h is shown. The phase and elemental compositions of the fretting-resistant coating after high-temperature exposure are investigated.
Keywords: orthorhombic titanium aluminide Ti2AlNb, dispersion-hardening alloy, ion-plasma coating, fretting resistance, fretting damage, heat resistance, phase composition, element composition.
"'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
В настоящее время фреттинг - одна из проблем при эксплуатации лопаток современных газотурбинных двигателей (ГТД). Контактный износ замковых соединений лопаток может привести к их разрушению. Существуют разные конструктивные
и технологические методы защиты замковых соединений от фреттинга [1], среди которых одним из распространенных является нанесение специального покрытия, снижающего контактный износ поверхностей замкового соединения. Фреттингостойкое покрытие должно выдерживать сдвиговые нагрузки без формирования продуктов износа и обеспечивать защиту от насыщения кислородом. В настоящее время на двигателестро-ительных предприятиях применяются покрытия на основе серебра, формируемые с использованием технологии гальваники и используемые для увеличения ресурса замков вентиляторных лопаток ГТД, а также твердосмазочные покрытия типа ВАП на основе эпоксидной смолы для снижения износа замков лопаток компрессора [2]. Данные покрытия показали свою эффективность для повышения долговечности замков лопаток компрессора в условиях фреттинга в 1,5-2 раза.
Применяются также гальванические покрытия на основе никеля и кадмия. Оценить эффективность использования фреттингостойких покрытий при эксплуатации лопаток можно по отсутствию следов износа в посадочном гнезде диска и минимальному износу самого покрытия. Система такого покрытия должна обеспечить снижение локального трения и защищать материал от проникновения кислорода и фреттинг-коррозии. Нашедшие широкое применение фреттингостойкие покрытия работают при температуре, не превышающей 250-300 °С [3].
Современным и перспективным способом защиты и упрочнения поверхности является применение ионно-плазменных технологий [4], получивших широкое распространение в авиационной отрасли для увеличения ресурса работы лопаток газовых турбин и других особо ответственных деталей ГТД из жаропрочных сталей, никелевых и титановых сплавов, работающих в условиях агрессивной окислительной или коррозионной атмосферы при высоких давлениях и температурах в диапазоне от 350 до 1150 °С [5-8]. Во ФГУП «ВИАМ» разработана и отработана вакуумно-плазменная технология высоких энергий, реализованная на машинах серии МАП, которая успешно внедрена на отечественных и зарубежных предприятиях [9, 10].
Наиболее перспективной группой сплавов для изготовления лопаток и других ответственных деталей авиационных ГТД типа «блиск» и «блинг» с рабочими температурами от 650 до 700°С являются деформируемые сплавы из орторомбического алюми-нида титана Т^АШЪ, который отличается высоким показателем прочности и более низкой, по сравнению со сталями и железоникелевыми сплавами, плотностью [11, 12]. Специалистами ВИАМ разработаны соответствующие орто-сплавы [13]. Окисление деталей из титанового сплава при температуре 700 °С и более приведет к усугублению процессов фреттинга за счет деградации поверхности и формирования альфированного слоя. Следовательно, фреттингостойкое покрытие должно защищать титановый сплав от проникновения кислорода. Одним из вариантов такой защиты может быть создание конструкции покрытия, состоящей из верхнего жаростойкого слоя и барьерного подслоя на основе твердых соединений (нитридов, оксидов или карбидов) [14, 15]. Барьерный слой создает дополнительную защиту от окисления, а также препятствует диффузии компонентов покрытия (например, никеля и хрома) в титановый сплав, которые могут создать в зоне взаимодействия охрупчивающие фазы.
Цель данной работы - демонстрация достигнутых результатов исследований по повышению фреттингостойкости титанового деформируемого сплава Т^АШЬ путем формирования на поверхности покрытия, состоящего из барьерного и внешнего слоев, с использованием промышленной вакуумно-плазменной установки МАП-3 [16].
Исследование выполнено в рамках реализации научного направления 17. «Комплексная антикоррозионная защита, упрочняющие, износостойкие защитные и теплозащитные покрытия» комплексной научной проблемы 17.3. «Многослойные жаростойкие
и теплозащитные покрытия, наноструктурные упрочняющие эрозионные и коррозион-ностойкие, 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») [17].
Материалы и методы
Слоистое покрытие для увеличения ресурса работы замков лопаток компрессора и защиты от фреттинг-коррозии сформировано на установке МАП-3 с использованием системы управления с автоматизированным контролем всех технологических параметров нанесения. Данная система позволяет создавать различные конструкции покрытий с возможностью варьирования толщины и твердости слоев (при помощи регуляции подачи реактивного газа), сохраняя при этом почти 99%-ю воспроизводимость по заданным свойствам.
На образцы из титанового деформируемого сплава Ti2AlNb наносили многослойное фреттингостойкое покрытие. Барьерный слой состоит из многослойного нитрида титана, который создает барьер для диффузии материалов покрытия вглубь основного металла, а именно сплава Ti2AlNb. Внешний слой фреттингостойкого покрытия предохраняет поверхность из сплава Ti2AlNb от фреттингоповреждаемости, представляя собой жаро- и износостойкую матрицу с нитридным упрочнением из никелевого сплава типа нихром.
Испытания на фреттингоповреждаемость проводили на специально подготовленных образцах в виде пластин размером 25*43*10 мм из сплава Ti2AlNb с нанесенным фреттингостойким покрытием и без него. В качестве контртела использовали образцы из высокопрочного свариваемого дисперснотвердеющего сплава ВЖ172 в виде пальца с окончанием у основания в форме полусферы и радиусом 1,5 мм.
Выбраны следующие режимы испытания: перемещение образца 300 мкм, температурные условия 20 и 700 °С, давление 3 Н, частотная характеристика перемещения 13 Гц, продолжительность испытания 105 циклов, или 128 мин.
Испытания на стойкость к насыщению кислородом поверхностного слоя образцов из деформируемого сплава Ti2AlNb с фреттингостойким покрытием при температуре 700 °С на базе 200 ч относительно сплава без покрытия осуществляли в муфельной атмосферной печи LE 14/11 фирмы Nberhterm согласно ГОСТ 6130-71. В качестве стандартных образцов использовали круги диаметром 15 мм и толщиной 3,5 мм из деформируемого сплава Ti2AlNb.
Анализ фреттингоповреждаемости по внешнему виду морфологии мест контактов образцов и контртел проводили с использованием инвертируемого оптического микроскопа Olympus GX 51 с системой анализа изображения при увеличении *200.
Рентгеноструктурный анализ фреттингостойкого покрытия на образцах из деформируемого сплава Ti2AlNb в двух состояниях (после нанесения и после проведения испытаний на жаростойкость в условиях повышенной температуры (700 °С) на базе 200 ч) выполняли с применением дифрактометра Empyrean в монохроматическом Cu ^„-излучении (Х=0,15418 нм) в диапазоне углов 20=20-120 градусов с шагом Д29=0,016 градуса и выдержкой 50 с. Расшифровку дифрактограмм проводили c использованием специализированной программы HighScore и базы данных PDF-2.
Локальный элементный анализ образцов из деформируемого сплава Ti2AlNb с фреттингостойким покрытием в исходном состоянии после нанесения и после проведения испытаний на жаростойкость в условиях повышенной температуры (700 °С) на базе 200 ч осуществляли с использованием микроскопа JSM-6490 LV фирмы Jeol (Япония) c приставкой для рентгеноспектрального микроанализа INCA x-sight в соответствии
с ГОСТ Р ИСО 22309-2015. Контраст изображения структуры в отраженных электронах определяется средним атомным номером фазы: чем выше атомный номер, тем светлее данный участок. Анализ и обработку данных выполняли с применением программного обеспечения AZtec 2.3.
Результаты и обсуждение
Исследования, проведенные в лаборатории ФГУП «ВИАМ», продемонстрировали эффективность использования слоистого фреттингостойкого покрытия для защиты образцов из деформируемого сплава ТЬА1№ от изнашивания при фреттинге и для повышения стойкости поверхности к высокотемпературному окислению при рабочем режиме эксплуатации. Предложена конструкция фреттингостойкого покрытия, включающая промежуточный и внешний слои, получаемые вакуумно-плазменным методом нанесения.
Для определения фреттингоповреждаемости деформируемого сплава Т^АШЪ с ионно-плазменным слоистым покрытием и без него в паре с контртелом из высокопрочного свариваемого дисперснотвердеющего сплава ВЖ172 проведены трибологиче-ские испытания и установлено влияние покрытия на общий износ и коэффициент трения.
Результаты влияния покрытия на общий износ образцов из интерметаллидного сплава Т^А1ЫЪ с ионно-плазменным покрытием и без него в паре с контртелом из высокопрочного свариваемого дисперснотвердеющего сплава при испытаниях на фреттингоповреждаемость представлены на рис. 1, а.
Установлено, что общий износ образцов из деформируемого сплава Т^АШЪ с фреттингостойким покрытием в паре с контртелом из сплава ВЖ172 после испытаний на фреттингоповреждаемость снижается, по сравнению с образцами без покрытия, и составляет 10 мкм при температуре 20 °С и 30 мкм при температуре 700 °С, а общий износ образцов из сплава Т^АГЫЪ без покрытия соответственно 30 и 40 мкм.
Результаты зависимости коэффициента трения образцов из интерметаллидного сплава Т^А1ЫЪ с ионно-плазменным покрытием и без него в паре с контртелом из высокопрочного свариваемого дисперснотвердеющего сплава ВЖ172 при испытаниях на фреттингоповреждаемость представлены на рис. 1, б.
а) б)
20 700 20 700
Температура испытаний, °С Температура испытаний, °С
Рис. 1. Результаты влияния покрытия на общий износ (а) и коэффициент трения (б) образцов из интерметаллидного сплава Т12АВДЪ с ионно-плазменным покрытием (■) и без него (■) в паре с контртелом из высокопрочного свариваемого дисперсионно-твердеющего сплава при испытаниях на фреттингоповреждаемость
Установлено, что коэффициент трения образцов из деформируемого сплава Т^А1№ с покрытием и без него в паре с контртелом из высокопрочного свариваемого дисперснотвердеющего сплава после испытаний на фреттингоповреждаемость составил 0,42 при температуре 20 °С, а при температуре 700 °С: 0,29 для сплава без покрытия и 0,31 - с покрытием.
Внешний вид морфологии мест контактов образцов из интерметаллидного сплава Ti2AlNb с покрытием и без него в паре с контртелом из высокопрочного свариваемого дисперснотвердеющего сплава после испытаний на фреттингоповреждаемость при температурах 20 и 700 °С представлен на рис. 2.
Рис. 2. Внешний вид морфологии мест контактов образцов из интерметаллидного сплава Ti2AlNb с покрытием (в) и без него (а) в паре с контртелом (б, г) из высокопрочного свариваемого дисперснотвердеющего сплава после испытаний на фреттингоповреждаемость при температурах 20 (а, б) и 700 °С (в, г)
Анализ морфологии мест контакта образца из деформируемого сплава Т^АШЪ с фреттингостойким покрытием и без него, а также в паре с контртелом из высокопрочного свариваемого дисперснотвердеющего сплава показывает, что пятно контакта от взаимодействия на образце с покрытием и контртеле после испытаний на фреттинго-повреждаемость значительно меньше, что подтверждает полученные данные после испытаний. Для определения стойкости системы «сплав-покрытие» к воздействию высокотемпературного окисления осуществлены испытания на жаростойкость образцов из деформируемого сплава Т^АШЪ с фреттингостойким покрытием и без него при температуре 700 °С на базе 200 ч.
График зависимости удельного изменения массы образцов из интерметаллидного сплава Ti2AlNb с покрытием и без него при испытаниях на жаростойкость при температуре 700 °С на базе 200 ч от продолжительности испытания приведен на рис. 3.
Установлено, что покрытие защищает деформируемый сплав Т^АШЪ от высокотемпературного окисления. Изменение массы образцов из деформируемого сплава с покрытием после испытаний на жаростойкость при температуре 700 °С на базе 200 ч составило 3,78 г/м2, а без покрытия 6,22 г/м2.
Проведен рентгеноструктурный анализ образцов из интерметаллидного сплава Ti2AlNb с покрытием в исходном состоянии после нанесения и после испытаний на жаростойкость при температуре 700 °С на базе 200 ч. Дифрактограммы и штрих-рентгенограммы таких образцов представлены на рис. 4.
7 6
5 -4 -3 2 1
и
^ 0 50 100 150 200
Продолжительность испытаний , ч
Рис. 3. Зависимость удельного изменения массы образцов из интерметаллидного сплава Т12АВДЪ с покрытием (■) и без него (■) при испытаниях на жаростойкость при температуре 700 °С на базе 200 ч от продолжительности испытания
29, градус
б)
29, градус
Сг203 1 . 1 . II .........
ИЫ
1
Т|2М ,1 1 и 1 1 1, 11.1.1
а-И I ............1.........1.......1.....л.............
29, градус
Рис. 4. Дифрактограмма и штрих-рентгенограмма образца интерметаллидного сплава Т^АВДЪ с покрытием в исходном состоянии после нанесения (а) и после проведения испытаний на жаростойкость (б) при температуре 700 °С на базе 200 ч
Показано, что в поверхностном слое образца интерметаллидного сплава Т^АШЪ с покрытием в исходном состоянии определены следующие фазы: твердый раствор на основе никеля (основа), нитрид титана и, вероятно, твердый раствор на основе фазы Сг^П.
Кроме того, установлено, что в подповерхностном слое образца после выполненных испытаний на определение жаростойкости выявлены следующие фазы: твердый раствор на основе никеля (основа), оксид хрома Ш, а также нитриды титана и элементы титана. В процессе высокотемпературного выдерживания происходит образование оксида хрома, защитная пленка которого препятствует дальнейшему окислению образца, что подтверждается значениями удельных привесов по результатам испытаний на жаростойкость.
Для определения теплозащитного эффекта ионно-плазменного покрытия исследован местный элементный состав покрытия на деформируемом сплаве Т^АШЪ в исходном состоянии и после выполнения испытаний на жаростойкость при температуре 700 °С на базе 200 ч. Изображение микроструктуры интерметаллидного сплава Т^АШЪ с покрытием в исходном состоянии после нанесения и после проведения испытаний на жаростойкость, полученное в режиме отраженных электронов, представлено на рис. 5, а элементный состав образцов - в табл. 1 и 2.
а)
б)
Зона 1
Зона 2 о mk]v
Точка 1
Зона
взаимодействия 0 мкм
+ мкм
Точка 5 Точка 6
Рис. 5. Микроструктура (*10000) интерметаллидного сплава Ti2AlNb с покрытием в исходном состоянии после нанесения (а) и после проведения испытаний на жаростойкость (б) при температуре 700 °С на базе 200 ч
Таблица 1
Локальный элементный состав образца интерметаллидного сплава Ti2AlNb
Место анализа Содержание элементов, % (по массе)
N Al Ti Cr Ni Zr Nb Ta W
Зона 1 0,7 Н/о* 7,1 23,2 69,0 Н/о Н/о Н/о Н/о
Зона 2 11,9 0,6 85,0 0,4 0,7 Н/о 1,6 Н/о Н/о
Основной материал (0 мкм) Н/о 10,1 43,4 Н/о 0,3 2,7 42,2 0,8 0,6
Основной материал (+10 мкм) Н/о 10,3 45,7 0,1 0,3 2,5 39,6 0,8 0,5
Основной материал (+20 мкм) Н/о 10,4 44,7 Н/о 0,2 2,4 40,8 0,9 0,6
Основной материал в центре образца Н/о 10,4 44,9 Н/о Н/о 2,2 40,7 1,1 0,8
Точка 1 Н/о 13,2 57,2 Н/о Н/о 2,2 26,6 0,6 0,3
*Н/о - не обнаружено.
+ мкм
Таблица 2
Локальный элементный состав образца интерметаллидного сплава Ti2AlNb после проведения испытаний на жаростойкость при температуре 700 °С на базе 200 ч
Место анализа Содержание элементов, % (по массе)
O Al Ti Cr Ni Zr Nb Ta W
Точка 1 29,1 2,2 4,3 36,0 28,4 Н/о* Н/о Н/о Н/о
Точка 2 Н/о 2,3 6,1 16,4 74,4 Н/о Н/о 0,4 0,5
Точка 3 Н/о 1,5 90,8 1,2 4,3 Н/о 2,2 Н/о Н/о
Точка 4 Н/о 1,8 92,8 0,4 1,6 Н/о 3,5 Н/о Н/о
Зона взаимодействия Н/о 8,9 56,1 0,1 0,7 2,6 31,0 0,5 0,3
Основной материал (0 мкм) Н/о 10,8 42,6 Н/о 0,4 2,2 42,4 1,1 0,5
Основной материал (+10 мкм) Н/о 10,5 42,2 Н/о 0,2 3,2 42,3 1,1 0,6
Основной материал в центре образца Н/о 10,6 42,2 Н/о 0,0 3,4 42,2 0,9 0,7
Точка 5 Н/о 13,0 53,9 0,1 0,2 3,4 28,8 0,6 Н/о
Точка 6 Н/о 9,5 41,7 Н/о Н/о 2,9 43,9 1,1 0,9
*Н/о - не обнаружено.
Показано, что в состав зоны 1 покрытия в исходном состоянии после нанесения (рис. 5, а) входят никель, хром и титан. Зона 2 содержит титан и в большом количестве азот, что соответствует конструкции барьерного слоя. В зоне, прилегающей к покрытию, элементный состав соответствует основному материалу, в котором имеются фазы, обогащенные алюминием и титаном (точка 1 на рис. 3).
Установлено также, что верхний слой образца после проведения испытаний на жаростойкость (рис. 5, б) характеризуется наличием кислорода и основных элементов покрытия - хрома и никеля. Под верхним слоем наблюдается слой на основе никеля и хрома. Следующий слой на микроструктуре (точки 3 и 4) содержит в основном титан и азот.
В зоне взаимодействия и основного материала наблюдается повышение содержания алюминия и ниобия, а также обнаружены элементы, присущие составу основного материала, - цирконий, тантал и вольфрам. Однако в зоне взаимодействия не обнаружено никеля и хрома, содержащихся в верхнем слое покрытия, тем самым барьерный слой на основе нитрида титана выполняет возложенную функцию.
Материал в зоне 10 мкм от покрытия соответствует основному материалу. В основном материале наблюдаются фазы двух типов - обогащенные алюминием и титаном (точка 5 на рис. 5, б), а также обогащенные ниобием и вольфрамом (точка 6 на рис. 5, б).
Заключения
Приведены результаты исследований по повышению фреттингостойкости титанового интерметаллидного сплава Ti2AlNb путем формирования на поверхности покрытия. Конструкция ионно-плазменного покрытия включает наличие промежуточного и внешнего слоев, формируемых вакуумно-дуговым осаждением на ионно-плазменной установке МАП-3.
Опытным путем определено, что общий износ образцов из интерметаллидного сплава Ti2AlNb с защитным покрытием и без него в паре с контртелом из сплава ВЖ172 после испытаний на фреттингоповреждаемость при температуре 20 °С составил: 10 мкм - для образца с покрытием и 30 мкм - для образца без покрытия, а при температуре 700 °С - соответственно 30 и 40 мкм.
Показано, что коэффициент трения образцов из интерметаллидного сплава Ti2AlNb с защитным покрытием и без него в паре с контртелом из сплава ВЖ172 после испытаний на фреттингоповреждаемость составил 0,42 при температуре 20 °С, а при температуре 700 °С: 0,29 - для образца сплава Ti2AlNb без покрытия и 0,31 - с покрытием.
Следует отметить, что покрытие также обеспечивает защиту интерметаллидного сплава Ti2AlNb от высокотемпературного окисления. Удельное изменение массы образцов
из интерметаллидного сплава Ti2AlNb с покрытием после испытаний на жаростойкость
2 2
при температуре 700 °С на базе 200 ч составило 3,78 г/м , а без покрытия 6,22 г/м .
По результатам рентгеноструктурных исследований установлено, что в процессе высокотемпературного выдерживания происходит образование оксида хрома, защитная пленка которого препятствует дальнейшему окислению образца, что подтверждается значениями удельных привесов по результатам испытаний на жаростойкость.
Показано, что в состав зоны 1 покрытия в исходном состоянии после нанесения входят никель, хром и титан, а зона 2 характеризуется повышенным содержанием кислорода и титана. В зоне, прилегающей к покрытию, элементный состав соответствует основному материалу, в котором имеются фазы, обогащенные алюминием и титаном (точка 1 на рис. 5, а).
По результатам анализа локального элементного состава образца с покрытием после испытаний на жаростойкость установлено, что в зоне взаимодействия покрытия и основного материала наблюдается повышение содержания алюминия и ниобия, а также обнаружены элементы, присущие составу основного материала, - цирконий, тантал и вольфрам. Однако в зоне взаимодействия не обнаружено никеля и хрома, содержащихся в верхнем слое покрытия, тем самым барьерный слой на основе нитрида титана выполняет возложенную на него функцию и не позволяет формировать в процессе высокотемпературной выдержки нежелательные фазы на основе никеля, хрома и титана, которые снижают выносливость интерметаллидного титанового сплава.
Исследование свидетельствует о повышении фреттингостойкости интерметаллид-ного титанового сплава Ti2AlNb благодаря применению ионно-плазменного покрытия, конструктивные особенности которого в перспективе позволят применять его для защиты замков лопаток турбины низкого давления из интерметаллидного титанового у-сплава.
Библиографический список
1. Смыслов А.М., Селиванов К.С. Разработка и исследование технологических методов повышения фреттинг-стойкости рабочих лопаток из титановых сплавов // Вестник УГАТУ. Сер.: Машиностроение. 2007. T. 9. №1 (19). C. 77-83.
2. Лесневский Л.Н. Фреттинг-коррозия покрытий типа «твердая смазка» в экстремальных условиях эксплуатации // Вестник научно-технического развития. 2009. №2 (18). С. 31-35.
3. 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.
4. Горлов Д.С., Скрипак В.И., Мубояджян С.А., Егорова Л.П. Исследование фреттинг-износа твердосмазочного, шликерного и ионно-плазменного покрытий // Труды ВИАМ. 2017. №3 (51). Ст. 07. URL: http://www.viam-works.ru (дата обращения: 26.11.2020). DOI: 10.18577/2307-60462017-0-3-7-7.
5. 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.
6. Каблов Е.Н. Литые лопатки газотурбинных двигателей: сплавы, технологии, покрытия. 2-е изд. М.: Наука, 2006. 632 с.
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 (50). С. 19-24. DOI: 10.18577/2071-9240-2018-0-1-19-24.
8. Сибилева С.В., Козлова Л.С. Обзор технологий получения покрытий на титановых сплавах плазменным электролитическим оксидированием // Авиационные материалы и технологии. 2016. №S2. С. 3-10. DOI: 10.18577/2071-9140-2016-0-S2-3-10.
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. 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.
11. 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.
12. 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.
13. 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. 2018. №2 (62). Ст. 05. URL: http://www.viam-works.ru (дата обращения: 26.11.2020). DOI: 10.18577/2307-6046-2018-0-2-5 -5.
14. Курзина И.А., Попова Н.А., Никоненко Е.Л., Калашников М.П., Савкин К.П., Шаркеев Ю.П., Козлов Э.В. Формирование наноразмерных интерметаллидных фаз в условиях имплантации ионами алюминия титановых мишеней // Известия РАН. Сер. физическая. 2012. Т. 76. №1. С. 74-78.
15. Александров Д.А., Мубояджян С.А., Гаямов А.М., Горлов Д.С. Исследование жаростойкости и кинетики изменения элементного состава композиции из титанового сплава ВТ41 с жаростойкими покрытиями // Авиационные материалы и технологии. 2014. №S5. С. 61-66. DOI: 10.18577/2071-9140-2014-0-s5-61-66.
16. Горлов Д.С., Александров Д.А., Заклякова О.В., Азаровский Е.Н. Исследование возможности защиты интерметаллидного титанового сплава от фреттинг-износа путем нанесения ионно-плазменного покрытия // Труды ВИАМ. 2018. №4 (64). Ст. 06. URL: http://www.viam-works.ru (дата обращения: 26.11.2020). DOI: 10.18577/2307-6046-2018-0-4-51-58.
17. 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: 10.18577/20719140-2015-0-1-3-33.
