THERMOPLASTIC STRENGTHENING OF ITEMS WITH HEAT-RESISTANT COATINGS

Full Text

Ответственные детали ГТД работают в условиях высоких температур и воздействия продуктов сгорания топлива, что вызывает необходимость эффективной защиты материала изделий. Широкое распространение в газотурбостроении получило алитирование [1-2] . Однако покрытия, полученные этим методом обладают недостаточной эрозионной стойкостью и термической стабильностью при температурах более 1000оС. В последнее время получили большое распространение многокомпонентные покрытия. Многочисленными исследованиями установлено, что формирование покрытий изменяет картину напряженно-деформированного состояния поверхностных слоев, что в свою очередь оказывает значительное влияние на эксплуатационные свойства деталей ГТД. В зависимости от многочисленных факторов, таких как; материал основы и покрытия, технологические режимы, вид упрочняющей обработки и т.д., в покрытии могут быть сформированы как растягивающие, так и сжимающие остаточные напряжения. Растягивающие остаточные напряжения вызывают такие негативные явления, как растрескивание и отслаивание покрытий, снижают их способность защищать основной металл, уменьшают усталостную прочность. Сжимающие остаточные напряжения оказывают благоприятное влияние на эксплуатационные характеристики деталей. Актуальность вопроса изучения влияния покрытий на жаропрочность, ползучесть, сопротивление усталости и т.д. не вызывает сомнений. Исследования авторов [1-3] показывают, что влияние покрытий на сопротивление усталости жаропрочных сплавов носит сложных характер и зависит не только от способа получения покрытия и его состава, но и от термической обработки образцов с покрытием и температуры испытаний. Для сплава ЖС6У с алюминидным покрытием обнаружено уменьшение предела выносливости при симметричном цикле при температуре испытаний 550 оС и 1000 оС. Приводятся аналогичные зависимости для сплавов U500, НИМОНИК соответственно при Т=743 оС и Т=900 оС. Толщина покрытия в данных опытах составляла 25…30 мкм. Специальная термическая обработка позволила повысить предел выносливости. Установлено, что алюминидные покрытия толщиной 40…60 мкм не оказывают отрицательного влияния, а для сплава ZhS6n при Т=20 оС, 950 и 1000 оС, более толстые покрытия (>60 мкм) снижают усталостные характеристики. Авторы объясняют увеличение предела выносливости при низких температурах более высоким сопротивлением возникновению трещин поверхностного слоя по сравнению с основой. Повышение рабочих температур и удельных нагрузок в зоне работы ответственных деталей газотурбинных двигателей (в частности, лопаток) предъявляют повышенные требования к поверхностному слою этих деталей, т.к. он определяет их работоспособность и долговечность. Улучшение эксплуатационных и прочностных характеристик деталей ГТД может быть достигнуто на базе конструкторских решений, использования новых материалов, прогрессивных технологических методов изготовления. Для создания в поверхностном слое деталей благоприятного напряженно-деформированного состояния применяются различные методы поверхностного пластического деформирования (ППД). Однако эффективность ППД снижается с увеличением рабочих температур. Это вызвано тем, что при повышенной температуре диффузионные процессы в деформационно-упрочненном поверхностном слое интенсифицируются. Метод термопластического упрочнения, обеспечивающий формирование благоприятного остаточного напряженного состояния в поверхностных слоях детали при минимальных величинах деформационного упрочнения, является перспективным направлением повышения эксплуатационных характеристик деталей ГТД. Процесс термопластического упрочнения ведется при относительно невысоких температурах, что исключает возможность фазовых или структурных изменений. В последнее время широкое распространение получили методы защиты лопаток от действия высоких температур и агрессивной среды с помощью теплозащитных покрытий, нанесенными различными способами. Ввиду разности физико-механических свойств основы и покрытия и особенностей технологического процесса нанесения покрытия, в нем возникнут остаточные напряжения, которые оказывают значительное влияние на характеристики напряженно-деформированного состояния поверхности. Дальнейшее изучение технологических возможностей термопластического упрочения и, в особенности, для деталей с покрытиями (например, наружные и внутренние поверхности охлаждаемых лопаток ГТД с перфорациями), является одной из актуальных задач. Задача определения остаточных напряжений в поверхностном слое термически упрочняемых деталей, в данном случае лопаток ГТД, решалась в несколько этапов. На первом этапе необходимо проанализировать возможность эффективного применения к данному классу деталей различных схем упрочнения (ТПУ до покрытия, ТПУ после покрытия, ТПУ до и после покрытия). На выбор схемы упрочнения оказывают влияния такие параметры упрочняемой детали, как физико-механические свойства основы и покрытия, условия эксплуатации детали, ее геометрические параметры, требования к гарантированному ресурсу работы. На втором этапе, при выбранной схеме упрочнения, необходимо определить температурные поля, возникающие в процессе охлаждения при ТПУ в деталях с покрытиями, учитывая при этом различия физико-механических свойств основы и покрытия. Картина температурных полей в этом случае будет, естественно, отличаться от распределения температуры в однородном материале. Далее необходимо определить температурные напряжения, возникающие в процессе охлаждения в предположении, что материал основы и покрытия находятся в идеально-упругой области. Зная реальные кривые деформирования материала основы и покрытия рассчитываются напряжения в упруго-пластической зоне. Учитывая нелинейную зависимость напряжений от деформаций, этот расчет ведется обычно численным методом. Широкое распространение здесь получил известный метод переменных параметров упругости (метод Биргера). На последнем этапе, зная напряжения в идеально-упругом и в упруго-пластическом случае, по известной теореме Генки определяются остаточные напряжения, которые останутся после упрочнения детали с покрытием в ее поверхностном слое. Для лопаток первых ступеней газотурбинных двигателей, работающих в условиях высоких температур, применяются теплозащитные покрытия. Разработана целая гамма этих показателей. Как правило, они представляют сложные системы Ni - Cr - Al - Y, Ni - Cr - Fe - B - Si, Co - CR - Al - Y. Используются также покрытия ZrO2, стабилизированные 12% Y2O3, и некоторые другие [7]. Для этих же целей применяется и процесс алитирования, при котором происходит насыщение поверхностного слоя детали алюминием с образованием интерметаллидных соединений NiAl, Ni3Al. При нанесении покрытий используются различные методы, в том числе плазменные и электронно-лучевые. Температура, при которой наносятся покрытия и осуществляется процесс алитирования, примерно равна T ≅ 950°C. Время нанесения покрытий колеблется в пределах τ = 4-7 ч, толщина слоя обычно составляет ∆h ≅ 40-100 мкм. После нанесения покрытия в процессе остывания детали в этом слое и в основном металле формируется определенное напряженное состояние как следствие того, что коэффициенты линейного расширения покрытия αn и основного металла α0, а также соответственно модули упругости En и E0 различны по величине. Так, по данным [2] коэффициенты линейного расширения для NiAl - α = 15⋅10-6 1/град; Ni3Al - α = 8,5⋅10-6 1/град; Al2O3 - α = (6,8-8)⋅10-6 1/град, Zr02 - α = 8,5⋅10-6 1/град. Для этих материалов модули упругости колеблются в довольно широких пределах МПа. Для сравнения при T = 20°C жаропрочный сплав ЖС6ФН характеризуется величинами α ≅ 10⋅10-6 1/град, Е=1,7⋅105 МПа. Очевидно, что при остывании детали и покрытия, в основном за счет разности в коэффициентах линейного расширения, возникают остаточные напряжения. В зависимости от значений α0 и αn возможны напряжения обоих знаков. Чаще всего, как показывает опыт, формируются остаточные напряжения сжатия. Сказанное также вытекает из рассмотрения зависимости для определения относительной деформации, возникающей в покрытии при остывании детали, ∆x = - (α0 - αn)T. Качественно эпюра остаточных напряжений в этом случае будет выглядеть как это показано на рис. 1: в покрытии напряжения сжатия, а в детали - реактивные напряжения растяжения. При запуске двигателя на первом этапе в покрытии будут действовать благоприятные напряжения сжатия. При нагреве детали выше T950°C эпюры напряжений изменяют свой знак, и в покрытии возникают растягивающие напряжения. С точки зрения работоспособности детали желательно, чтобы при рабочих температурах (Т>950°C) в покрытии сохранялись напряжения сжатия. Последнее может быть реализовано в условиях, когда перед нанесением покрытия деталь была термоупрочнена. В качестве иллюстрации сказанного на рис.1 эпюра остаточных напряжений после ТПУ изображена кривой 2. В процессе нанесения покрытия за счет релаксационных процессов остаточные напряжения снизятся и их эпюра будет характеризоваться кривой 3. Однако, поскольку покрытие и основу за счет диффузии можно представить как единое целое, то в покрытии возникают напряжения сжатия как реакция на снижение остаточных напряжений в основе. При охлаждении сформируется новое напряженное состояние, которое будет следствием сложения эпюр 1 и 3. Новое напряженное состояние изобразится эпюрой 4. Однако в рабочем режиме на лопатках напряженное состояние будет характеризоваться эпюрой 3. Влияние алитирования на напряженное состояние поверхностного слоя детали изучалось на лопатках первой ступени турбины (ЖС6ФН). Влияние алитирования на напряженное состояние поверхностного слоя детали изучалось на лопатках первой ступени турбины (ЖС6ФН). Опытами были охвачены лопатки, изготовленные по серийной технологии, а также подвергнутые термопластическому упрочнению на режиме Т=750°C, P=0,5 МПа перед операцией алитирования. В дальнейшем из лопаток электроэрозионным способом вырезались образцы длиной l=60 мм, шириной b=5 мм. Алитированию подвергалась наружная поверхность. При вырезки образцов по внутренней полости лабиринтные связи разрезались также электроэрозионным способом с последующей доработкой до плоскости механическими методами. Остаточные напряжения определялись на описанной ранее установке. Алитированный слой удовлетворительно снимается в травителе следующего состава: плавиковая кислота - 30 мл/л; азотная кислота - 100 мл/л; серная кислота - 140 мл/л; вода - 730 мл/л. Рис. 1. Схема формирования остаточных напряжений при нанесении при нанесении покрытия: 1 - остаточные напряжения после нанесения покрытия; 2 - остаточные напряжения после ТПУ; 3 - остаточные напряжения за счет процесса релаксации напряжений; 4 - результирующая эпюра остаточных напряжений На рис. 2 приведены результаты определения остаточных напряжений на образцах, вырезанных из лопаток, алитированных при Т=920°C в течение t= 4 ч. Перед алитированием лопатки прошли термовакуумный отжиг при Т=1235 5°C, при котором, как это уже отмечалось ранее, наследственные остаточные напряжения полностью снимаются. Как следует из рассмотрения данных, приведенных на рис.2 в алитированном слое возникают остаточные напряжения сжатия величиной s0= 150 - 250 МПа. Колебания уровня замеренных напряжений связаны с масштабным фактором, - образцы имели различную толщину. В более глубоких слоях имеют место растягивающие остаточные напряжения. На рис. 3 приведены эпюры остаточных напряжений в образцах, вырезанных из алитированных лопаток, предварительно термоупрочненных. Режим упрочнения Т=750 °C, P=0,5. В этом случае остаточные напряжения достигают величины s0= - 400 МПа при значительной глубине их проникновения. При алитировании на режиме Т=920°C, t = 4 ч формируются остаточные напряжения в алитированном слое как реакция релаксации напряжений в основном материале, и за счет перепада температур при охлаждении. Приведенные эпюры остаточных напряжений найдены при нормальной температуре. В рабочем состоянии, когда лопатки нагреты до температуры, соответствующей процессу алитирования, для исходных предварительно неупрочненных лопаток в алитированном слое остаточные напряжения будут отсутствовать. Что касается лопаток, упрочненных ТПУ при температурах выше, применяемых при алитировании, то на рабочем режиме в алитированном слое будут действовать сжимающие остаточные напряжения как результат релаксационных процессов при алитировании. Что касается лопаток, упрочненных ТПУ при температурах выше, применяемых при алитировании, то на рабочем режиме в алитированном слое будут действовать сжимающие остаточные напряжения как результат релаксационных процессов при алитировании. К этому следует добавить, что, по-видимому, с течением времени при работе термоупрочненных лопаток опять же за счет продолжающегося процесса релаксации в алитированном слое сжимающие остаточные напряжения будут расти. Наличие остаточных напряжений сжатия, по крайней мере в начальный период работы детали, является положительным фактором, так как со временем под поверхностью формируется благоприятный слой неподвижных дислокаций. Приведенные данные относятся к напряженному состоянию, возникающему при алитировании. Очевидно, что качественная картина сохранится и для случаев нанесения покрытий другими способами. По-видимому, с точки зрения усталости, сдвиг точки перехода знака напряжений в сторону основного металла за счет предварительного упрочнения благоприятен. Из рис. 2 и 3 следует, что при Т°=20°C остаточные напряжения в алитированном слое колеблются в пределах s0 - 400 МПа, однако эти данные относятся к формированию остаточных напряжений на гладких поверхностях. Если экстраполировать эти результаты на внутреннюю область охлаждаемых лопаток, то в силу наличия многих концентраторов, как это следует из расчетов, выполненных методом конечных элементов и приведенных в разд. 3, можно ожидать повышения уровня остаточных напряжений сжатия в местах резких переходов до величин s0=-(500-700) МПа. Анализ результатов исследования показал, что лопатки упрочненные ТПУ имеют более высокие эксплуатационные показатели, чем упрочненные по серийной технологии [4-7]. Рис. 2. Остаточные напряжения в исходных алитированных лопатках (толщина алитированного слоя Dh 45 мкм): 1 - h = 1,8 мм, 2 - h = 2,6 мм Рис. 3. Остаточные напряжения в лопатках, прошедших ТПУ до алитирования (толщина алитированного слоя h =45 мкм): 1,2 - h = 1,6…2,0 мм

About the authors

Vitaly Grigor'evich Krutsilo

Samara State Technical University

Email: slp.samara@yandex.ru
Ph.D., associate Professor of the Department of Mechanical Engineering Technology, Machine Tools and Tools

Larisa Petrovna Sitkina

Samara State Technical University

Email: slp.samara@yandex.ru
Senior Lecturer of the Department of Mechanical Engineering Technology, Machine Tools and Tools

Irina Nikolaevna Razumova

Samara State Technical University

Email: slp.samara@yandex.ru
Assistant Lecturer of the Department of Mechanical Engineering Technology, Machine Tools and Tools

References

Supplementary files