CC BY
197
УДК 669.295
Н.А. Ночовная, Е.Б. Алексеев, К.К. Ясинский, А.С. Кочетков
СПЕЦИФИКА ПЛАВКИ И СПОСОБЫ ПОЛУЧЕНИЯ СЛИТКОВ ИНТЕРМЕТАЛЛИДНЫХ ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ С ПОВЫШЕННЫМ СОДЕРЖАНИЕМ НИОБИЯ
В настоящее время к числу наиболее перспективных титановых сплавов для авиакосмической и двигателестроительной областей относятся интерметаллидные сплавы на основе системы Ti—Al—Nb с рабочими температурами выше 600 °С, обладающие высокими прочностными и жаропрочными свойствами. Однако в отличие от обычных жаропрочных титановых интерметаллидные сплавы имеют повышенное содержание алюминия и ниобия. Это вызывает определенные трудности, связанные c большим содержанием хрупкой составляющей шихты, что может привести к обрыву прессованных электродов во время плавки и неоднородному химическому составу. В работе предложены методы и режимы получения качественных однородных слитков.
E-mail: [email protected]
Ключевые слова: сплавы на основе системы Ti-Al-Nb, интерметалли-ды титана, ортосплавы, выплавка слитков.
Разработка жаропрочных материалов на основе интерметаллид-ных титановых сплавов для рабочих температур выше 600 °С является важной задачей современного двигательного материаловедения.
Из существующих сплавов на основе интерметаллидов титана -Ti3Al (супер-альфа-2-сплавы) и TiAl (гамма-сплавы) - только Ti^NbAl-сплавы (ортосплавы) оказались наиболее перспективными для этих целей [1-6].
Исследователями отмечалось, что интерметаллидные ортосплавы по сравнению с титановыми сплавами имеют более высокий уровень механических свойств, таких как прочность и жаропрочность, вязкость разрушения, пониженную скорость роста трещин, а также по-жаробезопасность до температуры 700 °С. Кроме того, хорошая технологичность этих сплавов при горячей обработке давлением позволяет изготовлять различные деформированные полуфабрикаты (плиты, штамповки, листы и др.) с лучшим уровнем механических свойств, чем у супер-альфа-2- и гамма-сплавов [7-9].
Отмечается, что применение ортосплавов в монолитном варианте в виде штамповок и листов (детали КНД и КВД - сопловые лопатки, кольца, корпусы и др.) позволяет снизить вес конструкции двигателя до 25 % и повысить рабочую температуру на 100 °С (в сравнении с
титановыми сплавами) и обеспечить требуемую пожаробезопасность конструкции.
Повышенная технологичность ортосплавов в деформированных полуфабрикатах допускает изготовление тонких листов, ленты и фольги с различными уровнями прочности и пластичности. Это позволяет создавать на их основе новые перспективные жаропрочные материалы - интерметаллидные композиционные материалы (ИКМ) с матрицей из ортосплава и волокон БЮ (30.. .40 % об.). Полученные образцы такого КМ показывают, что по своим удельным механическим свойствам в диапазоне температур до 700 °С они в 1,5-2,0 раза превосходят жаропрочные титановые сплавы и стали, обеспечивая повышенные характеристики жесткости, сопротивления усталости, жаропрочности и надежности конструкции [10].
Несмотря на существенные преимущества, ортосплавы имеют недостатки, к которым следует отнести их повышенную плотность и высокую стоимость, определяемую составом шихтовых материалов и технологией выплавки слитков сплавов с большим содержанием легирующих элементов.
Многие из указанных трудностей можно преодолеть, разработав экономно-легированные сплавы и используя технологии производства, применяемые для серийных титановых сплавов [9].
Целью настоящего исследования является отработка технологических вариантов выплавки слитков из сплавов интерметаллидного соединения Т12АГЫЬ с использованием серийной технологии многократного вакуумно-дугового переплава расходуемых электродов и слитков.
Материалы и оборудование. Для получения сплавов интерметаллидного соединения Т12А1№ (ортофаза) использовали следующие шихтовые материалы: титановая губка (марка ТГ100), высокочистый алюминий (марка А99), штабики ниобия (марки НбШ-0), серийная лигатура ЫЬ-А1 (марка НбА-0), опытная лигатура АНК (ЫЬ-15А1 % масс. с низким содержанием кислорода) и опытная лигатура НбТ (ЫЬ-16Т1 % масс. изготовленная ФГУП «ВИАМ»).
Содержание легирующих элементов в использованных лигатурах и чистых шихтовых материалов представлено в табл. 1.
В качестве оборудования для получения прессованных электродов и их испытаний использовали гидравлический пресс ПГ-250 усилием 2,5 МН и пресс ПГ-50 усилием 0,5 МН.
Качество прессованных электродов оценивали по плотности и механическим свойствам прессовок при испытаниях на сжатие с определением их условного предела прочности. Для этих целей изготовляли прессовки электродов, высота которых была равна их диаметру (50 мм). Исследование плотности и прочности составных электродов не проводили, поскольку они не представляли собой единого монолита.
Таблица 1
Химический состав лигатур и чистых элементов
Лигатура Содержание элементов, % масс.
Al Nb Ti Сумма прочих
НбА-0 10,70 88,90 - 0,40
АНК 14,10 85,00 - 0,90
НбТ - 84,00 15,70 0,30
Ti - - 99,75 0,25
Al 99,99 - - 0,01
Nb-штабик - 99,85 - 0,15
Для выплавки слитков сплавов использовали вакуумно-дуговую печь ВД5М с кристаллизаторами диаметром 100, 125 и 150 мм. В процессе плавки в печи поддерживали давление не выше 0,133 Па при натекании не более 3,325 л-Па/с.
Химический состав слитков сплавов определяли с помощью атомно-абсорбционного и атомно-эмиссионного анализа на установках Уапап-240 ББ и Уапап-730 ЕБ соответственно. Образцы вырезали из трех зон - верхней, срединной и донной частей слитка после обточки слитков на глубину 2.3 мм от поверхности. Для определения состава сплавов использовали по три образца на каждый анализ.
Результаты исследований. Композиция интерметаллидного соединения Т12А1№ (Т1-25А1-25№ % ат., ТМ3А1-42№ % масс.) в отличие от обычных жаропрочных титановых сплавов имеет повышенное содержание алюминия (~13 %) и ниобия (~42 %). Это вызывает определенные трудности, связанные с большим процентом хрупкой составляющей шихты - лигатуры ниобий-алюминий (более 50 % об.), что может привести к расслаиванию прессовок и их обрыву при прессовании электродов, поскольку остаточное количество титановой губки для связки составляет менее 50 % масс., что снижает прочность электрода.
Для введения в серийные титановые сплавы ниобия обычно используют лигатуру НбА-0, содержащую 10.12 % масс. А1 и до 2 % масс. О2, остальное - ЫЬ. Применение такой лигатуры для получения Т12АШЪ-сплава не представляется возможным вследствие загрязнения его кислородом до 0,6.0,7 % масс., который резко снижает прочность и пластичность (в том числе и технологическую пластичность) сплава.
С учетом этих обстоятельств для сравнения были исследованы свойства электродов при введении в сплавы N с помощью лигатур НбА-0, АНК (содержание кислорода 0,1 % масс.) и лигатуры НбТ, изготовляемой из штабиков ниобия и листов высокочистого титана, а
также при получении сплавов непосредственно из чистых элементов - титанового проката, листового алюминия и штабиков ниобия.
Подготовка шихтовых материалов при получении прессованных электродов состояла из следующих операций:
• сушка губчатого титана в камере электропечи при температурах 150.. .180 °С в течение 3...4 ч;
• измельчение алюминия и лигатуры НбТ в стружку размером 0,5x5 мм;
• измельчение лигатур НбА-0 и АНК на фракции размером не более 2 мм.
Расходуемые электроды диаметром 70 мм изготовляли с использованием лигатур НбА-0, АНК и НбТ методом непрерывного проходного прессования перемешанных порций титановой губки и остальных шихтовых материалов при удельных давлениях 17,6.21,5 МПа.
Для получения слитков из чистых компонентов применяли наборные электроды из титанового проката, полос алюминия и штаби-ков ниобия, которые сваривали по торцам и использовали как расходуемый электрод.
При выплавке слитков интерметаллидного соединения Т12А1№ применяли расчетный состав: Т1-14А1-42,5№ % масс.
Результаты определения плотности и испытаний на сжатие модельных прессовок диаметром 50 мм с использованием трех лигатур, содержащих ниобий, представлены в табл. 2.
Как видно из приведенных данных, использование порошков хрупких лигатур НбА-0 и АНК в количестве ~50 % об. обеспечивает плотность электродов на уровне 3050.3154 кг/м3, что составляет 0,58.0,60 плотности интерметаллида Т12АГЫЬ. В случае применения в качестве лигатуры стружки сплава НбТ прессованные компакты имеют меньшую плотность - на уровне ~0,5 плотности монолита.
Таблица 2
Плотность и механические свойства прессовок электродов диаметром 50 мм, изготовленных из лигатур НбА-0, АНК и НбТ
Параметр Значение параметра для лигатуры
НбА-0 АНК НбТ
Плотность при 20 °С, кг/м3 3050.3154 3090.3150 2625.2780
Условный предел прочности на сжатие при 20 °С, МПа 145 . 154 142.153 220.245
Определение условного предела прочности прессовок с хрупкими лигатурами НбА-0 и АНК показало невысокие значения -142.154 МПа, что ниже, чем в случае прессованных электродов для
титановых сплавов. Такой уровень прочности может обусловить разрушение электродов уже при их загрузке в печь или в процессе 1-го переплава, что нарушает процесс плавки.
Использование лигатуры НбТ для изготовления расходуемых электродов приводит к повышению условного предела прочности за счет проникновения упругой стружки лигатурного сплава в титановую губку, что увеличивает площадь соприкосновения и прочность сцепления. Несмотря на это, получаемые электроды имеют пониженную плотность, которая проводит к снижению производительности плавильной печи.
Таким образом, для получения прочных прессованных электродов Т12АШЪ-сплава с использовании лигатур АНК или НбТ необходимо применять оборудование с повышенными удельными давлениями прессования (> 22 МПа), что позволит обеспечить требуемую прочность компактов, отсутствие отрывов электродов и стабильность процессов плавки электродов.
Прессованные электроды диаметром 70 мм из интерметаллидно-го Т12АШЪ-сплава выплавляли по серийной технологии производства титановых сплавов. Для этих целей использовался постоянный ток с напряжением на дуге 28.30 В и удельными токами 12.35 А/см2. При плавках зазор между электродом или слитком сохранялся в пределах 10.12 мм на сторону. Использовали трехкратный переплав.
Эксперименты по плавке прессованных электродов диаметром 70 мм независимо от состава шихтовых материалов (лигатуры НбА-0, АНК и НбТ) показали, что использование удельных токов 12.15 А/см2 не обеспечивает требуемые скорость плавления электродов и глубину жидкой ванны металла, что приводит к появлению в слитках рыхлот (в центре) и значительной пористости (по образующей).
При удельных токах 15.18 А/см2 достигаются необходимая скорость плавки, достаточная глубина ванны жидкого металла и его хорошее перемешивание. Рыхлоты и непроплавы на поверхности слитков отсутствуют.
Плавка на токах более 20 А/см2 существенно повышает скорость плавки, однако глубина ванны металла при этом возрастает незначительно. Кроме того, этот режим плавки увеличивает высоту и толщину короны, что приводит к уменьшению зазоров между электродом и стенкой кристаллизатора и может вызвать его прожог.
Слиток сплава, выплавленный по данному режиму, не имел рых-лот и непроплавов. Однако высокая корона слитка уменьшала выход годного литого металла примерно на 20 %.
Помимо технологии плавки с использованием расходуемого прессованного электрода опробовалась технология выплавки слитков
без прессованного электрода. Она включала изготовление расходуемого электрода из титанового проката, листов алюминия и штабиков ниобия, аргонодуговую сварку для получения из них прочного компакта и последующую дуговую плавку.
Полученный электрод выплавлялся по описанной ранее технологии, но с более высокими удельными токами: 1-й переплав -30.35 А/см2 при напряжении 30.35 В; 2-й переплав - 20.25 А/см2 при напряжении 25.30 В; 3-й переплав - по режимам, приведенным ранее.
После 3-го переплава на образующей поверхности слитка имелись непроплавы, что потребовало введения дополнительного (4-го) переплава, который обеспечил качественную поверхность слитка без непроплавов и рыхлот.
После проточки слитков на глубину 2 мм на диаметр отбирали стружку для проведения анализа всех слитков. Полученные результаты представлены в табл. 3.
Как видно, использование лигатур НбА-0, АНК и НбТ и трехкратного переплава обеспечивает получение достаточно однородных по химическому составу слитков, в которых разброс по содержанию алюминия не превышает 0,6 % масс., а по содержанию ниобия - около 1,2 % масс., что свидетельствует о наличии небольшой неоднородности состава сплава.
Таблица 3
Химический состав слитков ^^ЛШ-сплава, изготовленных с использованием лигатур НбА-0 (1), АНК (2), НбТ (3) и составного электрода (4)
Слиток Химический состав сплава, % масс., в зоне отбора
верхней срединной донной
Al Nb Al Nb Al Nb
1 13,4/13,3 42,1/42,3 13,6/13,4 42,0/41,8 13,2/13,0 42,5/42,6
2 13,2/13,4 41,6/41,3 13,4/13,4 41,6/41,4 13,3/13,4 42,4/42,2
3 13,5/13,6 41,8/41,9 13,6/13,5 41,9/41,8 13,2/13,3 42,8/42,7
4 14,5/14,6 41,1/41,2 13,8/13,8 42,3/42,8 13,3/13,4 42,4/42,6
Примечание. В числителе и знаменателе приведены результаты атомно-аб-сорбционного и атомно-эмиссионного анализа соответственно.
Получение слитков Т12АШЪ-сплава с применением технологии плавки составного электрода из чистых компонентов не обеспечивает химическую однородность слитка, что связано с недостаточным перемешиванием расплава при проведении первых переплавов за счет невысоких (менее 35 А/см2) удельных плотностей токов. Даже про-
ведением 4-го переплава на режимах плавки серийных сплавов не удается получить однородный по составу слиток: верхняя часть слитка обогащена алюминием до 14,б % масс., а нижняя часть -обеднена до 13,3 % масс. По содержанию ниобия по высоте слитка наблюдается обратная зависимость.
Выводы. Исследованиями установлено, что для получения однородных по составу слитков интерметаллидного Ti2AlNb-сплава необходимо использовать титановую губку (марка ТГ100) и лигатуру Nb-Al (марка АНК), а также многократный (не менее чем четырехкратный) вакуумно-дуговой переплав с режимами, близкими к плавке серийных титановых сплавов.
Для опытно-промышленного производства слитков Ti2AlNb-сплава, а также сплавов на его основе целесообразно применять современные виды плавки - электронно-лучевой переплав, гарнисаж-ную плавку и плавку в индукционной печи с «холодным тиглем».
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Иванов В. И., Ясинский К. К. // Технология легких сплавов. 199б. № 3. С. 7-12.
2. Анташев В. Г., Иванов В. И., Ясинский К. К. // Технология легких сплавов. 199б. № 3. С. 20-23.
3. Russ S.M., Boechlert C.J., Eylon D. // Mater. Sci. Eng. 1995, A192/193. Р. 483-489.
4. Gintly C A. Gray H R. // 24th Int. SAMPE Technical Conf. Oct. 20-22, 1992. Р. T1029-T1093.
5. Kumpfert J., Kaysser W.A. Zeitschrift fur Metallkunde. 2001. Vol. 92. No. 2. P. 128-134.
6. Kumpfert J. // Advanced Engineering Materials. 2001. Vol. 3. No. 11. P. 851—8б4.
7. Eirod Ch.W. // ASME Turbo Expo: Power for Land., Sea and Air. United States, June 1б-19, 2003. Amer. Soc. of Mech. Eng.: New York, USA. 2003. P. 1223-1230.
8. Hisaishi Ohnabe, Shoju Masaki, Masakazu Onozuka, et al. // Composites: Part A, Applied Science and Manufacturing. 1999. Vol. 30. P. 489-49б.
9. Peters M., Hemptennaucher J., Kumpfer J., et al. Titan und Titanlegierungen / Ed/ by Peters M.. Legen Chr. Wiley-VCH Verlag GmbH and Co. KGA (Germany), 2002. B 1-37.
10. Mirachle D.B., Smith P.R., Graves J.A. Intermetallic Matrix Composites III: Proc. of Mat. Res. Soc. Simp. (USA). 1994. Vol. 350. P. 133-142.
Статья поступила в редакцию 31.10.2011
