CC BY
56
Неровный В.М., Орлов В.Ю. ©
Профессор д.т.н., кафедра «Технологии сварки и диагностики»; студент факультета «Машиностроительные технологии», Московский государственный технический
университет им. Н.Э. Баумана
ТЕПЛОВЫЕ ПРОЦЕССЫ ПРИ ВОССТАНОВЛЕНИИ ОТВЕРСТИЯ ПОД ШТИФТ
СОПЛОВЫХ ЛОПАТОК ТУРБИНЫ ДУГОВОЙ ПАЙКОЙ В ВАКУУМЕ
Аннотация
Показана возможность восстановления отверстия под штифт сопловых лопаток газотурбинного двигателя высокотемпературной пайкой в вакууме путем заполнения его композиционным порошковым припоем с применением локального источника энергии дугового разряда с полым катодом. Расчетным путем с использованием стандартного пакета Mathcad определен диапазон тепловых параметров неподвижного нормальнокругового источника энергии, обеспечивающий требуемый прогрев для
высокотемпературной пайки восстанавливаемой поверхности.
Ключевые слова: высокотемпературная пайка, вакуум, дуговой разряд, композиционный порошковый припой.
Keywords: high-temperature brazing, vacuum, arc discharge, the composite solder powder.
Сопловые лопатки газовых турбин изготавливают преимущественно из высокожаропрочных литейных сплавов на никелевой основе: ЖС6К, ЖС6У, ЖС6Ф, ЖС32 [1]. Для предотвращения окружного и осевого перемещения в некоторых двигателях лопатки фиксируются в кольцо радиальными штифтами. При эксплуатации и ремонте газотурбинного двигателя отверстия под штифт теряют свою форму и размеры, что требует их обязательного исправления перед сборкой отремонтированного двигателя (рис. 1).
Восстановление геометрии отверстия под штифт иногда ограничивается рассверловкой, но в случае если рассверловка не позволяет исправить отверстие в пределах допуска, то предлагается восстанавливать форму с помощью сварочных процессов. Отношение диаметра разделки к ее глубине порядка 0,9-1,3 (толщина полки сопловой лопатки - 7 мм, диаметр разделанного отверстия на поверхности полки 5-6 мм, глубина отверстия - 4,5-5,5 мм) .
© Неровный В.М., Орлов В.Ю., 2015 г.
Рис. 1. Внешний вид сопловой лопатки с изношенным отверстием под штифт
Суперсплавы, применяемые для изготовления лопаток, с суммарным содержанием алюминия и титана свыше 8 % и значительным содержанием у'-фазы от 50 до 60 % и выше обладают низкой стойкостью против образования горячих трещин при сварке плавлением или наплавке [2]. Анализ показал [3, 4, 5], что рациональным технологичным процессом является высокотемпературная пайка с общим нагревом в контролируемой атмосфере или вакууме, позволяющая исключить появления трещин в зоне восстанавливаемого отверстия под штифт. Обусловлено это тем, что пайка осуществляется при температурах ниже опасных структурных превращений (1240-1250 оС) жаропрочных литейных сплавов на никелевой основе и при значительно меньших значениях термодеформационного воздействия, чем при сварке и наплавке.
Суть способа восстановления отверстия под штифт заключается в следующем (рис. 2). Производят рассверловку отверстия под заданные размеры и подготовку поверхности прилегающей к нему основного материала под пайку. Заполняют разделку смесью порошков основного материала и припоя на никелевой основе в виде пасты, замешанной до пастообразного состояния, используя 5 %-й раствор акриловой смолы БМК-5 на ацетоне. Затем осуществляют общий нагрев в вакуумной печи до температуры расплавления припоя с выдержкой до 20 мин и последующую термообработку при 1170-1220 оС с выдержкой 3-4 ч [5]. Вместе с тем, при высокотемпературной пайке в вакууме из-за длительного термического цикла разрушается аллитированный слой сопловой лопатки, что требует дополнительных трудозатрат и заметного увеличения времени ремонта. К недостаткам данного метода также следует отнести его высокую энергоемкость, длительность процесса пайки в общей сложности до 4-6 ч., что оправдывается при загрузке партии лопаток свыше 30-40 шт.
1 рассверловки
Рис. 2. Способ восстановления отверстия под штифт
В результате, из-за трудностей получения требуемых эксплуатационных
характеристик паяного соединения, низкой энергетической эффективности пайки с общим нагревом малоразмерных соединений в локальном участке деталей газовых турбин этот процесс с позиции ресурсо- и энергосбережения далеко не всегда удовлетворяет производство.
Как показали исследования [6, 7, 8], во многих случаях с позиции расширения технологических возможностей и повышения эффективности процесса высокотемпературной пайкой в вакууме малоразмерных соединений при минимально возможном термическом воздействии на основной металл представляется перспективным применять не общий нагрев, а локальный с использованием источника энергии - дугового разряда с полым катодом (ДРПК). Разработанный процесс дуговой пайки в вакууме с подачей порошковых композиционных припоев в наибольшей степени сочетает преимущества способов наплавки и высокотемпературной пайки с общим нагревом [6].
Процесс дуговой пайки в вакууме заключается в том, что в начале нагревают ДРПК на всю глубину поверхность разделки и прилегающую к ней поверхность лопатки до температуры смачивания припоем, а затем в разделку подают порошковую смесь до полного ее заполнения и смачивания припоем прилегающего к разделке материала лопатки. Процесс нагрева проводят так, чтобы по возможности быстро создать в области нагреваемой разделки близкое к стационарному температурное поле и поддерживают его до окончания операции заполнения отверстия композиционным припоем в сравнительно узком интервале температур (1150-1240 оС), где нижняя граница обусловлена температурой пайки, а верхняя - температурой опасных структурных превращений материала лопатки. Осуществление процесса по данной схеме обеспечивает точное дозирование и широкое регулирование как интенсивностью, так и локальностью ввода тепловой энергии в зону напайки, что позволяет гибко управлять термическим циклом на стадии нагрева и охлаждения, а также степенью неравномерности температурного поля в высокотемпературной области нагреваемого участка лопатки, т.е. кинетикой термодеформационного воздействия.
Предварительные исследования по восстановлению отверстия под штифт дуговой порошковой напайкой в вакууме для выбора требуемого диапазона параметров режима ДРПК показывают, что получение требуемого результата экспериментальным путем довольно трудоемко и материально затратно, поскольку стоимость лопаток значительна, а количество их было ограничено. Для сокращения времени и материальных затрат на разработку конкретного технологического процесса целесообразно использовать математическое моделирование процесса.
Цель работы заключается в определении необходимого диапазона тепловых параметров ДРПК для получения на паяемой поверхности отверстия требуемого для высокотемпературной пайки диапазона температур.
При расчете температурного поля в зоне паяного соединения необходимо решение трехмерной задачи теплопроводности. Для решения трехмерных задач нагрева материала, практически при любой продолжительности воздействия источника теплоты наиболее универсален метод источников, основы которого разработаны Н.Н. Рыкалиным [9].
При расчетах были приняты следующие допущения и краевые условия.
1. Учитывая соотношение толщины бандажной полки к ее размерам и локальность прогрева отверстия под штифт, полку принимали как бесконечный плоский слой.
2. При нагреве паяного соединения до температуры плавления припоя в жаропрочных сплавах на никелевой основе фазовых и структурных превращений не происходит.
3. Теплофизические характеристики паяемых материалов приняли независимыми от температуры, их значения для жаропрочных никелевых сплавов соответствовали средней температуре 600 оС.
4. Поскольку процесс нагрева для высокотемпературной пайки длится десятки секунд, необходимо учитывать поверхностную теплоотдачу на плоском слое.
5. ДРПК в вакууме с достаточной точностью можно принять как нормально-круговой источник теплоты [10].
На поверхности плоского слоя начиная с момента времени t > О действует
неподвижный нормально-круговой источник теплоты с постоянной эффективной мощностью q и коэффициентом сосредоточенности к.
Параметры непрерывно действующего неподвижного нормально-кругового
источника определяли из анализа температурных полей в плоском слое, рассчитанных по выражению [11]:
T (r, z, t)
2q
3/2
cp(4m)
n=+¥ t dx
L h------r x exp
(t +xW X
n=-¥0 v 0
(z - 2nd)2 r 2
4aX 4a(t0 +X)
> ■ exp(-bt),
где r - расстояние от центра пятна нагрева, см; z - глубина прогрева, см; t - время, с; А -теплопроводность, Вт/(см-К); с - удельная теплоемкость, Дж/(г-К); р - плотность материала, г/см3; а = А/(ср) - коэффициент температуропроводности, см2/с; X - переменная
интегрирования, с; t0 = (4ак)л - постоянная времени, с; 8 - толщина плоского слоя, см; b = 2ar/(cp8) - коэффициент температуроотдачи.
Для расчета температурного поля использовали программу моделирования процесса высокотемпературной пайки в вакууме на базе стандартного пакета Mathcad.
Анализ результатов расчёта температурного поля в плоском слое проводили при изменении параметров: q, r, z, X, к, t в следующем интервале (табл. 1).
Таблица 1
Параметры для расчёта температурного поля
Параметры q, Вт r, см z, см X, с к, см-2 t, с
Интервал изменения 900-1300 0-0,3 0-0,7 0,01-0,05 0,2-0,5 От 70 до 150
Шаг изменения 50 0,1 0,1 0,01 0,1 20
Анализ расчетных температурных полей в зоне обработки позволил определить.
1. Область оптимальных параметров нормально-кругового источника теплоты, при которых температурное поле на поверхности практически достигает стационарного состояния и удовлетворяет условиям высокотемпературной пайки (q = 1200-1300 Вт, к = 0,20,4 см" ). При этом диапазон изменения плотности мощности в центре пятна нагрева
нормально-кругового источника теплоты (q2m) определяли по соотношению [11] q2m =
(kq)ln = 75-165 Вт/см2.
2. Термический цикл процесса пайки: время выхода на температурное поле, близкое к стационарному порядка 120-150 с в интервале температур 1150-1240 оС .
3. Максимально возможную температуру плавления припоя порядка 1120-1130 оС. В частности, при восстановлении отверстий под штифт дуговой пайкой в вакууме целесообразно применять припои на никелевой основе - ВПр11 и НС 12 [5,6].
На рис. 3. показаны типичные изменения температуры во времени в характерных точках плоского слоя в зависимости от тепловых параметров нормально-кругового источника теплоты в диапазоне (q = 1200-1300 Вт, k = 0,2-0,4 см ). Как показывают расчетные данные, все анализируемые точки находятся в допустимом интервале температур (1150-1240 °С), что обеспечивает расплавление припоя и отсутствие необратимых структурных превращений основного металла. В результате на основании полученных данных можно определить диапазон параметров режима ДРПК для достижения требуемого температурного поля в плоском слое при высокотемпературной пайке.
Рис. 3. Изменение во времени температуры в зоне паяного соединения при нагреве его нормально-круговым источником тепла: (q = 1230 Вт, k = 0,3 см-2, 3 = 0,7 см): 1 - r = 0, z = 0; 2 - r
= 0,3 см, z = 0; 3 - r = 0, z = S; 4 - r = 0,3 см, z = 0,6.
Исходя из требуемых значений тепловых характеристик локального источника энергии удалось на базе анализа экспериментальных характеристик тепловых параметров ДРПК [10], определить диапазон его параметров режима для восстановления отверстия под штифт дуговой пайкой в вакууме с подачей порошкового композиционного припоя (матрица припой 70% ВПр11 и армирующие частицы - 30 % сплав ЖС6К): q = I-U- п = 1200-1300 Вт, I = 38-43 А - ток ДРПК, U = 32-38 В - рабочее напряжение, l = 30-35 мм — длина дугового промежутка, G = 0,5-1,0 мг/с - подача аргона через полость катода, п = 0,78-0,85 -эффективный КПД.
Металлографические исследования запаянных образцов показали, что вблизи паяного соединения структура материала лопатки практически не изменилась: g - фаза имела вид коагулированных частиц, равномерно распределенных по всему сечению, т. е. перегрев основного материала лопатки не зафиксирован (рис. 4). В напаянном слое несплошности в виде пор иногда появлялись, как правило, они находились в центральной зоне. В данном случае они не являются дефектами, поскольку после рассверловки отверстия под размер они удаляются.
Рис. 4. Микроструктуры паяного соединения на границе разделки с основным металлом (х100), где слева основной металл ЖС6К, а справа композиционный припой
Выводы
1. Расчетная оценка тепловых процессов при пайке с неподвижным локальным поверхностным нагревом в вакууме показала принципиальную возможность ее реализации при создании в зоне паяного соединения близкого к стационарному теплового состояния в интервале температур 1150-1240 оС, удовлетворяющих требованиям высокотемпературной пайки жаропрочных никелевых сплавов.
2. Неподвижным дуговым разрядом с полым катодом в вакууме с эффективной
2
мощностью от 1200 до 1300 Вт и коэффициентом сосредоточенности от 0,2 до 0,4 см-вполне удается прогреть всю паяемую поверхность отверстия под штифт до требуемых температур пайки.
Литература
1. Каблов Е.Н. Литые лопатки газотурбинных двигателей М.: МИСиС, 2001. 632 с.
2. Сорокин Л. И. Свариваемость жаропрочных сплавов, применяемых в авиационных газотурбинных двигателях // Сварочное производство. 1997. № 4. С. 4-11.
3. Ключников И.П., Гейкин В.А. Ремонт высоконагруженных деталей и узлов горячего тракта ГТД
методом высокотемпературной пайки // Пайка. Современные технологии, материалы,
конструкции: сб. научн. тр. Москва, 2001. Сб. 2. С. 19-21.
4. Корниенко А.Н., Жадкевич А.М. Состояние и проблемы внедрения пайки для ремонта лопаток газотурбинных двигателей // Заготовительные производства в машиностроении. 2005. № 10. С. 9-12.
5. Квасницкий В.Ф. Сварка и пайка жаропрочных сплавов в судостроении. Л., Судостроение, 1986. 224 с.
6. Неровный В.М., Рогов Р.М. Дуговая пайка в вакууме с подачей порошкового композиционного припоя // Физика и химия обработки материалов. 1990. №2. С.99-104.
7. Хорунов В.Ф., Максимова С.В., Зволинский И.В.Структура паяных соединений
высоколегированных никелевых сплавов, полученных с использованием дугового нагрева // Автоматическая сварка. 2003. №7. С.19-22.
8. Неровный В.М., Ямпольский В.М. Сварочные дуговые процессы в вакууме. - М.,
Машиностроение. 2002. 284 с.
9. Рыкалин Н.Н. Расчеты тепловых процессов при сварке. М.: Машиностроение, 1951. 296 с.
10. Неровный В.М. Измерение теплоэнергетических характеристик дугового разряда с полым катодом, используемого для пайки в вакууме // Актуальные проблемы гуманитарных и естественных. 2015. - № 5-1.- С. 68 - 72.
11. Кархин В.А. Тепловые процессы при сварке. СПб.: Изд-во Политехн. ун-та, 2013. 646 с.
