CC BY
60
III КОНСТРУКЦ1ЙН1 I ФУНКЦЮНАЛЬН! МАТЕР1АЛИ
УДК 669.245.018.044:620.193.53
Канд. техн. наук С. В. Гайдук Запорожский национальный технический университет, г. Запорожье
ПРОЕКТИРОВАНИЕ ЛИТЕЙНОГО ЖАРОПРОЧНОГО КОРРОЗИОННОСТОЙКОГО НИКЕЛЕВОГО СПЛАВА ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ТУРБИННЫХ ЛОПАТОК МЕТОДОМ НАПРАВЛЕННОЙ (МОНО) КРИСТАЛЛИЗАЦИИ
По алгоритму разработанной комплексной расчетно-аналитической методики (КРАМ) спроектирован новый литейный жаропрочный коррозионностойкий никелевый сплав ЗМИ-3У-М1 для изготовления турбинных лопаток методом направленной (моно) кристаллизации. Разработанный сплав обладает коррозионной стойкостью на уровне промышленного коррозионностойкого сплава ЗМИ-ЗУ, при этом имеет повышенные характеристики жаропрочности с40975 = 260 МПа на уровне авиационного литейного жаропрочного некоррозионностойкого никелевого сплава ЖС26-ВИ с направленной (моно) структурой.
Ключевые слова: литейные жаропрочные никелевые сплавы (ЖНС), параметры работоспособности, методика (КРАМ), регрессионная модель (РМ), регрессионное уравнение (РУ), служебные свойства.
Введение
В настоящее время без применения новых жаропрочных материалов и технологий производства из них деталей газотурбинных двигателей (ГТД) невозможно обеспечение повышенного уровня требований к перспективным ГТД. Поэтому, одним из важных направлений повышения эксплуатационных характеристик ответственных деталей ГТД является получение турбинных лопаток методом направленной (моно) кристаллизации из новых литейных коррозионностойких никелевых сплавов, обладающих повышенной жаропрочностью [1-6].
К наиболее известным литейным жаропрочным никелевым сплавам (ЖНС), широко применяемым для изготовления лопаток методом направленной (моно) кристаллизации, относятся промышленные сплавы ЖС6У, ЖС26 и др. Так, например, сплав ЖС26, легированный алюминием в количестве 5,5-6,2 % (по массе), в котором объемная доля у' - фазы достигает 58-62 %, обладает более высокой жаропрочностью и лучшим сопротивлением высокотемпературной ползучести материала при 1000 °С, по сравнению с коррозионнос-тойким промышленным сплавом ЗМИ-ЗУ, легированным алюминием в количестве 2,8-4,0 % (по массе), в котором объемная доля у' - фазы в среднем меньше на 15 %, что составляет 44-52 %. Однако, промышленный сплав ЖС26 не обладает стойкостью к газовой коррозии, что делает его применение для стационарных газотурбинных установок (ГТУ) малоперспективным. В тоже время, промышленный сплав ЗМИ-З У обладает необходимым уровнем высокотемпературной коррозионной (ВТК) стойкости, однако не обладает требуемым уров-
нем жаропрочности, что также ограничивает его возможности для применения в перспективных ГТУ [6-11].
В связи с вышеизложенным, проектирование и внедрение в промышленность новых литейных коррози-онностойких ЖНС с повышенным уровнем жаропрочности для изготовления лопаток методом направленной (моно) кристаллизации к перспективным ГТУ с помощью разработанного экспрессного метода компьютерного проектирования, заменившего малоэффективный эмпирический метод «проб и ошибок», является для Украины актуальным, конкурентным и экономически выгодным направлением.
Постановка задачи
Целью настоящей работы является проектирование с помощью разработанного экспрессного комплексного расчетно-аналитического метода (КРАМ) [12] нового литейного коррозионностойкого ЖНС с повышенными прочностными характеристиками на уровне литейного жаропрочного некоррозионностойкого сплава ЖС26 для изготовления литых лопаток первой ступени с направленной (моно) структурой турбин типа Д-336 разных модификаций.
Поиск перспективных композиций разрабатываемого сплава проводился по алгоритму компьютерного моделирования методом КРАМ на основе системы легирования промышленного литейного жаропрочного коррозионностойкого никелевого сплава ЗМИ-ЗУ, взятого за прототип, химический состав которого приведен в таблице 1, вместе с составом промышленного жаропрочного сплава ЖС26-ВИ, взятого за аналог.
© С. В. Гайдук, 2016
58
Таблица 1 - Химический состав промышленных литейных никелевых сплавов ЗМИ-ЗУ и ЖС26-ВИ среднего уровня легирования [6]
Марка сплава Среднее содержание элементов, % (по массе)
С Сг Со Мо А1 Т1 V У Б N1
ЗМИ-3У 0,11 13,3 5,0 0,8 7,3 3,4 4,8 - - 0,03 0,015 Осн.
ЖС26-ВИ 0,15 5,0 9,0 1,1 11,7 5,9 1,0 1,6 1,0 - 0,015 Осн.
В выбранную базовую систему легирования сплава ЗМИ-ЗУ (№-Со-Сг-А1-Т1-Мо-Ш-У-Б-С) вводился новый элемент - тантал (Та), что было обусловлено следующими обстоятельствами:
- во-первых, тантал способствует увеличению объемной доли основной упрочняющей у'- фазы и повышению ее термодинамической стабильности;
- во-вторых, тантал способствует повышению температуры эвтектических превращений и полного растворения основной упрочняющей у'- фазы, а следовательно, увеличению остаточного количества у' - фазы при рабочих температурах, что положительно влияет на характеристики жаропрочности, особенно длительную прочность;
- в-третьих, тантал способствует сужению интервала кристаллизации, что положительно влияет на технологичность сплава при получении бездефектной направленной (моно) структуры в образцах и лопатках;
- в-четвертых, тантал положительно влияет на температурную стабильность и морфологию карбидной фазы типа МеС, при этом заметно подавляется механизм образования неблагоприятных и менее термодинамически устойчивых карбидов типа Ме2ЗС6, что способствует повышению структурной и фазовой стабильности материала.
Опираясь на вышеизложенное, были сформулированы исходные условия для проектирования сплава в новой системе многокомпонентного легирования №-Со-Сг-А1-Т1-Мо-Ш-Та- Б-У-Ьа-С. В таблице 2 приве-
Таблица 2 - Основные параметры для многокрите
дены контролируемые параметры, закладываемые в расчет для многокритериальной оптимизации состава проектируемого сплава.
Анализ результатов
В данной работе представлены результаты компью -терного проектирования и экспериментальных исследований нового литейного коррозионностойкого никелевого сплава, обладающего повышенными прочностными характеристиками, а также технологичностью на уровне промышленного сплава ЖС26-ВИ при изготовлении рабочих лопаток первой ступени методом направленной (моно) кристаллизации для установок типа Д-336 разных модификаций в условиях промышленного производства ГП «Ивченко-Прогресс».
Следует отметить, что в отличие от более жаропрочного промышленного сплава ЖС26, содержащего (Сг = 5 %; Т1 = 1,0 %) и не обладающего коррозионной стойкостью, промышленный коррозионно стойкий сплав ЗМИ-ЗУ содержит в составе большее количество (Сг = 13,3 %; Т1 = 4,8 %). При этом, сплав ЗМИ-ЗУ не обладает требуемым уровнем жаропрочности, так как количество основной упрочняющей у' - фазы не соответствует условиям (V,20 i 60 %). Поэтому, для многокритериальной оптимизации состава разрабатываемого сплава были сформулированы следующие требования и выбраны основные контролируемые параметры, закладываемые в комплексный расчет:
ной оптимизации состава проектируемого сплава
Контролируемые параметры Единица измерения Уровень параметра
Параметр стабильности, ПТПУ = Сг / [Сг+Мо+Ш] - 0,825 ± 0,025
Суммарное к-во электронных вакансий в у- тв. р-ре, N ут - < 2,45
Суммарное к-во валентных электронов в у- тв. р-ре, М ( - < 0,93
Суммарное к-во валентных электронов в сплаве, М (1С - 0,980 ± 0,008
Параметр дисбаланса системы легирования, ДЕ - ± 0,04
Суммарное содержание Хт = (Мо+Ш+Та+Яе+Яи) %, масс. > 11,0
Суммарное содержание Ху = (А1+Т1+№>+Та+НГ) %, масс. > 11,0
Температура солидус, °С > 1290°С
Температурный интервал кристаллизации, Д1КР. °С < 80
Температурный интервал для гомогенизации, Д1ГОМ °С > 20 °С
Количество упрочняющей у'- фазы (20 °С), V 20 %, масс. > 60
Размерное несоответствие решеток у- и у'- (мисфит), 5 % 0,15-0,45
Предел кратковременной прочности (20 °С), аБ20 МПа > 950
Относительное удлинение (20 °С), 520 % > 5,0
Длительная прочность тРАЗР, а2609'5 час. > 40
Параметр коррозии, ПКС = ^Сг х [Т1 / А1] - > 3,0
Уровень выхода годного литья лопаток по макроструктуре % На уровне сплава ЖС26-ВИ
- выполнение условий структурной стабильности по параметрам: ПТПУ = Cr / [Cr+Mo+W] = 0,825 ± 0,025;
Nv < 2,45, M dy < 0,93, Д Е = ± 0,04, M dc = 0,980 ± 0,008;
- обеспечение прочностных характеристик, близких к уровню промышленного литейного жаропрочного сплава ЖС26-ВИ, взятого за аналог: количество основной упрочняющей у'- фазы V,20 > 60 % (по массе); кратковременная прочность стВ20 > 950 МПа; 520 > 5,0 % и длительная прочность ст260975 > 40 часов в соответствии с ТУ 14-134-446;
- обеспечение коррозионной стойкости близкой к уровню промышленного литейного коррозионностой-кого сплава ЗМИ-ЗУ взятого за прототип: параметр коррозии ПКС = Cr х [Ti / Al] > 3,0.
Указанные в таблице 2 значения характеристик для разрабатываемого сплава, достигались путем многокритериальной оптимизации состава, легированного танталом на основе промышленного сплава ЗМИ-ЗУ, взятого за прототип, с помощью алгоритма, разработанного экспресс-метода КРАМ (рис. 1). К концептуально новому подходу в сбалансированности легирования литейных ЖНС можно отнести следующие положения:
- для обеспечения работоспособности разрабатываемого сплава необходимо сбалансировать общий химический состав сплава: по у'- образующим элементам X Y' = (Al+Ti+Nb+Ta+Hf) > 11 % по массе; по элементам упрочняющим у - твердый раствор X Y = (Mo+W+Ta+Re+Ru) > 11 % по массе;
- для обеспечения требуемого уровня прочностных характеристик необходимо повышение величины мис-фит-фактора 5, за счет увеличения размерного несоответствия периодов кристаллических решеток у' - фазы
и у'- твердого раствора, что достигается введением в новую систему легирования разрабатываемого сплава оптимального количества Та, который положительно влияет на величину мисфит-фактора (5);
- введение в систему легирования проектируемого сплава оптимального количества нового элемента Та (4 %) при снижении в базовом составе сплава ЗМИ-ЗУ среднего содержания Сг - с 13,5% до 11,5 % и С - с 0,12 % до 0,06 %, а также снижении верхней границы легирования по Т с 5,5 % до 4,8 % при одновременном повышении нижней границы легирования по А1 с 2,8 % до 3,4 % по массе, обеспечит повышение температурного уровня прочностных характеристик и повысит работоспособность материала.
В качестве переменных факторов для исследуемых расчетных составов были выбраны следующие варьируемые легирующие элементы (ЛЭ) - новый вводимый элемент тантал (Та), а также элементы, входящие в состав базового сплава ЗМИ-3У - хром (Сг) и углерод (С). Диапазон варьирования концентраций исследуемых компонентов в выбранной новой системе легирования №-Со-Сг-А1-Т1-Мо^-Та-У-В-С задавался в следующих пределах (% по массе): Та (0,0-5,0)%; Сг(11,0-13,5)%; С (0,04-0,16)%.
Изначально в компьютерном эксперименте проводилась оценка структурной стабильности расчетных составов в заданном диапазоне варьирования указанными элементами по параметрам Ку , М^, М^ и ДБ, как традиционными методами по известным регрессионным уравнениям (РУ) [1-4, 6, 7, 13-18], так и по математическим регрессионным моделям (РМ) в соответствии с алгоритмом (рис. 1) разработанной методики КРАМ [12, 19-22].
Задание состава сплава, % (го массе)
Вычисление состава сплава, % (ат.)
Чу ; >]<j7 ; al ; iidc
Вычисление параметров структурной стабильности
у-; у1-; мс ; м2зСб; м6с ; М3В2
Вычисление структурно-фазовых параметров
Р ; Е ; cl ; Ср ; г ; X ; ауЦрау ; 5
Вычисление физических параметров
lL 1 lS ' AtKJ) ' *Н.р7 ! tfl.p/ ; 1ЭВТ >ДГгом Вычисление температурных параметров
V t . *
<1 ! '■крит.
Вычисление коррозионных параметров
vt „t ■ „t
V e ' x
Вычисление прочностных параметров •
L
Аттестация свойств тестовых плавок Оптимальный состав сплава ЗМИ-ЗУ-М1
Рис. 1. Алгоритм компьютерного расчета проектируемого сплава ЗМИ-3У-М1 по разработанной методике КРАМ [12]
Далее в соответствии с алгоритмом методики КРАМ (рис. 1) для фазово-стабильных композиций 1-4 рассчитывались группы параметров: структурно-фазовые, физические, температурные, коррозионные и прочностные.
При выборе оптимальной композиции проектируемого сплава для направленной (моно) кристаллизации показано, что структурная стабильность является необходимым, но не достаточным условием для достижения требуемых показателей жаропрочности. Необходимыми структурными и физическими факторами, обеспечивающими требуемый уровень жаропрочности в температурном интервале 800-1000 °С, является величина объемной доли у'- фазы, которая должна быть У,20 > 60 % по массе, а также мисфит-фактор, величина которого должна находиться в пределах 5 = 0,15 %-0,45 %.
С учетом сравнительного анализа полученных данных по группам расчетных характеристик для опытных композиций, путем многокритериальной оптимизации состава по контролируемым параметрам (см. табл. 2), для дальнейших экспериментальных исследований был выбран опытный состав 4 (см. табл. 3), с присвоенным обозначением марки ЗМИ-3У-М1.
Экспериментальные исследования осуществлялись на опытных образцах тестовых плавок по заданным параметрам в соответствии с таблицей 2. Химический состав оптимального уровня легирования спроектированного сплава ЗМИ-3У-М1 приведен в таблице 4.
Для сравнительной оценки склонности к структурной и фазовой нестабильности оптимизированного состава спроектированного сплава ЗМИ-3У-М1 использовались как традиционные расчетные методы PHACOMP (Nv) [7, 11], New PHACOMP (Md) [13], ДЕ-метод [1, 2 14, 15] с их известными регрессионными уравнениями (РУ), так и полученные математические регрессионные модели (РМ) [12, 19-22]. ванного легирования состава.
Таблица 3 - Влияние варьирования легирующими элементами в базовом составе промышленного сплава ЗМИ-3У на параметры структурной стабильности
№ состава Варьирование элементами, % по массе К-во, % масс. Мисфит, % Параметры структурной стабильности
С Та Cr V'20 vy 5 птпу NVy MdY MdC ДЕ
ЗМИ-3У 0,12 - 13,5 50,9 0,207 0,8419 2,2801 0,9164 0,9870 +0,0356
1 0,12 1,0 13,0 53,9 0,230 0,8434 2,2846 0,9168 0,9813 +0,0054
2 0,10 2,0 12,5 57,0 0,275 0,8381 2,2941 0,9178 0,9772 -0,0167
3 0,08 3,0 12,0 59,9 0,318 0,8325 2,3036 0,9187 0,9729 -0,0393
4 0,06 4,0 11,5 62,6 0,359 0,8265 2,3016 0,9185 0,9728 -0,0400
5 0,04 5,0 11,0 65,0 0,399 0,8200 2,3241 0,9207 0,9642 -0,0856
ЖС26-ВИ 0,16 - 5,0 61,9 0,207 0,5614 1,9604 0,8852 0,9835 +0,0168
Таблица 4 - Оптимизированный состав спроектированного сплава ЗМИ-3У-М1
Сплав ЗМИ-3У-М1 Соде] ржание основных легирующих элементов %, по массе
C Cr Co Al Ti W Mo Та Y La B Ni
0,06 11,5 5,0 3,5 4,5 7,0 0,8 4,0 0,03 0,01 0,010 Осн.
Известно [1, 2, 14, 15], что величина и знак параметра дисбаланса легирования АЕ определяет направление реакций в у- твердом растворе, определяющих склонность жаропрочных никелевых сплавов к выделению того или иного типа ТПУ- фаз. Так, в сплавах с большим отрицательным дисбалансом легирования (АЕ < -0,04) велика вероятность образования гетеротип-ных соединений: карбидов типа М6С, а- фаз на основе W и Мо, а также топологически плотноупакованных фаз типа ст-, ц-. Сплавы с большим положительным дисбалансом легирования (АЕ > +0,04) склонны к образованию гомеотипных соединений типа п- фазы на основе №3Т1, №3№>, №3Та, а также эвтектических (перитекти-ческих) фаз на основе №3А1. Если величина АЕ = 0, то состав сплава считается идеально сбалансированным.
В таблице 3 представлены опытные варианты составов 1-5 проектируемого сплава, вместе с составами промышленных сплавов ЗМИ-3У и ЖС26 среднего уровня легирования. Композиции составов, которые удовлетворяли условиям: ПТПУ = 0,80-0,85;
Ку < 2,45 и Ма< 0,93; -0,04 < АЕ < +0,04 и
у ^ у ' ' ' '
0,972 < М^ < 0,988, считались фазово-стабильными.
Расчеты параметров структурной
стабильности Ку,, М^, АЕ, М^ проводились путем перевода химических составов у- твердых растворов и общих составов в ат. %.
Из таблицы 3 видно, что опытные составы 1-4, а также промышленные сплавы ЖС26 и ЗМИ-3У сбалансированы с точки зрения условий дисбаланса легирования АЕ = ± 0,04. Величина дисбаланса системы легирования АЕ в опытных составах 1-4 находится в пределах от +0,0054 до -0,0400, что удовлетворяет условиям сбалансированного легирования. При этом, величина дисбаланса системы легирования в опытном составе 5 (АЕ = -0,0856) не удовлетворяет условиям сбалансиро-
На основе критериев (параметров) работоспособности литейных ЖНС, обоснованных в работах [12, 1922] были проведены расчеты методом СЛЬРИЛБ [23] по структурно-фазовым и физическим параметрам [24]. Компьютерное моделирование процесса кристаллизации сплава осуществлялось от температуры жидкого состояния (1400 °С) до комнатной температуры (20 °С) с температурным шагом 10 °С по всему диапазону, что позволило спрогнозировать наиболее вероятный тип, количество и состав выделившихся фаз в процессе кристаллизации. В таблицах 6 и 7 представлены расчетные значения структурно-фазовых и физических параметров для проектируемого сплава ЗМИ-3У-М1 оптимального уровня легирования.
В таблице 8 представлены расчетные и экспериментальные значения, которые были получены методом дифференциального термического анализа (ДТА) на установке ВДТА-8М в среде гелия при постоянной скорости нагрева (охлаждения), равной 80 °С/мин [25, 26]. В качестве эталона использовался термически инерт-
ный образец чистого вольфрама (Ш-эталон). Технология калибровки по температурам плавления чистых металлов позволила получить хорошо воспроизводимые результаты, независимо от скорости нагрева.
Комплекс сравнительных экспериментальных исследований проводился на опытных образцах тестовых плавок из разработанного сплава ЗМИ-3У-М1, в сравнении с аналогичными образцами промышленных сплавов ЗМИ-ЗУ и ЖС26-ВИ. Опытные образцы из спроектированного сплава ЗМИ-3У-М1 получали вакуум -но-индукционной плавкой на установке марки УВНК-8П для направленной (моно) кристаллизации по серийной технологии.
Расчетные исследования ВТК - стойкости проводились для состава спроектированного сплава ЗМИ-3У-М1 (табл. 4) для синтетической золы при температурах испытаний 800, 850, 900 и 950 °С на базе 100 часов по полученным математическим РМ для данной группы параметров [12, 21].
Таблица 5 - Параметры структурной стабильности сплава ЗМИ-3У-М1 [20]
Сплав ЗМИ-3У-М1 Параметры структурной стабильности
ПТПУ = 0,825±0,025 < 2,45 М^ < 0,93 ДЕ = ±0,04 МаС = 0,980±0,008
Расчет по РУ - 2,2159 0,9020 -0,0400 0,9720
Расчет по РМ 0,8265 2,3016 0,9185 -0,0400 0,9728
Таблица 6 - Значения структурно-фазовых параметров сплава ЗМИ-3У-М1 [24]
Тип фазы Количество фазы, % по массе СЛЬРИЛБ-метод [24]
Расчетный химический состав фаз при 200С, % по массе
Эксперимент Расчет С Со Сг Л1 Л Мо Ш Та N1
у- 38,2-35,55 36,05 - 10,34 25,73 0,28 0,06 0,61 7,59 0,15 55,24
У- 60,5-63,0 62,6 - 2,19 1,52 5,43 6,90 0,04 4,38 6,09 73,45
МС 0,35-0,45 0,40 10,40 - 0,28 - 27,29 0,12 9,15 52,76 -
М23С6 0,95-1,00 0,95 5,11 0,84 73,19 - - 14,59 4,31 - 1,96
Таблица 7 - Значения физических параметров сплава ЗМИ-3У-М1 [24]
Сплав ЗМИ-3У-М1 Физические параметры при 20 °С
Р Е а-10 6 Св г -106 1 а а 7 5
Ед. измер. г/см3 ГПа 1/К Дж/г-К Ом-м Вт/м-К А° А° %
СЛЬРИЛБ 8,46 213,66 11,29 0,42 0,70 10,39 3,591 3,578 0,359
Примечание: р — удельная плотность; Е — модуль упругости Юнга; а — коэффициент термического расширения; Ср — удельная теплоемкость; г — удельное электросопротивление; I — теплопроводность; а у,— параметр кристаллической решетки г'- фазы; а у, — параметр кристаллической решетки у- твердого раствора; 8— (мисфит) размерное несоответствие параметров решеток.
Таблица 8 - Температурные параметры сплава ЗМИ-3У-М1 [12, 20, 26]
Сплав ЗМИ-3У-М1 Темпе ратурные параметры, °С
Хг Хг 1эвт. t ^ щ.р. t ^ щ.р. Мкр дгом 1том
Расчет по РМ 11,8 1374 1296 12,1 1293 850 1258 78 38 -
Эксперимент - 1365 1305 - 1290 - 1248 60 42 1250
Примечание: гL — температура ликвидус; — температура солидус; — температура локального плавления эвтектической (перитектической) у-у' — фазы; , — температуры начала и полного (конца) растворения у'- фазы; Д^Р — интервал кристаллизации сплава; Д^ОМ — температурный интервал для проведения гомогенизации; /^ом — оптимальная температура гомогенизации для сплава.
Экспериментальные исследования ВТК - стойкости образцов тестовой плавки сплава ЗМИ-3У-М1 с направленной (моно) [001] структурой проводились в синтетической золе при температурах испытаний 800, 850, 900 и 950 °С, в сравнении со сплавами ЗМИ-ЗУ и ЖС26-ВИ по методике, разработанной Никитиным В.И. (ЦКТИ им. И. И. Ползунова), широко применяемой в отрасли [8-10].
Для коррозионных испытаний использовались стандартные цилиндрические образцы диаметром 10 мм и длиной 12 мм, на которые после предварительного обезжиривания, измерения и взвешивания на аналитических весах с точностью (± 0,0005 г), наносилась синтетическая зола в количестве 15 мг/см2, имитирующей продукты сгорания газотурбинного топлива следующего состава: Na2SO4 - 66,2 %; Fe2O3 - 20,4 %; NiO - 8,3 %; CaO - 3,3 %; V2O5 - 1,8 % (по массе). Затем исследуемые образцы помещались и выдерживались в печи на платформе из огнеупорного материала в воздушной атмосфере. Испытания при всех температурах проводились в течение 100 часов.
После проведения экспериментов продукты коррозии удалялись по методике водородного восстановления окалины. После проведения коррозионных испытаний образцы исследовались методами весового, металлографического и рентгеноструктурного фазового анализов. Стойкость образцов опытных составов к ВТК
оценивалась по средней скорости коррозии V q г/м2- с.
В таблице 9 представлены расчетные и экспериментальные значения коррозионных параметров спроектированного сплава ЗМИ-3У-М1.
Механические испытания проводились на стандартных цилиндрических образцах из разработанного спла-
ва ЗМИ-3У-М1 с направленной (моно) структурой на кратковременную и длительную прочность стандартными методами. Испытания на кратковременную прочность проводились на образцах с направленной (моно) [001] структурой при температурах 20, 800, 900 и 1000 °С на разрывных машинах УМЭ-10ТМ и ГСМ-20 (ГОСТ 1497-61, ГОСТ 9651-73, ГОСТ 1497-84). Испытания на длительную прочность проводились при температурах 800, 900, 975 и 1000 °С на машинах АИМА-5-2 и ZTZ 3/3 (ГОСТ 10145-81).
В таблицах 11, 12 представлены расчетные и экспериментальные значения пределов кратковременной и длительной прочности образцов тестовых плавок спроектированного сплава ЗМИ-3 У-М1 при разных температурах.
Путем многокритериальной оптимизации состава на основе расчетных и экспериментальных исследований, разработанный сплав ЗМИ-3У-М1 при заданных условиях проектирования обеспечивает необходимый уровень требуемых параметров и характеристик. Сбалансированный состав содержит с указанными пределами легирования оптимальное содержание: Та = (4,0 ± 0,3)%; более низкое содержание Cr = (11,5 ± 0,3)% и С = (0,06 ± 0,02)% по массе, чем у сплава ЗМИ-3 У взятого за прототип; более низкое содержание W = (7,0 ± 0,3)%, чем у сплава ЖС26-ВИ, взятого за аналог.
В таблице 13 представлены сравнительные результаты расчетных и экспериментальных значений характеристик спроектированного сплава ЗМИ-3 У-М 1 по группам параметров: структурная стабильность, структурно-фазовые, физические, температурные, коррозионные и прочностные характеристики, в сравнении со значениями аналогичных характеристик для промышленных сплавов ЗМИ-3У [27] и ЖС26-ВИ [3-6].
Таблица 9 - Средняя скорость коррозии сплава ЗМИ-3 У-М 1 при разных температурах [12, 21]
Сплав ЗМИ-3У-М1 Средняя скорость коррозии Vq', г / м2-с
ПКС > 3,0 Vq800 • 10 3 Vq850 • 10 3 V^ Ю 3 Vq950 10 3 1кРИТ-5°С
Расчет по РМ 4,24 0,0322 0,6653 2,5354 4,4107 829
Эксперимент - 0,02 0,60 2,50 3,95 -830
Таблица 10 - Количество у'- фазы в сплаве ЗМИ-3У-М1 при разных температурах [12, 22]
Сплав ЗМИ-3У-М1 П редел кратковременной прочности о б', МПа
Об „ 800 Ов „ 900 Ов „ 1000 Ов S д800 д900 g 1000
Расчет по РМ 1112 1025 914 628 - - - -
Эксперимент 1090-1220 930-1030 835-900 620-680 5,4-7,3 8,0-10,1 14,0-19,7 14,0-18,2
Таблица 11 - Предел кратковременной прочности сплава ЗМИ-3У-М1 [12, 22]
Сплав ЗМИ-3У-М1 Количество упрочняющей у'- фазы, % по массе
V , 20 y' V , 800 y' v 900 vy' v 1000 V y'
Расчет по РМ 62,60 63,00 58,70 51,60
Эксперимент 61,80 - - -
Таблица 12 - Предел длительной прочности сплава ЗМИ-3У-М1 [12, 22]
Сплав ЗМИ-3У-М1 100- и 1000- часовой предел длительной прочности от ', МПа
_ 800 0100 _ 800 01000 _ 900 0100 _ 900 01000 _ 1000 0100 _ 1000 01000
Расчет по РМ 648 490 405 195 200 90
Эксперимент 580-640 460-500 380-400 180-220 180-200 80-90
Таблица 13 - Сравнительные значения характеристик сплавов
Характеристики параметров по группам Значения характеристик сплавов
Сплав-прототип ЗМИ-ЗУ Спроектированный сплав ЗМИ-3У-М1 Сплав-аналог ЖС26-ВИ
Структурная стабильность: ПТПУ = 0,825 ± 0,025 0,8419 0,8265 0,5614
^ < 2,45 ма,,< 0,93 2,2801 2,3016 1,9604
0,9164 0,9185 0,8852
мас = 0,980 ± 0,008 0,9870 0,9728 0,9835
ДЕ = ± 0,04 +0,0356 -0,0400 +0,0168
Структурно-фазовые:
X/ > 11 % (по массе) 8,2 12,1 8,4
Хт > 11 % (по массе) Уу20 > 60 % (по массе) 8,1 48,0-52,0 11,8 60,5-63,0 12,8 58,0-62,0
Физические:
р, г/см3 8,29 8,46 8,57
мисфит 0,15 < 5 < 0,45 % 0,203 0,359 0,213
Температурные: °С 1343 1365 1383
^ > 1290, °С 1245 1305 1310
Д^р. < 80, °С *ЭВТ. ,°С * у' °С щ.р. , С 98 1235 840 60 1290 850 73 1284 855
*прг ,°С 1167 1248 1260
Д1ГОМ > 20, °С 1тоМ ,°С 68 1180°±10° 42 1250°±10° 24 1265°±10°
Коррозионные: Пкс > 3,0 5,15 4,24 0,39
УЯ800 х 10 3, г/м2-с УЯ850 х 10 3, г/м2-с УЯ900 х 10 3, г/м2-с УЯ950 х 10 3, г/м2-с ^жрит^ °С 0,014 0,30 1,22 2,29 -850° 0,02 0,60 2,50 3,95 -830° 1,19 19,7 56,1 71,5 -590°
Кратковрем. прочность: ав20 > 950 МПа 840-940 1090-1220 860-930
ав800, МПа 850-955 930-1030 910-1030
ав900, МПа 720-750 835-900 850-880
ав1000, МПа - 620-680 670-690
Длительная прочность: а100800, МПа 450-520 580-640 545-620
аюсс800, МПа 350-390 460-500 460-500
а100900, МПа 260-280 380-400 380-410
аюсс900, МПа 140-170 180-220 220-240
1000 а100 , МПа - 180-200 180-200
1000 аю00 , МПа - 80-90 80-100
а260975 > 40 часов - 58-101 67-121
Характеристики параметров по группам Значения характеристик сплавов
Сплав-прототип ЗМИ-3У Спроектированный сплав ЗМИ-3У-М1 Сплав-аналог ЖС26-ВИ
Усталостная прочность
при 20 °С; ст.!, МПа ; 215 240 220
N = 2-107 циклов
Выход годных лопаток по макроструктуре,% 20-25 48-50 48-50
Отливка рабочих лопаток первой ступени турбины высокого давления (ТВД) установки Д-336 проводилась на вакуумно-индукционной установке для направленной кристаллизации марки УВНК-8П в соответствии с серийной технологией. На рисунке 2 представлен внешний вид рабочих лопаток с направленной (моно) структурой из разработанного сплава ЗМИ-3У-М1.
Исследования микроструктуры опытных образцов из спроектированного сплава ЗМИ-3У-М1 с направленной (моно) структурой проводились на нетравленых и травленых микрошлифах, плоскость которых была ориентирована вдоль и по нормали к поверхности образцов, на световом оптическом микроскопе «Olympus IX-70» с цифровой видеокамерой «ExwaveHAD color video camera Digital Sony» при увеличениях х 200, 1000.
Т- р I ■•■•
а
Рис. 2. Литые рабочие лопатки турбины высокого давления (ТВД) с направленной (моно) структурой турбины Д-336, изготовленных из спроектированного сплава ЗМИ-3У-М1 в промышленных условиях ГП «Ивченко-Прогресс»: а - внешний вид отлитых лопаток со стартовыми кристаллами и конусами; б, в - брак лопаток по макроструктуре; г - макроструктура годной лопатки
Рис. 3. Микроструктура спроектированного сплава ЗМИ-3У-М1 в литом состоянии при разных увеличениях: (а, б) - х 200; (в, г) - х 10000: а - без травления; б - травление в электролите; в - ось дендрита; г - межосевое пространство
Металлографические исследования показали, после литья образцы и отливки лопаток из разработанного сплава ЗМИ-3 У-М1 имели типичную для литейных ЖНС направленную структуру дендритного строения, в которой первично кристаллизуемой фазой является у- твердый раствор в виде дендритов (рис. 3 а, б). Вслед-
ствие микроликвации легирующих элементов в процессе направленной кристаллизации в микроструктуре образцов и отливок лопаток сплава ЗМИ-3У-М1 наблюдается химическая и структурная неоднородность, которая в большей степени устраняется последующей термической обработкой.
Тонкое исследование микроструктуры образцов спроектированного сплава ЗМИ-3У-М1 в литом состоянии и после ТО проводилось методом электронной микроскопии на растровом микроскопе ШОЬ 18М-6360ЬЛ при увеличении х 10000. Исследования структуры показали, что размер и форма частиц основной упрочняющей у' - фазы значительно различаются в осях (см. рис. 3 в) и межосных пространствах (см. рис. 3 г), в последних частицы у' - фазы в 3-5 раз крупнее, чем в осях дендритов. Размерная и морфологическая неоднородность частиц у ' - фазы является прямым следствием дендритной ликвации в процессе кристаллизации образцов и лопаток.
После термообработки, проведенной по оптимальному режиму: гомогенизация при 1250 °С ± 10 °С в течение 4 часов с последующим охлаждением на воздухе, произошло достаточно полное растворение неравновесной эвтектики (перитектики) у+у' , размеры и морфология частиц у' - фазы по дендритной ячейке практически выровнялись, однако в осях дендритов частицы у' - фазы остаются несколько мельче (рис. 4 а), чем в междендритных областях (рис. 4 б).
После механической обработки 24 опытные лопатки, изготовленные из разработанного сплава ЗМИ-3У-М1, подверглись усталостным испытаниям, которые проводились на вибростенде МИКАТ с параметрами нагружения: ст НАЧ.= 180 МПа (18 кгс/мм2); Дст = ± 2 МПа; N = 2-107 циклов, с целью определения предела выносливости. Результаты испытаний приведены в табл. 14.
Таблица 14 - Результаты усталостных испытаний опытных лопаток из спроектированного сплава ЗМИ-3У-М1
№ ст.;, МПа КГО Результаты цветной
лопатки (кгс/мм2) Гц циклов дефектоскопии ЛЮМ1-ОВ
1 240 (24) 2991 2-107 НК По перу трещин нет
2 240 (24) 3014 2-107 НК По перу трещин нет
3 240 (24) 2970 2-107 Моно 30 По перу трещин нет
4 240 (24) 2987 2-107 НК По перу трещин нет
5 240 (24) 3110 2-107 НК По перу трещин нет
6 240 (24) 2999 2-107 НК По перу трещин нет
7 240 (24) 3037 2-107 НК По перу трещин нет
8 240 (24) 2954 2-107 Моно 20 По перу трещин нет
9 220 (22) 2976 2-107 Моно 30 По перу трещин нет
10 220 (22) 3157 2-107 НК По перу трещин нет
11 220 (22) 2971 2-107 НК По перу трещин нет
12 220 (22) 2997 2-107 НК По перу трещин нет
13 220 (22) 2981 2-107 - По перу трещин нет
14 220 (22) 3118 2-107 НК По перу трещин нет
15 220 (22) 3278 2-107 - По перу трещин нет
16 220 (22) 3146 2-107 НК По перу трещин нет
17 200 (20) 3044 2-107 НК По перу трещин нет
18 200 (20) 2995 2-107 Моно 30 По перу трещин нет
19 180 (18) 2968 2-107 НК По перу трещин нет
20 180 (18) 3135 2-107 - По перу трещин нет
21 180 (18) 3275 2-107 НК По перу трещин нет
22 180 (18) 3353 2-107 НК По перу трещин нет
23 180 (18) 3029 2-107 НК По перу трещин нет
24 180 (18) 3174 2-107 НК По перу трещин нет
б
Рис. 4. Морфология у' - фазы в термообработанном (а, б) состоянии спроектированного сплава ЗМИ-3У-М1, х 10000: а - ось дендрита; б - межосевое пространство
В результате комплексных исследований путем многокритериальной оптимизации состава по требуемым параметрам спроектирован сплав ЗМИ-3У-М1, который в условиях промышленного производства ГП «Ивченко-Прогресс» аттестован по прочностным характеристикам на двух плавках общим весом 1000 кг. Из раз-
работанного сплава ЗМИ-3У-М1 изготовлено 5 опытных комплектов рабочих лопаток первой ступени установки Д-336. Лопатки первого опытного комплекта отработали более 10 тысяч часов с положительным результатом. С целью увеличения наработки рабочего ресурса, после восстановления защитного покрытия, технологически совмещенного с восстановительной термообработкой структуры, лопатки продолжают эксплуатироваться до настоящего времени.
Выводы
1. Путем многокритериальной оптимизации состава по алгоритму разработанной методики КРАМ спроектирован новый литейный сплав ЗМИ-3У-М1 для изготовления рабочих лопаток первой ступени ТВ Д с направленной (моно) структурой, обладающего повышенными прочностными характеристиками на уровне промышленного литейного жаропрочного не-коррозионностойкого сплава ЖС26-ВИ, а также обладающего коррозионной стойкостью на уровне промышленного литейного коррозионностойкого никелевого сплава ЗМИ-3У
2. Разработанный новый сплав ЗМИ-3У-М1 внедрен в промышленное производство ГП «Ивченко-Прогресс» для изготовления рабочих лопаток первой ступени ТВД с направленной (моно) структурой установки типа Д-336 различных модификаций, взамен широко применяемого некоррозионностойкого промышленного сплава ЖС26-ВИ.
Список литературы
1. Каблов Е. Н. Литейные жаропрочные сплавы. Эффект С. Т. Кишкина : науч.-техн. сб. : к 100-летию со дня рождения С. Т. Кишкина / Под общ. ред. Е. Н. Каблова. - М. : Наука, 2006. - 272 с.
2. Каблов Е. Н. 75 лет. Авиационные материалы. Избранные труды «ВИАМ» 1932-2007 / Юбилейный научно-технический сборник под общ. ред. Е.Н. Каблова. - М. : «ВИАМ», 2007. - 439 с.
3. Шалин Р. Е. Монокристаллы никелевых жаропрочных сплавов / Р. Е. Шалин, И. Л. Светлов, Е. Б. Качанов [и др.]. - М. : Машиностроение, 1997. - 336 с.
4. Кишкин С. Т. Литейные жаропрочные сплавы на никелевой основе / Кишкин С. Т., Строганов Г. Б., Логунов А. В. -М. : Машиностроение, 1987. - 116 с.
5. Жаропрочность литейных никелевых сплавов и защита их от окисления / Б. Е. Патон, Г. Б. Строганов, С. Т. Киш-кин и др. - К. : Наук. думка, 1987. - 256 с.
6. Каблов Е. Н. Литые лопатки газотурбинных двигателей (сплавы, технология, покрытия) / Е. Н. Каблов. - Всероссийский научно-исследовательский институт авиационных материалов, Государственный научный центр Российской Федерации. - М. : МИСИС, 2001. - 632 с.
7. Симс Ч. Т. Суперсплавы II. Жаропрочные материалы для аэрокосмических и промышленных энергоустановок / Ч. Т. Симс, Н. С. Столофф, У. К. Хагель ; пер. с англ. : в 2-х кн. : под ред. Р. Е. Шалина. - М. : Металлургия, 1995. - 384 с.
8. Научные основы легирования жаропрочных никелевых сплавов, стойких против высокотемпературной корро-
зии (ВТК) / А. Д. Коваль, С. Б. Беликов, Санчугов E. Л., А. Г. Апдриепко. - Занорож. машиностр. ип-т, 1990. -56 с. - (Препринт / КИБВ УMК ВО; ЗMИ 1990).
9. Иикитин В. И. Коррозия и защита лопаток газовых турбин / Иикитип В. И. - Л. : Mашипосгроепие, 19S7. - 272 с.
10. Иикитин В. И. Влияние состава никелевых сплавов на их коррозионную стойкость в золе газотурбинного топлива / В. И. Иикитин, M. Б. Ревзюк, И. П. Комисарова // Труды ЦКТИ им. И. И. Ползупова. - Л., 197S. - Вып. 15S. - С. 71-74.
11. Котсорадис Д. Жаропрочные сплавы для газовых тур-бип. Mатериалы международной конференции / Д. Кот-сорадис, П. Феликс, Х. Фишмайстер и др.; пер. с англ. нод ред. Р. E. Шалипа. - M. : Mеталлургия, 19S1 ■ - 4S0 с.
12. Гайдук С. В. Комплексная расчетно-аналитическая методика для проектирования литейных жаропрочных никелевых сплавов / С. В. Гайдук // Новi матерiали i технологи в металурги та машинобудуванш. - 2015. - № 2. -С. 92-103.
13. Morinaga M. New PHACOMP and its application to alloy
designe [Текст] / M. Morinaga, N. Yukawa, H. Adachi, H. Ezaki // Supearalloys 19S4 (eds. M. Gell et al.), AIME, 19S4. - Р. 523-532.
14. Mорозова Г. И. Сбалансированное легирование жаропрочных никелевых сплавов / Г. И. Mорозова // Mетал-лы. - 1993. - № 1. - С. 3S-41.
15. Mорозова Г. И. Компенсация дисбаланса легирования жаропрочных никелевых сплавов / Г. И. Mорозова // Mеталловедение и термическая обработка металлов. -2012. - № 12 (690). - С. 52-56.
16. Логунов А. В. Mетодологические основы автоматизированного проектирования жаропрочных сплавов на никелевой основе. Часть I / А. В. Логунов, Ю. И. Шмотин, Д. В. Данилов // Технология металлов. - 2014. -№ 5. - С. 3-9.
17. Логунов А. В. Mетодологические основы автоматизированного проектирования жаропрочных сплавов на никелевой основе. Часть II / А. В. Логунов, Ю. И. Шмо-тин, Д. В. Данилов // Технология металлов. - 2014. -№ 6. - С. 3-10.
1S. Логунов А. В. Mетодологические основы автоматизированного проектирования жаропрочных сплавов на никелевой основе Часть - III / А. В. Логунов, Ю. И. Шмо-тин, Д. В. Данилов // Технология металлов. - 2014. - № 7. -С. 3-11.
19. Гайдук С.В. Применение аналитических методов для расчета химического состава y, y'- фаз и параметров фазовой стабильности литейных жаропрочных никелевых сплавов / С .В. Гайдук, Т.В. Тихомирова // Авиациоппо-космическая техника и технология. - Харьков, «ХАИ». -2015. - № 9 (126). - С. 33-37.
20. Гайдук С. В. Получение прогнозирующих математических моделей для расчета термодинамических параметров литейных жаропрочных никелевых сплавов / С. В. Гайдук, В. В. Кононов, В. В. Куренкова // Совре-меппая электрометаллургия. - 2015. - № 4. - С. 31-37.
21. Гайдук С. В. Получение прогнозирующих математических моделей для расчета параметров высокотемпературной коррозии литейных жаропрочных никелевых сплавов / С. В. Гайдук, В. В. Кононов, В. В. Куренкова // Современная электрометаллургия. - 2016. - № 3. -С. 51-56.
22. Гайдук С. В. Применение CALPHAD-метода для рас-
чета количества у'- фазы и прогнозирования длительной прочности литейных жаропрочных никелевых сплавов / С. В. Гайдук, Т. В. Тихомирова // Металлургическая и горнорудная промышленность. - 2015. - № 6. -С. 64-68.
23. Saunders N. The Application of CALPHAD Calculations to Ni-Based Superalloys / N. Saunders, M. Fahrmann, C. J. Small // In «Superalloys 2000» eds. K. A. Green, T. M. Pollock and R.D. Kissinger. - TMS. - Warrendale. -2000. - 803 р.
24. Гайдук С. В. Расчет фазового состава литейного жаропрочного коррозионно-стойкого никелевого сплава методом CALPHAD / С. В. Гайдук, В. В. Кононов, В. В. Ку-ренкова // Современная электрометаллургия. - 2015. -№ 3. - С. 35-40.
25. Вертоградский В. А. Исследование фазовых превращений в сплавах типа ЖС методом ДТА / В. А. Вертоградский, Т. П. Рыкова // Жаропрочные и жаростойкие стали и сплавы на никелевой основе. - М. : Наука, 1984. -С. 223-227.
26. Гайдук С. В. О влиянии тантала на характеристические точки жаропрочных никелевых сплавов / С. Б. Беликов, С. В. Гайдук, В. В. Кононов // Вестник двигателестрое-ния. - 2004. - № 3. - С. 99-102.
27. Паспорт на жаропрочный коррозионностойкий никелевый сплав ЗМИ-З У (ХН64ВМКЮТ) / А. Д. Коваль, С. Б. Беликов, А. Г. Андриенко и др. : утв. проректор по научной работе Н. С. Гамов. - Запорожье, 1995. - 30 с.
Одержано 07.06.2016
Гайдук С.В. Проектування ливарного жаромщного корозшностшкого шкелевого сплаву для виготовлення турбшних лопаток методом спрямованоТ (моно) крист&тзащТ
За алгоритмом розроблено! комплексно'! розрахунково-аналтично'1 методики (КРАМ) спроектований новий ливарний жаромщний корозiйностiйкий нiкелевий сплав ЗМ1-3У-М1 для виготовлення турбiнних лопаток методом спрямованоi (моно) кристал1зацИ. Розроблений сплав мае корозшну стшюсть нарiвнi промислового корозiйностiйкого сплаву ЗМ1-3У, при цьому мае пiдвищенi характеристики жаромiцностi <?40975 = 260МПа на рiвнi авiацiйного ливарного жаромщного не корозшностшкого нiкелевого сплаву ЖС26-В13i спрямованою (моно) структурою.
Ключовi слова: ливарнi жаромiцнi нiкелевi сплави (ЖНС), параметри працездатностi, методика (КРАМ), регресшна модель (РМ), регресiйне рiвняння (РУ), службовi властивостi.
Gayduk S. High-temperature corrosion-resistant nickel-base cast alloy engineering applied for turbine blades production by directional (mono) crystallization
According to a comprehensive analytical solution method (CASM), a new high-temperature corrosion-resistant nickel-base cast alloy ЗМИ-3У-М1 has been developedfor turbine blades production by directional (mono) crystallization. The developed alloy has the corrosion-resistance values at the same level as the industrial corrosion-resistant alloy ЗМИ-ЗУ has, and at the same time demonstrates the improved high-temperature properties (crj75 = 260MPa), that corresponds to the level of the aircraft high-temperature noncorrosion-resistant nickel-base cast alloy ЖС26-ВИ with the directed structure.
Key words: high-temperature nickel-base cast alloys (HTNA), performance parameters, CASM-technique, regression model (RM,) regression equation (RE), service properties.
