Научная статья на тему 'Проектирование литейного жаропрочного коррозионностойкого никелевого сплава для изготовления турбинных лопаток методом направленной (моно) кристаллизации'

Проектирование литейного жаропрочного коррозионностойкого никелевого сплава для изготовления турбинных лопаток методом направленной (моно) кристаллизации Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

CC BY
339
56
i Надоели баннеры? Вы всегда можете отключить рекламу.
Ключевые слова
литейные жаропрочные никелевые сплавы (ЖНС) / параметры работоспособности / методика (КРАМ) / регрессионная модель (РМ) / регрессионное уравнение (РУ) / служебные свойства. / high-temperature nickel-base cast alloys (HTNA) / performance parameters / CASM-technique / regression model (RM / ) regression equation (RE) / service properties

Аннотация научной статьи по технологиям материалов, автор научной работы — С В. Гайдук

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-3У, при этом имеет повышенные характеристики жаропрочности σ40 975 = 260 МПа на уровне авиационного литейного жаропрочного некоррозионностойкого никелевого сплава ЖС26-ВИ с направленной (моно) структурой.

i Надоели баннеры? Вы всегда можете отключить рекламу.

Похожие темы научных работ по технологиям материалов , автор научной работы — С В. Гайдук

iНе можете найти то, что вам нужно? Попробуйте сервис подбора литературы.
i Надоели баннеры? Вы всегда можете отключить рекламу.

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 developed for turbine blades production by directional (mono) crystallization. The developed alloy has the corrosion-resistance values at the same level as the industrial corrosionresistant alloy ЗМИ-3У has, and at the same time demonstrates the improved high-temperature properties (σ40 975 = 260 MPa), that corresponds to the level of the aircraft high-temperature noncorrosion-resistant nickel-base cast alloy ЖС26-ВИ with the directed structure.

Текст научной работы на тему «Проектирование литейного жаропрочного коррозионностойкого никелевого сплава для изготовления турбинных лопаток методом направленной (моно) кристаллизации»

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;

iНе можете найти то, что вам нужно? Попробуйте сервис подбора литературы.

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

iНе можете найти то, что вам нужно? Попробуйте сервис подбора литературы.

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.

i Надоели баннеры? Вы всегда можете отключить рекламу.