Применение аналитической модели определения упругих напряжений в многослойной системе при решении задач по созданию высокотемпературных жаростойких покрытий для рабочих лопаток авиационных турбин Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

УДК 669.14.018.44:669.059.9

С.А. Будиновский, Е.Н. Каблов, С.А. Мубояджян

ПРИМЕНЕНИЕ АНАЛИТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ ОПРЕДЕЛЕНИЯ УПРУГИХ НАПРЯЖЕНИЙ В МНОГОСЛОЙНОЙ СИСТЕМЕ ПРИ РЕШЕНИИ ЗАДАЧ ПО СОЗДАНИЮ ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНЫХ ЖАРОСТОЙКИХ ПОКРЫТИЙ ДЛЯ РАБОЧИХ ЛОПАТОК АВИАЦИОННЫХ ТУРБИН

Приведены результаты анализа температурных зависимостей нормальных напряжений в поверхности тонкостенной детали из жаропрочных сплавов с жаростойкими алюминидными покрытиями. Показано, что в области температур до 1200 °С для создания сжимающих напряжений в поверхности, обеспечивающих высокие термостойкость и сопротивление усталости, целесообразно применять многослойные покрытия на основе сплава СДП-2 (NiCrAlY) с внешним слоем из моноалюминида никеля NiAl.

E-mail: [email protected]

Ключевые слова: многослойные жаростойкие покрытия, литейные жаропрочные никелевые сплавы, лопатки турбин, температурные напряжения.

В связи со значительным удорожанием материалов и технологий для получения высокотемпературных жаростойких покрытий целесообразным является применение аналитических моделей для прогнозирования ряда основных свойств покрытий при высоких температурах и предварительного выбора направлений разработки новых покрытий. Построение таких моделей, как правило, проводится в двух направлениях. Это модели, описывающие диффузионные процессы в системе жаропрочный сплав (ЖС) - покрытие и позволяющие определить уровень напряжений на границе сплав-покрытие. Диффузионные модели используются достаточно широко [1-4]. Основными недостатками таких моделей для описания поведения композиции сплав-покрытие является то, что они имеют аналитические решения, которые находят при условии постоянства температуры, а это характерно в основном для энергетических турбин. Для авиационных ГТД свойственны нестационарные режимы работы с многократными переходами от умеренных температур к экстремально высоким при взлете, посадке, маневрировании. Поэтому при разработке жаростойких покрытий для лопаток авиационных турбин целесообразно использовать модели, оценивающие уровень напряжений, возникающих в покрытии или поверхности пера [5-8].

Цель настоящей работы - оценка возможности выбора конструкции и типа многослойного высокотемпературного покрытия для жаропрочных никелевых сплавов по результатам анализа величины и знака нормальных напряжений в поверхности тонкостенной детали с помощью аналитической модели для определения упругих механических и термических напряжений в многослойной системе.

Методика исследований. Срок службы рабочих лопаток турбин высокого давления современных авиационных ГТД определяется способностью лопатки противостоять комплексному воздействию статических, динамических и вибрационных механических нагрузок в условиях, при которых участки с относительно невысокой температурой соседствуют с зонами, где температура поверхности превышает рабочую температуру сплава лопатки. Пример такой «горячей» зоны представлен на рис. 1, а. Видно, что повреждение лопатки современного серийного ГТД имеется на узком участке верхней части входной кромки, в то время как остальная часть пера полностью сохранила целостность и работоспособность. Поэтому можно предположить, что разрушение поверхности на входной кромке пера (рис. 1, б) связано с действием сил и соответствующих им напряжений в радиальном направлении, если рассмотреть поперечное сечение пера в «горячей» зоне (рис. 1, в). Далее эти напряжения будут рассматриваться как нормальные к поверхности пера лопатки турбины (рис. 1, г).

В связи с этим для выбора типа и конструкции жаростойкого покрытия для рабочих температур до 1200 °С можно использовать следующую математическую модель.

Рассмотрим систему из трех металлических слоев, представленную на рис. 1, г. При наличии силового воздействия на систему только вдоль оси х и нагреве композиции, пользуясь методом наложения (суперпозиций), относительную деформацию каждого из слоев, полагая ее упругой, можно представить как сумму силовой и чисто температурной деформации [9]:

е. =а. АТ + (1 ), (1)

Е

где 8г - относительная деформация /-го слоя; аг - термический коэффициент линейного расширения материала; АТ - разность температур до и после нагрева композиции; ог - напряжение в /-м слое по оси х; Ег - модуль упругости материала /-го слоя; - коэффициент Пуассона материала /-го слоя.

Для случая упругой деформации слоев также может быть записано уравнение сохранения энергии в виде:

-ч

X j Gidx = 0,

(2)

1 0

где х/ - толщина /-го слоя

Полагая, что слои имеют одинаковую относительную деформацию вдоль оси х, напряжение в каждом слое постоянно и свойства

Рис. 1. Выбор схемы силовых и температурных воздействий на перо рабочей лопатки турбины (а) в зоне действия максимальных температур (б) и построение математической модели для анализа упругих (в) и термических напряжений и деформаций в трехслойной композиции (г)

материалов слоев неизменны по их толщине, можем записать систему трех уравнений с тремя неизвестными оо, о^ о2:

Хо Х1 Х2

| о0 йх +1 ст1 йх + | ст2 йх = 0; (3)

0 0 0

ао АТ + (1 - ц,) = аАТ + ^ (1 - цО; (4)

£0 Е1

а 0 АТ + (1 - Ц0) = а2 АТ + ^ (1 - Ц2). (5)

Е0 Е2

Решая уравнения (4) и (5) относительно о1, о2 и подставляя полученные значения в уравнение (3), находим величину напряжений в нулевом слое:

Е0АТ [ Е1х1(а1 -а0)(1 -Ц2) + £2 Х2(а2 -а0)(1 -Ц1) ]

о0 =-. (6)

£0 Х0(1 -Ц1)(1 -Ц2) + £1X1(1 -Ц0)(1 -Ц2) + £2 Х2(1 -Ц1)(1 -Ц0)

Поскольку для большинства металлов значение коэффициента Пуассона лежит в пределах 0,25...0,35, то, полагая ц0 = = ц3 = ц, выражение (6) можно представить в более удобном виде:

E0AT[Eixi(ai - ао) + 2 -ао)]

(1 - |l)(Eo хо + E1X1 + E2 Х2)

(7)

Соотношение (7) связывает геометрические параметры многослойного покрытия (толщины слоев), механические характеристики материалов покрытий и защищаемого сплава (модуль упругости, термический коэффициент линейного расширения) с уровнем упругих напряжений, возникающих при нагреве в поверхности тонкостенной детали, в том числе в поверхности пера лопатки турбины. При удовлетворительной жаростойкости защитного покрытия и работе в диапазоне температур, допустимых с точки зрения жаропрочности сплава лопатки, ресурс, как правило, определяется характеристиками термоусталостной или усталостной прочности композиции сплав-покрытие, поэтому критерием выбора параметров покрытия является создание сжимающих (отрицательных) напряжений в поверхности пера.

С учетом изменения модуля упругости и термических коэффициентов линейного расширения материалов покрытий и ЖС от температуры можно прогнозировать характер изменения упругих напряжений в поверхности основы для выбранной конструкции покрытия с ростом температуры и корректировать параметры (состав и толщину слоев) покрытия.

Результаты исследований. Был проведен расчет температурных зависимостей нормальных упругих напряжений в поверхности основы толщиной 1 мм из серийных жаропрочных сплавов ЖС6У, ЖС32, ЖС36 и ВКНВ-1В с известными серийными жаростойкими алюми-нидными покрытиями толщиной 100 мкм из сплавов СДП-1 и СДП-2, а также с покрытием на основе моноалюминида никеля стехиометри-ческого состава.

При расчете напряжений с применением зависимости (7) использованы паспортные значения модулей упругости Е и термических коэффициентов линейного расширения а жаропрочных сплавов. Значения Е и а для покрытий и моноалюминида никеля взяты из работ [10, 11]. В связи с тем, что в указанных источниках необходимые значения определены для более низких температур (800...1100 °С), чем исследуемые, величины Е и а в диапазоне температур до 1200 °С определяли с помощью экстраполяции линий тренда, построенных по имеющимся данным.

В табл. 1 представлены уравнения линий тренда и достоверность аппроксимации, полученные в программе Ехсе1.

Таблица 1

Результаты аппроксимации экспериментальных значений Е и а

Материал Модуль упругости Е(/) Термический коэффициент линейного расширения а(/) Достоверность аппроксимации Я2 Е(/) / а(/)

ЖС6У -13,871/ + 27 076 7Е - 06/2 - 0,0006/ + + 11,833 0,949 / 0,929

ЖС32 -0,0047Г2 + 0,4534/ + + 13 980 10,893еа0007/ 0,991 / 0,920

ЖС36 -0,0007Г2 - 3,8818/ + + 14 285 7Е - 06/2 + 0,0002/ + + 12,025 0,999 / 0,994

ВКНА-1В -2,4725/ + 15 066 4Е - 11/4 - 7Е - 08/3 + 4Е-- 05/2 - 0,0024/ + 12,163 0,824 / 0,995

СДП-1 -0,0047Г2 + 0,4534/ + + 13 980 10,893е0,0007/ 0,991 / 0,920

СДП-2 -0,0018/2 - 0,6155/ + + 16 281 10,941е0,0006/ 0,993 / 0,9537

NiAl -7,9381/ + 17 861 4Е - 06/2 - 0,0007/ + 14,331 0,989 / 0,977

Был выполнен расчет значений упругих напряжений в поверхности основы из сплавов ЖС6У, ЖС32, ЖС36 и ВКНА-1В толщиной 1 мм с многокомпонентными покрытиями из сплавов СДП-1 и СДП-2, а также с покрытием из моноалюминида никеля при толщине покрытий 100 мкм.

Анализ полученных зависимостей нормальных напряжений от температуры показывает, что для композиций сплавов типа ЖС с по-

крытием из сплава СДП-1 с ростом температуры характерен достаточно монотонный рост растягивающих напряжений в поверхности основы, которые при температурах 1100...1200 °С могут достигать 150...250 МПа (рис. 2, а-в). В случае сплава ВКНА-1В, имеющего отличный от сплавов типа ЖС элементный и фазовый состав, картина менее однозначна, но можно отметить явную тенденцию к переходу от растягивающих напряжений в поверхности основы при температурах до 800.1000 °С к сжимающим при 1100.1200 °С (рис. 2, г). Покрытия из сплава СДП-2 при умеренных температурах также создают в поверхности основы растягивающие напряжения,

55 1оо

св 50

о m □ СДП-1 Э СДП-2

LÛ-J Ue-4

„ 100 ■

200 400 600 800 1000 1200

Л Ni AI □ СДП-1 О СДП- 2

/]

ч т

о\

Температура, °С

200 400 600 800 1000 1200

Температура, °С

С «о

NiAI □ СДП- 1 О

О ;дп-2

o-i 1 ,0 f 1—в—t.

N

200 400 600 800 1000 1200

S -2

о

R чгЪ \ R F ___ с. ) о

> о L V О

\\< l s

о NiAI □ СДП-1 о :дп-2 v\ о

—я

200 400 600 800 1000 1200

Температура, °С

Температура, °С

Рис. 2. Температурная зависимость нормальных упругих напряжений в поверхности основы из жаропрочных сплавов ЖС6У (а), ЖС32 (б), ЖС36 (в), ВКНА-1В (г) с покрытиями №А1, СДП-1 и СДП-2

но их уровень на порядок ниже, чем в композициях ЖС - СДП-1, а изменение знака напряжений и переход к сжимающим более очевиден для сплавов ЖС32 (см. рис. 2, б) и ВКНА-1В (см. рис. 2, г). Наиболее предпочтительным с точки зрения создания сжимающих напряжений в поверхности основы является применение жаростойкого покрытия на основе моноалюминида никеля. В композициях со сплавами типа ЖС сжимающие напряжения под покрытием возникают уже после нагрева до 400...600 °С, а в сплаве ВКНА-1В - после 900.. .1000 °С.

В работах [12, 13] показано, что для сплавов типа СДП-1 при температурах до 900 °С характерна многофазная структура (в + У + У' + а), в которой при более низкой температуре может присутствовать о-фаза (СоСг). С ростом температуры происходят фазовые превращения с формированием в сплаве двухфазной структуры (в + у) при 1000 °С, которая сохраняется до температуры 1150 °С и выше. Для сплавов типа СДП-2 при температурах выше 1000 °С также характерна двухфазная структура (в + у). При снижении температуры происходит твердофазная реакция в + У ^ У + у' + а. С ростом температуры до 1150 °С и выше основной фазовой составляющей в структуре сплава становится у-твердый раствор на основе никеля [14]. Тепловое расширение сложных многофазных систем является результатом собственно теплового расширения кристаллической решетки фаз, входящих в систему, и расширения вследствие объемных изменений при фазовых превращениях. Поэтому отмеченный выше немонотонный характер изменения упругих напряжений в поверхности основы с покрытиями СДП-1 и СДП-2 связан с фазовыми превращениями при росте температур и изменением соотношения количества фаз, присутствующих в слое покрытия. Это влияет на коэффициент термического линейного расширения покрытия, так как у каждой из присутствующих в слое покрытия фаз значения а заметно различаются (табл. 2).

Таблица 2

Термические коэффициенты линейного расширения а [15]

Фаза Т, °С а-106, 1/°С

Y (Ni - 20 % Cr) 20.. .1000 18,1

Y' 25.. .1050 11,9

ß 25.1050 14,3

Из соотношения (7) видно, что на значение и знак напряжений можно влиять, изменяя толщину и вид покрытий, входящих в многослойную систему, поэтому были проанализированы напряжения в поверхности основы с двух- и трехслойными покрытиями.

На рис. 3 представлена температурная зависимость нормальных упругих напряжений в основе из ЖС с двухслойными покрытиями. Как и в случае однослойного покрытия СДП-1, двухслойное покрытие СДП-1 + №А1 создает преимущественно растягивающие нормальные напряжения в поверхности ЖС, которые возрастают с увеличением температуры, причем более значительно - до 200 МПа -для сплава ЖС36 (см. рис. 3, б) и почти вдвое меньше - до 120 МПа -для сплава ЖС32 (см. рис. 3, а). Характер зависимостей нормальных напряжений в поверхности жаропрочных сплавов под двухслойным покрытием СДП-2 + К1А1 заметно отличается от аналогов с покрытием СДП-1 + №А1. Наблюдается тенденция к некоторому росту, а затем уменьшению нормальных растягивающих напряжений и переходу

Рис. 3. Температурная зависимость нормальных упругих напряжений в поверхности основы из жаропрочных сплавов ЖС32 (а, в) и ЖС36 (б, г) с двухслойными покрытиями СДП-1 + №А1 (а, б) и СДП-2 + №А1 (в, г)

к сжимающим напряжениям в поверхности. Для сплава ЖС32 это происходит при температурах более 350 °С независимо от толщины слоев покрытия (см. рис. 3, в). Для сплава ЖС36 данная тенденция более четко просматривается в случае покрытий с толщиной слоя СДП-2 20.50 мкм при 900.1000 °С, а для толщины 100 мкм -только в области температур 1100.1200 °С (см. рис. 3, г). В целом для покрытия СДП-2 + №А1 следует отметить меньшую зависимость нормальных напряжений от соотношения толщин слоев СДП-2 и мо-ноалюминида никеля.

Характер изменения нормальных напряжений в поверхности ин-терметаллидного сплава ВКНА-1В под покрытием СДП-1 + №А1 в зависимости от температуры носит более сложный характер. При умеренных температурах, как и в случае однослойного покрытия СДП-1, нормальные напряжения незначительны до 600 °С, что, по-видимому, связано с фазовым составом покрытия при этих температурах (в основном у + у' и следы в-фазы). С ростом температуры происходят фазовые превращения с формированием в сплаве СДП-1 двухфазной структуры (в + у) в области температур около 1000 °С, что сопровождается объемными изменениями в слое покрытия и уменьшением растягивающих напряжений. С дальнейшим ростом температуры характер изменения нормальных напряжений определяется в основном соотношением значений а сплава ВКНА-1В и моно-алюминида никеля.

Видно, что для сплава ЖС32 введение в конструкцию покрытия СДП-1 + №А1 керамических барьерных слоев заметно изменяет в лучшую сторону картину нормальных напряжений (см. рис. 3, а). На сплаве ЖС36 использование барьерных слоев для создания сжимающих напряжений в поверхности под покрытием СДП-1 + №А1 малоэффективно (см. рис. 3, б).

В случае интерметаллидного сплава ВКНА-1В рассмотренные керамические слои в композиции с покрытием СДП-2 (100) + + №А1 (50) влияют на картину нормальных напряжений в поверхности менее заметно, так как уровень сжимающих напряжений в области высоких температур достаточно высок (до 70.130 МПа) уже при двухслойном покрытии. Введение барьерных слоев не изменяет картину, но способствует росту сжимающих напряжений. В композиции с покрытием СДП-1 (100) + №А1 (50) применение керамических барьерных слоев более оправданно, поскольку в их присутствии температурная зависимость нормальных напряжений в поверхности сплава ВКНА-1В становится более монотонной, и при температурах более 1000 °С они изменяют знак и превращаются в сжимающие.

Экспериментальное определение действующих напряжений в поверхности основы под покрытиями толщиной порядка 100 мкм при температурах до 1200 °С представляет сложную техническую задачу.

Поэтому в работе были выполнены исследования термостойкости образцов с покрытиями разных типов на клиновидных образцах и рабочих лопатках из сплава ЖС26ВНК (NiCoCгMoWNbA1VTi). Термостойкость композиций оценивалась по числу циклов нагрева-охлаждения образца в продуктах сгорания авиационного топлива Т-1 до появления первой трещины длиной 0,5 мм на поверхности покрытия. Испытания проводили на газодинамическом стенде ВИАМ. Продолжительность цикла испытаний составляла 1.3 мин. Результаты испытаний представлены в табл. 3.

Таблица 3

Термостойкость композиции ЖС26ВНК - жаростойкое покрытие по результатам испытаний на лабораторном стенде

Тип образца Покрытие Число циклов до появления первой трещины Режим испытаний, °С

Рабочие ло- СДП-2 Не менее 750 1200.200

патки СДП-2 (80 мкм) + NiAlY (40 мкм) 1200; 1300;1500

Клиновид- СДП-1 450 1100.200

ные образцы СДП-2 (80 мкм) + NiAlY (40 мкм) 600; 600; 650 1200.200

Из приведенных данных видно, что применение покрытия СДП-2 + ВСДП-16 (№А1У) обеспечивает почти двукратное повышение термостойкости по сравнению с покрытием СДП-2 при испытаниях по режиму 1200.200 °С. Улучшение свойств у этой композиции по сравнению с покрытием СДП-1 еще более ощутимо несмотря на более жесткий температурный режим испытаний.

Рисунок 4 отражает расчетную картину изменения нормальных напряжений в стенке из сплава ЖС26ВНК толщиной 1 мм при температурах до 1200 °С для покрытий СДП-2 толщиной 40 и 80 мкм и СДП-2 (20.60 мкм) + №А1 (40.60 мкм).

Видно, что с точки зрения создания оптимальных для повышения термостойкости сжимающих напряжений в поверхности детали из ЖС в области температур до 1200 °С являются двухслойные покрытия типа СДП-2 (20.60 мкм) + №А1 (40.60 мкм). Можно полагать, что вследствие этого в условиях испытаний на термостойкость двухслойные покрытия показали более высокие результаты по сравнению с покрытием СДП-2. Снижение результатов испытаний покрытий на монолитных клиновидных образцах по сравнению с теми же покрытиями на лопатках турбин связано с влиянием толщины стенки (основы) на сжимающие напряжения, которые в соответствии с уравнением (7) при увеличении толщины основы должны уменьшаться (см. штриховую линию на рис. 4).

Рис. 4. Температурная зависимость нормальных напряжений в поверхности тонкостенной детали из сплава ЖС26ВНК с покрытиями СДП-2 (черные точки) и СДП-2 + №А1 (белые точки)

Выводы. Результаты анализа эволюции нормальных упругих напряжений, возникающих в поверхности никелевых сплавов для рабочих лопаток турбин под жаростойкими алюминидными покрытиями, позволяют заключить, что:

• покрытие СДП-2 + NiAl обеспечивает создание в поверхности основы из ЖС сжимающих напряжений при рабочих температурах, характерных для турбин высокого давления современных авиационных ГТД, что в 1,5-2,0 раза повышает термостойкость композиции сплав-покрытие по сравнению с серийным покрытием СДП-2 при нагреве по режиму 1200.200 °С в продуктах сгорания авиационного топлива;

• серийное многокомпонентное конденсированное покрытие типа СДП-1 для применения в области температур выше 1000 °С непригодно, так как в силу особенностей элементного и фазового состава стимулирует увеличение растягивающих нормальных напряжений в поверхности защищаемого сплава с ростом температуры;

• разработанная аналитическая модель определения упругих напряжений в многослойной системе может быть использована для выбора материалов и параметров защитных покрытий деталей горячего тракта ГТД.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Рыжов Н. М., Семенов М. Ю. Определение коэффициента диффузии углерода для расчета неизотермических режимов высокотемпературной ионной нитроцементации // Металловедение и термическая обработка металлов. 2000. № 6. С. 26-30.

2. Льняной Н.В. Диффузия углерода в сплавах Ni-C, Co-C, Fe-C // Металлы. 1999. № 1. С. 119-122.

3. Третьяков В. И., Фан Бай, Ампилогов А. Ю. Моделирование процессов формирования диффузионной зоны при ограниченной растворимости насыщающего элемента в сплаве // Металловедение и термическая обработка металлов. 2006. № 5(611). С. 22-26.

4. Еремеев В. С. Диффузия и напряжения. М.: Энергоатомиздат, 1984.

5. Ray A.K. Crack Propagation Studies and Bond Coat Properties in Thermal Barrier Coatings under Bending // Bulletin Material Science. April 2001. Vol. 24. No. 2. P. 203-209.

6. Moskal G. Measurement of Residual Stress in Plasma-Sprayed TBC with a Gardient of Porosity and Chemical Composition // Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering. August 2007. Vol. 23. Is. 2. P. 31-34.

7. Hsueh1 C.H., Fuller E.R. Analytical Modeling of Oxide Thickness Effects on Residual Stresses in Thermal Barrier Coatings // Scripta Materials. 2000. Vol. 42. No. 8. P. 781-787.

8. Taymaz I. Comparison of Thermal Stresses Developed in Al2O3-SG, ZrO2-(12 % Si+Al) and ZrO2-SG Thermal Barrier Coating Systems with NiAl, NiCrAlY and NiCoCrAlY Interlayer Materials Subjected to Thermal Loading // Surface and Coatings Technology. 1999. No. 116-119. P. 690-693.

9. Феодосьев В. И. Сопротивление материалов. М.: Наука, 1972.

10. Забродина Н. В. Сплавы на основе алюминидов никеля для защитных конденсационных покрытий лопаток турбин авиационных ГТД: Авто-реф. ... дис. канд. техн. наук (05.02.01 - Материаловедение (машиностроение)). М.: ВИАМ, 1988.

11. Haynes J.A., Pint B.A., Wright I.G. Comparison of Thermal Expansion and Oxidation Behavior of Various High-Temperature Coating Materials and Superalloys // Materials at High Temperatures. 2004. No. 21 (2) . Р. 87-94.

12. Косицин С. В. Структура и фазовая стабильность жаростойких (ß+y)-сплавов системы Ni-Co-Cr-Al // Металловедение и термическая обработка металлов. 2000. № 11. C. 21-28.

13. Косицин С. В. Диаграммы структурно-фазового состояния ß/y-эвтек-тик системы Ni-Co-Cr-Al // Металлы. 2003. № 1. C. 109-118.

14. Абраимов Н.В. Высокотемпературные материалы и покрытия для газовых турбин. М.: Машиностроение, 1993.

15. Коломыцев П. Т. Газовая коррозия и прочность никелевых сплавов. М.: Металлургия, 1984.

Статья поступила в редакцию 31.10.2011