CC BY
50
II ТЕХНОЛОГИ ОТРИМАННЯ ТА ОБРОБКИ КОНСТРУКЦ1ЙНИХ МАТЕР1АЛ1В
УДК 669.245.018.044:620.193.53
Канд. техн. наук С. В. Гайдук Запорожский национальный технический университет, г. Запорожье
ПРОЕКТИРОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИ СВАРИВАЕМОГО
ЛИТЕЙНОГО ЖАРОПРОЧНОГО КОРРОЗИОННОСТОЙКОГО НИКЕЛЕВОГО СПЛАВА ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ЦЕЛЬНОЛИТЫХ
СОПЛОВЫХ АППАРАТОВ
По алгоритму разработанной комплексной расчетно-аналитической методики (КРАМ) спроектирован новый литейный жаропрочный коррозионностойкий никелевый сплав ЖС3ЛС-М для изготовления цельнолитых сопловых аппаратов (СА), обладающий жаропрочностью ст 40975 = 180-200 МПа на уровне промышленного жаропрочного некоррозионностойкого сплава ВЖЛ12Э, а также технологической свариваемостью и коррозионной стойкостью на уровне промышленного свариваемого коррозионностойкого сплава ЖС3ЛС.
Ключевые слова: литейные жаропрочные никелевые сплавы (ЖНС), параметры работоспособности, методика (КРАМ), регрессионная модель (РМ), регрессионное уравнение (РУ), служебные свойства, технологическая свариваемость.
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 перспективных направлений повышения эксплуатационных характеристик ответственных деталей ГТД является получение цельнолитых сопловых аппаратов (СА) из новых литейных коррозионностойких жаропрочных никелевых сплавов (ЖНС), обладающих одновременно технологической свариваемостью и повышенными прочностными характеристиками [1-6].
К наиболее известным литейным ЖНС, широко применяемых для изготовления цельнолитых сопловых аппаратов (СА) различного типа, относятся промышленные сплавы ЖС3 ЛС и ВЖЛ12Э. Так, например, сплав ВЖЛ12Э, легированный алюминием в количестве 5,05,7 % (по массе), в котором объемная доля у' - фазы достигает 58-62 %, обладает более высокой термической стабильностью структурно-фазовых характеристик. Это обеспечивает более высокую жаропрочность и лучшее сопротивление высокотемпературной ползучести материала до 1000 °С, по сравнению со сплавом ЖС3ЛС, легированного алюминием в количестве 2,43,0 % (по массе), в котором объемная доля у' - фазы составляет 38-42 %. Однако, сплав ВЖЛ 12Э не обладает технологической свариваемостью и необходимой коррозионной стойкостью, что делает дальнейшее его
применение неперспективным. Указанными характеристиками обладает промышленный сплав ЖС3ЛС. Однако, данный сплав не обладает требуемым уровнем прочностных характеристик, что также ограничивает его применение для перспективных ГТД [6-11].
В связи с вышеизложенным, проектирование и внедрение в промышленность новых литейных коррози-онностойких ЖНС, обладающих технологической свариваемостью и повышенным уровнем жаропрочности для изготовления цельнолитых сопловых аппаратов перспективных 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 для изготовления цельнолитых сопловых аппаратов (СА) разных типов, обладающего технологической свариваемостью на уровне промышленного сплава ЖС3ЛС и повышенными прочностными характеристиками на уровне несвариваемого и некоррозионнос-тойкого промышленного сплава ВЖЛ12Э.
Поиск перспективных композиций разрабатываемого сплава проводился по алгоритму компьютерного моделирования методом КРАМ на основе системы ле-
© С. В. Гайдук, 2016 66
гирования промышленного литейного жаропрочного коррозионностойкого никелевого сплава ЖС3ЛС, взятого за прототип, химический состав которого приведен в таблице 1, вместе с составом промышленного жаропрочного сплава ВЖЛ12Э, взятого за аналог.
В выбранную базовую систему легирования сплава ЖС3ЛС (№-Со-Сг-А1-Т1-Мо-'-2г-Б-С) вводились новые элементы гафний (Ш) и тантал (Та), что было обусловлено следующими обстоятельствами:
- во-первых, тантал и гафний способствуют увеличению объемной доли основной упрочняющей у' - фазы и повышению ее термодинамической стабильности;
- во-вторых, добавки тантала и гафния положительно влияют на морфологию карбидной фазы типа МеС, при этом заметно подавляется механизм образования менее термодинамически устойчивых и неблагоприятных по морфологии карбидов типа Ме23С6, что способствует повышению общего запаса пластичности материала;
- в-третьих, добавки тантала и гафния способствуют значительному повышению температуры полного растворения основной упрочняющей у' - фазы, а следовательно, увеличению ее остаточного количества при высоких температурах, что способствует повышению
характеристик жаропрочности, особенно длительной прочности.
Опираясь на вышеизложенное, были сформулированы исходные условия для проектирования сплава в новой системе многокомпонентного легирования №-Со-Сг-А1-Т1-Мо-'-Та-Ш-2г-Б-С. В таблице 2 приведены основные контролируемые параметры, закладываемые в расчет для многокритериальной оптимизации состава разрабатываемого сплава.
Анализ результатов
В данной работе представлены результаты ком -пьютерного проектирования и экспериментальных исследований нового литейного коррозионностойко-го никелевого сплава, предназначенного для изготовления цельнолитых сопловых аппаратов (СА) типа ТВ3-117 в условиях промышленного предприятия ЗМЗ им. В. И. Омельченко, обладающего повышенными прочностными характеристиками и технологической свариваемостью.
Следует отметить, что в отличие от более жаропрочного промышленного сплава ВЖЛ12Э, содержащего (Сг = 9 %) и не обладающего коррозионной стойкостью, промышленный свариваемый коррозионностойкий сплав ЖС3ЛС содержит в составе большее количество
Таблица 1 - Химический состав промышленных литейных никелевых сплавов ЖС3ЛС и ВЖЛ12Э среднего уровня легирования [6, 10]
Марка сплава Среднее содержание элементов, % (по массе)
С Cr Co Mo W Al Ti Nb V Zr B Ni
ЖС3ЛС 0,09 16,0 5,0 4,0 4,0 2,7 2,7 - - 0,015 0,015 Осн.
ВЖЛ12Э 0,16 9,25 9,0 3,1 1,4 5,4 4,5 0,75 0,75 0,020 0,015 Осн.
Таблица 2 - Основные параметры для многокритериальной оптимизации состава проектируемого сплава
Контролируемые параметры Единица измерения Уровень параметра
Параметр стабильности, ПТПУ = Cr / (Cr+Mo+W) - 0,825 ± 0,025
Суммарное к-во электронных вакансий в у - тв. р-ре, Nv у - < 2,45
Суммарное к-во валентных электронов в у - тв. р-ре, Md у - < 0,93
Суммарное к-во валентных электронов в сплаве, MdC - 0,980 ± 0,008
Параметр дисбаланса системы легирования, Д E - ± 0,04
Суммарное содержание ^ у = (Mo+W+Ta+Re+Ru) %, масс. > 10,0
Суммарное содержание ^ у' = (Al+Ti+Nb+Ta+Hf) %, масс. 8,0 <ХУ'< 9,0
Температура солидус, tS 0С > 1280 °С
Температурный интервал гомогенизации, Д trОМ 0С > 20 °С
Количество упрочняющей у' - фазы (20 °С), Vy 20 %, масс. 43 < Vу20 < 50
Размерное несоответствие решеток у - и у' - (мисфит), 5 % 0,15-0,45
Предел кратковременной прочности (20 °С), ст B20 МПа > 850
Относительное удлинение (20 °С), 5 20 % > 5,0
Длительная прочность т РАЗР., ст 180975 час. > 40
Параметр коррозии, Пж = -JCr (Ti/Al) - > 3,0
Устранение литейных дефектов на цельнолитых СА методом аргонодуговой сварки (АДС) Технологическая свариваемость на уровне сплава ЖС3ЛС
(Cr = 16 %). При этом, сплав ЖС3ЛС не обладает требуемым уровнем жаропрочности, так как количество основной упрочняющей у' - фазы составляет (38-42) %, что на 20 % меньше, чем у сплава ВЖЛ 12Э (58-62) %. Поэтому, для многокритериальной оптимизации состава разрабатываемого сплава были сформулированы следующие требования и выбраны основные контролируе -мые параметры, закладываемые в комплексный расчет:
- выполнение условий структурной стабильности по параметрам: Пгяу = Cr / (Cr+Mo+W) = 0,825 ± 0,025;
NVy < 2,45, Ud1 < 0,93, ЬЕ = ± 0,04, Мёс = 0,980 ± 0,008;
- обеспечение технологической свариваемости на уровне сплава ЖС3ЛС, взятого за прототип, а также прочностных характеристик, близких к уровню промышленного литейного жаропрочного сплава ВЖЛ12Э, взятого за аналог: контролируемое количество основной упрочняющей у' - фазы в пределах 43 < V у20 < 50 % (по массе); кратковременная прочность ст В20 > 850 МПа; S 20 > 5,0 % и длительная прочность ст 180975 > 40 часов;
- обеспечение коррозионной стойкости на уровне промышленного литейного коррозионностойкого сплава ЖС3ЛС, взятого за прототип: параметр коррозии
Пс = 4Cr (Ti/Al) > 3,0.
Указанные в таблице 2 значения характеристик для разрабатываемого сплава, достигались путем многокритериальной оптимизации состава, легированного гафнием и танталом на основе промышленного сплава ЖС3ЛС, 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 разрабаты-
ваемого сплава необходимо сбалансировать общий химический состав сплава: по у' - образующим элементам в пределах X у' = (А1+Т1+№+Та+Н) = 8-9 % по массе; по элементам упрочняющим у - твердый раствор X у = (Мо + W+Та+Яе + Яи) > 10 % 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 Н и Та, которые положительно влияют на величину мисфит-фактора ( 5 );
- введение в систему легирования проектируемого сплава оптимального количества Н (0,3 %) и Та (2,5 %) при снижении Сг с 16 % до 14,5 %, а также повышении в базовой системе легирования сплава ЖС3 ЛС нижней границы легирования по А1 с 2,5 % до 3,2 % и по W с 3,5 % до 6,2 %, а также снижение верхней границы легирования по Мо с 4,5 % до 2,5 % по массе, обеспечит требуемый уровень технологических и коррозионных характеристик, при повышении температурного уровня прочностных характеристик.
В качестве переменных факторов для исследуемых расчетных составов были выбраны следующие варьируемые легирующие элементы (ЛЭ) - новые вводимые элементы гафний (НН) и тантал (Та), а также элементы, входящие в состав базового сплава ЖС3ЛС -хром (Сг), вольфрам (^ и молибден (Мо). Диапазон варьирования концентраций исследуемых легирующих элементов в выбранной новой системе легирования №-Со-Сг-А1-Т1-Мо^-Та-Ж-2г-В-С задавался в следующих пределах (% по массе): Н (0,0-0,5) %; Та (0,0-3,5) %; W (4,0-7,5) %; Мо(1,0-4,0) %; Сг(13,5-16,0) %.
Рис. 1. Алгоритм компьютерного расчета проектируемого сплава ЖС3ЛС-М по разработанной методике КРАМ [12]
Изначально в компьютерном эксперименте проводилась оценка структурной стабильности расчетных составов в заданном диапазоне варьирования указанными элементами по параметрам , Мё1, Мdc и
А Е, как традиционными методами по известным регрессионным уравнениям (РУ) [1-4, 6, 7, 13-20], так и по математическим регрессионным моделям (РМ) в соответствии с алгоритмом (рис. 1) разработанной методики КРАМ [12, 21-24].
Известно [1, 2, 14-18], что величина и знак параметра дисбаланса легирования ДЕ 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 (А Е < -0,04) велика вероятность образования гетеротипных соединений: карбидов типа М6С, а - фаз на основе Ш и Мо, а также топологически плотноупакованных фаз типа ст -, ц -. Сплавы с большим положительным дисбалансом легирования (А Е > +0,04) склонны к образованию гомео-типных соединений типа п - фазы на основе №3Т1, М3№>, №3Та, а также эвтектических (перитектических) фаз на основе №3А1. Если величина А Е = 0, то состав сплава считается идеально сбалансированным.
В таблице 3 представлены опытные варианты составов 1-5 проектируемого сплава, вместе с составами промышленных сплавов ЖС3ЛС и ВЖЛ12Э среднего уровня легирования. Композиции составов, которые удовлетворяли условиям: ПТПУ = 0,80-0,85;
ЫУу < 2,45 и Мd1 < 0,93; -0,04 <А Е< +0,04 и
0,972 < Мdc < 0,988, считались фазово-стабильными.
Расчеты параметров структурной стабильности
Ыу^, Мdy, А Е, Мdc проводились путем перевода химических составов у - твердых растворов и общих составов в ат. %.
Из таблицы 3 следует, что опытные составы 1-5, а также промышленный сплав ВЖЛ12Э сбалансированы с точки зрения условий дисбаланса легирования А Е = ± 0,04. Величина дисбаланса системы легирования А Е в опытных составах 1-5 находится в пределах от + 0,0111 до +0,0289, что удовлетворяет условиям сба-
лансированного легирования. Следует отметить, что величина дисбаланса системы легирования базового промышленного сплава ЖС3ЛС, взятого за прототип, не удовлетворяет условиям сбалансированного легирования химического состава (А Е = +0,1372). При этом, сплав ЖС3 ЛС технологически свариваемый, так как количество основной упрочняющей у' - фазы соответствует условию (у ,20 = 40,6 < 50 %), в отличие от более жаропрочного сплава ВЖЛ12Э (У у,20 = 60,8 %), не обладающего технологической свариваемостью. Вместе с тем, сплав ЖС3ЛС не обладает требуемым уровнем жаропрочности, так как количество основной упрочняющей у' - фазы не соответствует условиям (43 < Уу,20 < 50 %).
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 изготовления цельнолитых сопловых аппаратов, обладающего технологической свариваемостью 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 находиться в контролируемых пределах (43 < У у-20 < 50 %)
по массе, а также мисфит-фактор, величина которого должна находиться в пределах (0,15 < 5 < 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 3 (см. табл. 3), с присвоенным обозначением марки ЖС3ЛС-М.
Экспериментальные исследования осуществлялись на опытных образцах тестовых плавок по заданным параметрам в соответствии с таблицей 2. Химический состав оптимального уровня легирования спроектированного сплава ЖС3ЛС-М приведен в таблице 4.
Таблица 3 - Влияние варьирования легирующими элементами в базовом составе промышленного сплава ЖС3 ЛС на параметры структурной стабильности
№ состава Варьирование элементами %, по массе К-во, % (масс.) Мисфит, % Параметры структурной стабильности
Ш!" Та Сг Ш/Мо У'20 У 5 ПТПУ Ыу Мd1 Мdc А Е
ЖС3ЛС - - 16,0 1,00 40,6 0,171 0,8290 2,2141 0,9100 1,0061 +0,1372
1 0,1 1,5 15,5 1,83 45,9 0,290 0,8297 2,2597 0,9144 0,9857 +0,0289
2 0,2 2,0 15,0 2,40 47,2 0,338 0,8309 2,2593 0,9143 0,9850 +0,0250
3 0,3 2,5 14,5 3,25 48,6 0,377 0,8322 2,2566 0,9141 0,9840 +0,0200
4 0,4 3,0 14,0 4,67 50,0 0,404 0,8337 2,2510 0,9134 0,9832 +0,0156
5 0,5 3,5 13,5 7,50 51,3 0,412 0,8352 2,2489 0,9134 0,9824 +0,0111
ВЖЛ12Э - - 9,25 0,45 60,8 0,151 0,8172 2,2287 0,9114 0,9847 +0,0235
Таблица 4 - Оптимизированный состав спроектированного сплава ЖС3 ЛС-М
Сплав ЖС3ЛС-М Соде ржание основных легирующих элементов %, по массе
C Cr Co Al Ti W Mo Та Hf Zr B Ni
0,10 14,5 4,5 3,0 3,0 6,5 2,0 2,5 0,3 0,015 0,015 Осн.
Таблица 5 - Параметры структурной стабильности сплава ЖС3ЛС-М [21]
Сплав ЖС3ЛС-М Параметры структурной стабильности
ПТПУ = 0,825±0,025 NvY < 2,45 MdY < 0,93 Д E = ±0,04 MdC = 0,980±0,008
Расчет по РУ - 2,1945 0,9049 +0,0200 0,9692
Расчет по РМ 0,8323 2,2566 0,9141 +0,0200 0,9840
Таблица 6 - Значения структурно-фазовых параметров сплава ЖС3 ЛС-М [24]
Тип фазы Количество фазы, % по массе CALPHAD-метод [25]
Расчетный химический состав фаз при 20 °С, % по массе
Эксперимент Расчет C Co Cr Al Ti Mo W Та Hf Zr B Ni
Y - 49,3-48,15 48,94 - 7,95 25,3 0,38 0,06 1,4 5,67 0,14 - - - 59,1
Y'- 48,5-49,5 48,6 - 1,67 1,88 5,83 6,12 0,13 4,11 5,01 0,62 0,03 - 74,6
MC 0,95-1,05 1,03 10,1 - 0,63 - 25,8 0,49 9,75 37,9 15,1 0,23 - -
MHC6 1,25-1,30 1,25 5,16 - 71,7 - - 18,1 1,43 - - - - -
М3В2 Не выявлено 0,18 - - 20,7 - - 69,5 1,65 - - - 8,15 -
Таблица 7 - Значения физических параметров сплава ЖС3 ЛС-М
Сплав ЖС3ЛС-М Физические па раметры при 20 °С [25]
Р E а-10 6 Cp r-106 X a y' a y 5
Ед. измер. г/см3 ГПа 1/K Дж/г-K Ом-м Вт/м-K А° А° %
CALPHAD 8,47 213,25 11,46 0,42 0,71 10,29 3,589 3,575 0,377
Примечание. р — удельная плотность; Е — модуль упругости Юнга; а — коэффициент термического расширения; Ср — удельная теплоемкость; г — удельное электросопротивление; X — теплопроводность; а ^ — параметр кристаллической решетки у' - фазы; а ^ — параметр кристаллической решетки У - твердого раствора; 8 — (мисфит) размерное несоответствие параметров решеток.
Таблица 8 - Температурные параметры сплава ЖС3ЛС-М [12, 22, 28]
Сплав ЖС3ЛС-М Температурные параметры, °С
Iy tL ts Iy' Ьвт. tH.p'Y tn.P.Y Д tKP Д trOM trOM
Расчет по РМ 11,0 1370 1286 8,8 1243 845 1176 84 67 -
Эксперимент - 1355 1290 - 1220 - 1160 65 60 1190
Примечание. Ьр — температура ликвидус; — температура солидус; Ь^рр^ — температура локального плавления эвтектической (перитектической) У - у' - фазы; Нр ^ , Ьцр — температуры начала и полного (конца) растворения у' - фазы; Лрр — интервал кристаллизации сплава; Ьр0м — температурный интервал для проведения гомогенизации; Ьр0м — оптимальная температура гомогенизации для сплава.
Для сравнительной оценки склонности к структурной и фазовой нестабильности оптимизированного состава спроектированного сплава ЖС3 ЛС-М использовались как традиционные расчетные методы PHACOMP (Nv) [7, 11], New PHACOMP (Md) [13], Д £-метод [14-18] с их известными регрессионными уравнениями (РУ), так и полученные математические регрессионные модели (РМ) [12, 21-24].
На основе критериев (параметров) работоспособности литейных ЖНС, обоснованных в работах [12, 21-24] были проведены расчеты методом CALPHAD [25] по структурно-фазовым и физическим параметрам [24, 26].
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 спроектированного сплава ЖС3ЛС-М 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 [27, 28]. В качестве эталона использовался термически инертный образец чистого вольфрама ^-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 ЖС3 ЛС-М, в сравнении с аналогичными образцами промышленных сплавов ЖС3ЛС и ВЖЛ12Э. Опытные образцы из спроектированного сплава ЖС3ЛС-М получали вакуумно-индукционной плавкой на установке марки УППФ-3М по серийной технологии.
Расчетные исследования ВТК - стойкости проводились для состава спроектированного сплава ЖС3 ЛС-М (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].
Экспериментальные исследования ВТК- стойкости образцов тестовой плавки сплава ЖС3ЛС-М структурой проводились в синтетической золе при температурах испытаний 800, 850, 900 и 950 °С, в сравнении со сплавами ЖС3 ЛС и ВЖЛ12Э 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: №2804 - 66,2 %; Бе203 - 20,4 %; N10 - 8,3 %;
СаО - 3,3 %; У205 - 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 ¥ч г/м2с. В таблице 9 представлены расчетные и экспериментальные значения коррозионных параметров спроектированного сплава ЖС3ЛС-М.
Механические испытания проводились на стандартных цилиндрических образцах из разработанного сплава ЖС3 ЛС-М на кратковременную и длительную прочность стандартными методами. Испытания на кратковременную прочность проводились 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 гтг 3/3 (ГОСТ 10145-81).
В таблицах 10-12 представлены расчетные и экспериментальные значения объемной доли V у'' - фазы и пределов кратковременной и длительной прочности образцов тестовых плавок спроектированного сплава ЖС3ЛС-М.
В таблице 13 представлены сравнительные результаты расчетных и экспериментальных значений характеристик разработанного сплава ЖС3ЛС-М по группам параметров: структурная стабильность, структурно-фазовые, физические, температурные, коррозионные и прочностные характеристики, в сравнении со значениями аналогичных характеристик для
промышленных сплавов ЖС3ЛС и ВЖЛ 12Э. Таблица 9 - Средняя скорость коррозии сплава ЖС3ЛС-М [12, 21]
Сплав ЖС3ЛС-М Средняя скорость коррозии Vq', г / м2-с
Пкс > 3,0 V/00 • 10 3 V/50 • 10 3 V/00- 10 3 V/50- 10 3 'КРИТ-°С
Расчет по РМ 3,81 0,0483 0,9719 3,5846 6,0234 817
Эксперимент - 0,04 0,90 3,50 5,90 -820
Таблица 10 - Количество у' - фазы в сплаве ЖС3ЛС-М при разных температурах [12, 24]
Сплав ЖС3ЛС-М Количество упрочняющей у' - фазы, % по массе
V у' 20 Т/ , 800 V у' Т/ , 900 V у' Т/ , 1000 V у'
Расчет по РМ 48,6 47,5 44,6 33,9
Эксперимент 48,9 - - -
Таблица 11 - Предел кратковременной прочности сплава ЖС3ЛС-М [12, 24]
Сплав ЖС3ЛС-М Предел кратковременной прочности ст в', МПа
ст 20 а в СТ 800 ав СТ 900 а в _ 1000 ав 520 5 800 5 900 5 1000
Расчет по РМ 979 835 860 502 - - - -
Эксперимент 930-975 811-836 849-854 500-563 8,8-13,2 3,8-5,3 2,9-5,9 5,0-11,8
Таблица 12 - Предел длительной прочности сплава ЖС3ЛС-М [12, 24]
Сплав ЖС3ЛС-М 100- и 1000- часовой предел длительной прочности стТ , МПа
_ 800 о 100 _ 800 о 1000 _ 900 о 100 _ 900 о 1000 _ 1000 о 100 _ 1000 о 1000
Расчет по РМ 480 370 280 180 120 70
Эксперимент 480-500 350-370 280-300 170-190 110-130 70-80
Таблица 13 - Сравнительные значения характеристик сплавов
Характеристики параметров по группам Значения характеристик сплавов
Сплав-прототип ЖС3ЛС Спроектированный сплав ЖС3ЛС-М Сплав-аналог ВЖЛ12Э
Структурная стабильность: ПТПУ = 0,825 ± 0,025 N у < 2,45 0,8290 2,2141 0,8323 2,2566 0,8175 2,2287
Шу < 0,93 0,9100 0,9141 0,9114
Шс = 0,980 ± 0,008 Д Е = ± 0,04 1,0061 +0,1372 0,9840 +0,0200 0,9847 +0,0235
Структурно -фазовые: 43 < V у' 20< 50 % (по массе) 38,0-42,0 43,5-49,5 58,0-64,0
Физические: р, г/см3 8,33 8,47 7,93
мисфит 0,15 < 5 < 0,45 % 0,171 0,377 0,151
Температурные: к ,°с г8 > 1280, °С Д ¿хр. , °С ¿ЭВТ^ °С + / °С ¿Н.Р. , С + у' °С 1П.Р. , С Д tГОМ, °С tГОМ, °С 1354 1260 94 1188 835 1090 98 1150°±10° 1355 1290 65 1220 850 1160 60 1190°±10° 1334 1273 61 1229 851 1222 7 без ТО или *ТО - (1210° ± 10°)
Коррозионные: Пхс > 3,0 V,800 х 10 3, г/м2-с V,850 х 10 3, г/м2-с V,900 х 10 3, г/м2-с V,950 х 10 3, г/м2-с ¿КРИТ^ °С 4,00 0,04 0,82 3,0 5,24 -825° 3,81 0,05 0,97 3,58 5,92 -820° 2,53 0,16 2,98 9,97 15,12 -770°
Кратковременная прочность: ст в20 > 850 МПа ст в800, МПа ст в900, МПа ст в1000, МПа 740-770 620-650 520-600 930-975 911-956 849-854 500-563 910-975 880-1000 850-870 500-580
Длительная прочность: ст юо800, МПа ст Ю00800, МПа ст 100900, МПа ст Ю00900, МПа ст 1001000, МПа 1000 ст 1000 , МПа ст 180975 > 40 часов 380-400 180-200 480-500 350-370 280-300 170-190 110-130 70-80 44-68 480-530 370-420 270-305 180-205 120-145 75-90 68-127
Для сравнительной оценки свариваемости спроектированного сплава ЖС3 ЛС-М с промышленными сплавами ЖС3 ЛС и ВЖЛ12Э на рисунке 2 приведена диаграмма, которая предусматривает разделение сплавов на три группы: хорошо, удовлетворительно и плохо свари-
ваемые. Поскольку главную роль в упрочнении жаропрочных никелевых сплавах (ЖНС) играет у' - фаза, содержание которой в современных сплавах превышает 50 % по массе, то это и определяет сложности при их сварке плавлением, т. е. методом аргонодуговой сварки (АДС) [29].
.41. % (масс.)
х
\ V
\ у «ж. и: !Э
ч
> ЖСЭЛ' ц \\
) ж \ /1 СЗЛС-1 u ^ III
0 12 3-15 Ti, % (масс.)
Рис. 2. Диаграмма для оценки склонности жаропрочных никелевых сплавов к образованию термических трещин (зона I-Ш соответственно, сплав не склонный, с умеренной
склонностью, с высокой склонностью к образованию трещин) [29]
К первой группе относится промышленный литейный свариваемый коррозионностойкий никелевый сплав ЖС3ЛС с содержанием алюминия 2,5-3,0 % при граничном условии 2,7 %, титана 2,5-3,0 % при граничном условии 3,6 %, что соответствует количеству у' - фазы 38-42 %. Сплав не склонен к образованию термических трещин (рис. 2, зона I).
К первой и второй группам одновременно относится спроектированный на основе промышленного сплава ЖС3ЛС литейный коррозионностойкий сплав ЖС3 ЛС-М с повышенной жаропрочностью, обладающий технологической свариваемостью, в котором содержание алюминия 2,5-3,5 % при граничном условии 2,7 %, титана 2,5-3,5 % при граничном условии 3,6 %,
что соответствует 43-49 % у' - фазы, но не более 50 %. Сплав не склонен к образованию термических трещин (рис. 2, зоны I и II).
К третьей группе относится литейный жаропрочный не коррозионностойкий никелевый сплав ВЖЛ12Э с высокой склонностью к образованию термических трещин с содержанием алюминия (5,0-5,7 %) при граничном условии 2,7 %, титана - (4,2-4,7 %), при граничном условии 3,6 %, что соответствует количеству Y - фазы 58-62 %, что значительно превышает граничные условия 50 % (рис. 2, зона III).
Исследование свариваемости проводилось методом аргонодуговой сварки (АДС) на образцах-темплетах сплавов ВЖЛ12Э, ЖС3 ЛС-М и ЖС3ЛС в литом состоянии двумя видами присадочных материалов: опытным сплавом ЖС3ЛС-М (электроды 0 1,8мм) и серийной присадочной проволокой марки ЭП367.
При внешнем осмотре сварных образцов-темпле-тов сплава ВЖЛ12Э в ультрафиолетовом свете в зоне сварного шва выявлены поперечные и продольные трещины (рис. 3 а), а также групповые точечные свечения пенетранта (рис. 3 б).
..............."ii|i1tl|iTTf|iiii|iiii|l(ll|iHi|iiii|llil|lrtl 1 Н 514
а б
Рис. 3. Внешний вид сварных швов на образцах-темплетах после сварки литейных жаропрочных сплавов ВЖЛ12Э, ЖС3ЛС-М и ЖС3ЛС: а - трещины в сварном шве (сплав ВЖЛ12Э, присадка ЭП367); б - групповое свечение в сварном шве (сплав ВЖЛ12Э, присадка ЖС3ЛС-М); в - единичные точечные свечения в сварном шве (сплав ЖС3ЛС-М присадка ЭП367); г - единичные точечные свечения в сварном шве (сплав ЖС3ЛС-М, присадка ЖС3ЛС-М); й - единичные точечные свечения в сварном шве (сплав ЖС3ЛС, присадка ЭП367); е - единичные точечные свечения по границе сварного шва (сплав ЖС3ЛС, присадка ЖС3ЛС-М)
в г
Рис. 4. Технологический процесс изготовления цельнолитого СА ТВ3-117 аппарата из спроектированного сплава ЖС3ЛС-М в условиях промышленного производства ЗМЗ им. В. И. Омельченко: а - внешний вид модельного блока; б - устранение литейных точечных дефектов методом АДС; в - устранение микротрещин методом АДС; г - цельнолитой СА ТВ3-117 после устранения дефектов, ТО и ЛЮМ-контроля
На образцах разработанного сплава ЖС3ЛС-М и промышленного ЖС3ЛС наблюдались только единичные свечения (рис. 3 в, г и рис. 3 д, е).
На образце-темплете из сплава ВЖЛ12Э (рис. 3 а) сварной шов сформирован серийным присадочным материалом ЭП367. Ширина сварного шва - составляет - 4.. .6 мм. По сварному шву выявлено две сварочные трещины. Трещины извилистые и окисленные, протяженностью - 4.6 мм. На рис. 3 б представлен внешний вид сварного шва на образце-темплете из сплава ВЖЛ12Э, который сформирован опытным присадочным материалом ЖС3 ЛС-М. Ширина сварного шва - составляет - 4.6 мм. Видно, что на поверхности об-разца-темплета в зоне сварного шва наблюдается групповое точечное свечение из-за скопления пор. На об-разце-темплете из сплава ВЖЛ12Э на поверхности в зоне сварного шва выявлены скопления пор диаметром - 0,1.0,5 мм.
Металлографические исследования показали, после литья образцы и отливки цельнолитых СА из разработанного сплава ЖС3 ЛС-М имели типичную для литейных ЖНС структуру дендритного строения, в которой первично кристаллизуемой фазой является У - твердый раствор в виде дендритов (рис. 5).
Вследствие микроликвации легирующих элементов в процессе кристаллизации разработанного сплава ЖС3ЛС-М в микроструктуре образцов и отливок СА наблюдается химическая и структурная неоднородность, которая в большей степени устраняется последующей термической обработкой.
Тонкие исследования структуры, показали, что размер и форма частиц основной упрочняющей у' - фазы значительно различаются в осях дендритов (рис. 6 а) и междендритных областях (см. рис. 6 б), в последних частицы у' - фазы в 3-5 раз крупнее, чем в осях дендритов.
После термообработки, проведенной по оптимальному режиму: гомогенизация при 1190 °С ± 10 °С в течение 4 часов с последующим охлаждением на воздухе, размер и форма частиц у' - фазы практически не различаются в осях дендритов (рис. 6 в) и междендритных областях (рис. 6 г).
Путем многокритериальной оптимизации состава на основе расчетных и экспериментальных исследований для заданных условий проектирования, разработанный сплав ЖС3ЛС-М обеспечивает необходимый уровень требуемых параметров и характеристик. Сбалансированный состав с указанными пределами легирования содержит оптимальное количество:
Таблица 14 - Сравнительные технологические характеристики сплавов
Технологические характеристики Значения характеристик сплавов
Сплав-прототип ЖС3ЛС Спроектированный сплав ЖС3ЛС-М Сплав-аналогВЖЛ12Э
Жидкотекучесть Аналогичная сплаву ЖС6К Аналогичная сплаву ЖС6К Аналогичная сплаву ЖС6К
Линейная усадка 1,8-2,0 1,9-2,3 2,1-2,5
Устранение литейных дефектов на цельнолитых СА методом АДС Обладает технологической свариваемостью Обладает технологической свариваемостью Не обладает технологической свариваемостью
Рис. 5. Микроструктура спроектированного сплава ЖС3ЛС-М при разных увеличениях в литом (а, б) и термообработанном
(в, г) состояниях
в
Рис. 6. Морфология у' - фазы в литом (а, б) и
Та = (2,5 ± 0,3) %; болеенизкое содержание Сг = (14,5 ± 0,3) %, Мо = (2,0 ± 0,5) % и более высокое содержание W = (6,5 ± 0,3) % по массе, чем у промышленного сплава ЖС3ЛС, взятого за прототип; более низкое содержание А1 = (3,3 ± 0,3) %, чем у сплава ВЖЛ12Э, взятого за аналог:
В условиях промышленного производства АО «Мотор Сич» по прочностным характеристикам аттестованы 5 плавок общим весом 500 кг из разработанного сплава ЖС3ЛС-М. В промышленных условиях предприятия ЗМЗ им. В. И. Омельченко изготовлены опытные цельнолитые сопловые аппараты СА ТВ3-117. Опытный СА ТВ3-117 отработал необходимый ресурс на технологическом двигателе с положительным результатом и до настоящего времени продолжает нарабатывать ресурс с целью его увеличения.
Выводы
1. Путем многокритериальной оптимизации состава по алгоритму разработанной методики КРАМ спроектирован новый литейный свариваемый коррозион-ностойкий сплав ЖС3 ЛС-М для изготовления цельнолитых СА разных типов, обладающий повышенными прочностными характеристиками на уровне жаропрочного несвариваемого и некоррозионностойкого сплава ВЖЛ12Э, а также обладающего коррозионной стойкостью и технологической свариваемостью на уровне промышленного литейного свариваемого жаропрочного коррозионностойкого никелевого сплава ЖС3 ЛС.
2. Разработанный новый сплав ЖС3ЛС-М внедрен в промышленное производство АО «Мотор Сич» для изготовления цельнолитых сопловых аппаратов типа ТВ3-117 разных ступеней, взамен широко применяемых промышленных сплавов ЖС3ЛС и ВЖЛ12Э.
Список литературы
1. Каблов Е. Н. Литейные жаропрочные сплавы. Эффект С.Т. Кишкина : науч.-техн. сб. к 100-летию со дня рожде-
г
»бработанном (в, г) состояниях сплава: х 10000
ния С. Т. Кишкина / Каблов Е. Н. ; под общ. ред. Е. Н. Каблова. - М. : Наука, 2006. - 272 с.
2. Каблов Е. Н. 75 лет. Авиационные материалы. Избранные труды «ВИАМ» 1932-2007 / Каблов Е. Н. // Юбилейный научно-технический сборник под общ. ред. Е. Н. Каблова. - М. : «ВИАМ», 2007. - 439 с.
3. 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. Патон Б. Е. Жаропрочность литейных никелевых сплавов и защита их от окисления / [Б. Е. Патон, Г. Б. Строганов, С. Т. Кишкин и др.]. - К. : Наук. думка, 1987. -256 с.
6. Каблов Е. Н. Литые лопатки газотурбинных двигателей (сплавы, технология, покрытия) / Е. Н. Каблов // Всеро-сийский 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 коррозии (ВТК) / [А. Д. Коваль, С. Б. Беликов, Е. Л. Санчугов, А. Г. Андриенко]. - Запорож. машиностр. ин-т, 1990. -56 с. - (Препринт / КИЕВ УМК ВО; ЗМИ 1990).
9. Никитин В. И. Коррозия и защита лопаток газовых турбин / Никитин В. И. - Л. : Машиностроение, 1987. -272 с.
10. Химушин Ф. Ф. Жаропрочные сплавы / Ф. Ф. Химушин. - М. : Металлургия, 1969. - 749 с.
11. Жаропрочные сплавы для газовых турбин. Материалы международной конференции / [Д. Котсорадис, П. Феликс, Х. Фишмайстер и др.] ; пер. с англ. под ред. Р. Е. Шалина. - М. : Металлургия, 1981. - 480 с.
12. Гайдук С. В. Комплексная расчетно-аналитическая методика для проектирования литейных жаропрочных никелевых сплавов / С. В. Гайдук // Hовi матерiали i технологи в металурги та машинобудуванш. - 2015. - № 2. -С. 92-103.
13. Morinaga M. New PHACOMP and its application to alloy designe / M. Morinaga, N. Yukawa, H. Adachi, H. Ezaki // Supearalloys 1984 (eds. M. Gell et al.), AIME, 1984. -Р. 523-532.
14. Морозова Г. И. Компенсация дисбаланса легирования жаропрочных никелевых сплавов / Г. И. Морозова // Металловедение и термическая обработка металлов. -2012. - № 12 (690). - С. 52-56.
15. Морозова Г. И. Сбалансированное легирование жаропрочных никелевых сплавов / Г. И. Морозова // Металлы. - 1993. - № 1. - С. 38-41.
16. Логунов А. В. Методологические основы автоматизированного проектирования жаропрочных сплавов на никелевой основе Часть - I/ А. В. Логунов, Ю. Н. Шмо-тин, Д. В. Данилов // Технология металлов. - 2014. -№ 5. - С. 3-9.
17. Логунов А. В. Методологические основы автоматизированного проектирования жаропрочных сплавов на никелевой основе Часть II / А. В. Логунов, Ю. Н. Шмотин, Д. В. Данилов // Технология металлов. - 2014. - № 6. -С. 3-10.
18. Логунов А. В. Методологические основы автоматизированного проектирования жаропрочных сплавов на никелевой основе. Часть III / А. В. Логунов, Ю. Н. 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 // Авиационно-космическая техника и технология. - 2015. -№ 9 (126). - С. 33-37.
20. Гайдук С. В. Получение прогнозирующих математических моделей для расчета термодинамических пара-
метров литейных жаропрочных никелевых сплавов / С. В. Гайдук, В. В. Кононов, В. В. Куренкова // Современная электрометаллургия. - 2015. - № 4. - С. 31-37.
21. Гайдук С. В. Математические регрессионные модели для прогнозирующих расчетов коррозионных параметров 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 расчета количества у' - фазы и прогнозирования длительной прочности литейных жаропрочных никелевых сплавов / С. В. Гайдук, Т. В. Тихомирова // Металлургическая и горнорудная промышленность. - 2015. - № 6. - С. 6468.
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,
B. В. Куренкова // Современная электрометаллургия. -2015. - № 3. - С. 35-40.
25. Вертоградский В. А. Исследование фазовых превращений в сплавах типа ЖС методом ДТА/ В. А. Вертоград-ский, Т. П. Рыкова // Жаропрочные и жаростойкие стали и сплавы на никелевой основе. - М. : Наука, 1984. -
C. 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. Гайдук С. В. Сравнительные исследования свариваемости литейных жаропрочных никелевых сплавов / С. В. Гайдук, И. А. Петрик, В. В. Кононов // Новi мате-рiали i технологи в металурги та машинобудуванш. -2015. - № 1. - С. 82-88.
Одержано 21.11.2016
Гайдук С.В. Проектування технолопчно зварюваного ливарного жаромщного корозшностшкого шкелевого сплаву для виготовлення щльнолитих соплових апарапв
За алгоритмом розроблено'1 комплексно'! розрахунково-аналтично1 методики (КРАМ) спроектований новий ливарний жаромщний корозшностшкий нiкелевий сплав ЖС3ЛС-М для виготовлення цшьнолитих соплових anapamie (СА), що мае жаромiцнiсть ст 40975 = 180-200 МПа на рiвнi промислового жаромiцного некорозшностшкого сплаву ВЖЛ12Е, а також mехнологiчною звapювaнiсmю i корозшною стшюстю наpiвнi промислового зварюваного корозшностшкого сплаву ЖС3ЛС.
Ключовi слова: ливapнi жapомiцнi нiкелевi сплави (ЖНС), параметри npaцездamносmi, методика (КРАМ), регресшна модель (РМ), регресшне piвняння (РУ), службовi влaсmивосmi, mехнологiчнa звapювaнiсmь.
Gayduk S. High-temperature operative-weldable corrosion-resistant nickel-base cast alloy engineering applied for cast in block nozzle units production
In accordance with the developed algorithm of a comprehensive analytical solution method (CASM), a modern high-temperature corrosion-resistant nickel-base cast alloy ЖС3ЛС-М has been designed for the cast in block nozzle units (NU) production, exhibiting high-temperature strength ст 40975 = 180-200 MPa at the same level as the industrial high-temperature noncorrosion-resistant alloy ВЖЛ12Э, as well as its operative weldability and corrosion-resistance are equal to the industrial corrosion-resistant weldable alloy ЖС3ЛС values.
Key words: high-temperature nickel-base cast alloys (HTNA), performance parameters, CASM-technique, regression model (RM), regression equation (RE), service properties, operative weldability.
