Пути решения минимизации пористости при литье крупногабаритных лопаток газотурбинных установок* Часть 2

Введение

В литых лопатках турбин с равноосной структурой одним из основных дефектов является усадочная пористость, которая представляет собой концентратор напряжений, снижает уровень свойств материала и надежность лопаток. Данный дефект особенно сильно проявляется в крупногабаритных лопатках газотурбинных установок и двигателей, при затвердевании которых не удается осуществить достаточно полную компенсацию усадки обычными технологическими приемами.

Лопатки турбин с направленной и монокристаллической структурой имеют более высокие эксплуатационные характеристики, но стоимость легирующих элементов, таких как рений, рутений и др., а также усложнение технологического процесса затрудняют их применение на всех ступенях ГТУ и ГТД [1–5].

В первой части данной работы рассмотрены основные положения существующих представлений о питании отливок. Во второй части показаны результаты опробования современных методик по минимизации пористости при изготовлении крупногабаритных лопаток газотурбинных установок на ведущих моторостроительных предприятиях отрасли.

Результаты и обсуждение

В большинстве работ, посвященных питанию отливки, предполагается, что основное влияние на ламинарную фильтрацию жидкости оказывает внешнее давление. Вместе с тем в работах [6, 7] сделан вывод, что на последних этапах затвердевания влияние капиллярного давления может быть значительным.

Оценка гидравлических условий фильтрации жидкости через двухфазную зону обычно осуществляется на основе известного уравнения ламинарной фильтрации Дарси:

$$\Delta \omega = K_d J F_{\text{сеч}}, \tag{1}$$

где $\Delta \omega$ – объемный расход металла; $K_d$ – коэффициент фильтрации Дарси; $J$ – пьезометрический коэффициент, зависящий от потери напора на участке фильтрации; $F_{\text{сеч}}$ – площадь участка фильтрации.

Пьезометрический коэффициент определяется по формуле

$$J = \frac{\Delta h}{l}, \tag{2}$$

где $\Delta h$ – потери напора на участке фильтрации; $l$ – длина участка фильтрации.

На основании закона Дарси выведено уравнение движения ламинарной фильтрации:

$$\frac{dP}{dl} + \mu \frac{\vartheta}{K} - \rho g \cos \beta = 0, \tag{3}$$

где $P$ – гидродинамическое давление жидкого металла; $\mu$ – динамическая вязкость жидкого металла; $K$ – коэффициент проницаемости пористой среды сетки кристаллов; $\beta$ – угол между вертикалью и направлением фильтрации; $\rho$ – плотность жидкого металла; $g$ – ускорение силы тяжести; $\vartheta$ – скорость фильтрации.

В работе [8] дано уравнение движения жидкости при усреднении истинной скорости течения:

$$\vec{V} = \frac{K(S)}{\mu} \vec{\nabla}(P + \rho gz), \tag{4}$$

где $\vec{V}$ — эффективная скорость центра масс; $K(S)$ — коэффициент проницаемости как функция сечения жидкой фазы; $z$ — вертикальная координата.

В работе [8] рассмотрены общие уравнения двухфазной зоны для бинарной системы в автомодельных режимах движения зоны: уравнения движений энергии, массы i-го компонента в жидкой части двухфазной зоны, жидкости, а также уравнение неразрывности.

В работе [10] предложено (при условии сферической формы кристаллов) определять $K_n$ по формуле Лейбензона [11]:

$$K_n = \frac{n^2 d^2}{48(1-m)}, \tag{5}$$

где $d$ – диаметр круглого кристалла; $m$ – относительная пористость ($m = 0,259$); $n$ – просвет, не зависящий от диаметра круглых кристаллов ($n = 0,0931$).

В работе [8] для определения величины $K_n$ используют известное в теории фильтрации приближение Козени. После ряда преобразований получена формула

$$K_n = \frac{W^2 S^2}{(1-S)^{4/3} \Phi^2 D^2 N_0^{2/3}}, \tag{6}$$

где $W$ – скорость движения двухфазной зоны; $S$ – площадь сечения жидкой фазы; $\Phi$ – коэффициент формы кристалла, численно равный отношению его истинной площади поверхности к площади поверхности равновеликого цилиндра с диаметром $D$; $N_0$ – плотность кристаллов в зоне.

В работе [12] проницаемость оценивают по формуле

$$m(S) = \chi S^\gamma, \tag{7}$$

где $\chi$ – коэффициент, пропорциональный квадрату характерного дендритного размера; $\gamma$ – показатель, который может изменяться от 1 до 3.

Для преодоления затруднений, возникающих при использовании уравнения Дарси для анализа фильтрации жидкости в двухфазной зоне, предложен следующий подход [7, 13, 14].

Выделен цилиндрический канал, пронизывающий по высоте x твердо-жидкую зону длиной L (рис. 1). В момент времени $t_0$ образования каркаса кристаллов при температуре начала эффективного интервала кристаллизации $T_{\text{эф}}$ среднестатистический радиус канала с жидким сплавом равен $r_0$, а расстояние между осями вертикальных и горизонтальных рядом расположенных каналов равно размеру зерна $R$. Далее рассчитывается объем $dV_y$ питающей жидкости при уменьшении по мере затвердевания текущего размера $r$ канала на величину $dr$:

$$dV_y = -2\pi a R^2 x r dr(3 - 2r), \tag{8}$$

где $a$ – коэффициент кристаллизационной усадки.

С другой стороны, за время $d\tau$ при изменении размера канала $\bar{r}$ на величину $dr$ через поперечное сечение высотой $x$ может переместиться количество жидкости $V_r$, математическое выражение которого при использовании уравнения Пуазейля имеет вид:

$$dV_r = \frac{\pi R^2 r^4}{8\eta \tau_c} \frac{dP}{dx} d\tau, \tag{9}$$

где $\eta$ – динамическая вязкость; $\tau_c$ – время затвердевания жидкости в канале размером $r_0$; $dP/dx$ – градиент давления в сечении высотой $x$ канала; $\tau/\tau_c$ – относительное текущее время затвердевания в эффективном интервале кристаллизации (от эффективной температуры кристаллизации $T_{\text{эф}}$ до температуры окончания кристаллизации $T_0$).

Из равенства расходов $dV_y$ и $dV_r$ получено уравнение для расчета градиентов давлений $dP/dx$ по высоте $x$ канала.

Оценка эффективности питания проводится путем сравнения необходимых и фактических перепадов давлений в любом сечении твердо-жидкой зоны.

Указанный подход позволил исключить неопределенность, вызываемую использованием коэффициента проницаемости в уравнении Дарси, и получить зависимость пористости от ряда факторов, в том числе от времени затвердевания и расстояния от рассматриваемого сечения отливки до прибыли.

Вместе с тем необходимо отметить, что в представленной модели процесса питания не учтены основные особенности дендритной морфологии двухфазной зоны и принята цилиндрическая конфигурация вертикальных каналов, что предполагает пренебрежимо малый продольный температурный градиент по направлению к прибыли.

Увеличение расхода питающей жидкости для компенсации усадки может быть достигнуто при наличии конусных вертикальных каналов в твердо-жидкой зоне, образование которых связано с реализацией последовательного затвердевания.

Автор работы [15] считает, что питание отливок происходит более полно при благоприятной комбинации продольного и поперечного температурных градиентов. Это условие аналогично критерию последовательности затвердевания Н.Г. Гиршовича.

При последовательном затвердевании осуществляется непрерывное питание жидким металлом из прибыли затвердевающих элементов отливки, так как эти элементы и прибыль соединены незатвердевающим каналом. Характер питания элементов отливки из прибыли зависит от размеров и конфигурации этого незатвердевающего канала, т. е. от его расширения в направлении прибыли.

Критерием последовательности затвердевания служит угол расширения питающего канала, в качестве критерия направленности можно также использовать отношение ширины канала Δε в некотором сечении к расстоянию ΔLот этого сечения до ближайшего полностью затвердевшего сечения отливки.

В указанных работах, к сожалению, отсутствуют количественные аналитические зависимости между пористостью отливок и величиной критерия последовательности затвердевания.

Такую зависимость можно получить на базе разработанной модели (рис. 1) с учетом переменного размера каналов в твердо-жидкой зоне при последовательном затвердевании и пространственного расположения этих каналов в соответствии с особенностями дендритной структуры.

Для выполнения заданных условий последовательного затвердевания отливок необходимо обеспечение соответствующих тепловых параметров литья.

Как следует из анализа закономерностей, полученных в работах [16–18], эффективным способом управления временем затвердевания в данном сечении отливки и продольным градиентом температуры может являться создание регулируемого распределения температуры в форме перед заливкой.

Целесообразно с учетом специфических начальных условий разработать методику для определения влияния исходного распределения температуры в форме на время затвердевания и градиента температуры в двухфазной зоне при литье лопаток различных размеров. Очевидно, эта методика должна быть экспериментально подтверждена данными термического анализа при затвердевании отливок.

Подобная методика представлена в работе [7]. На ее основе в работах [19, 20] получены данные о зависимости периода времени затвердевания стенки сечения пера лопатки определенной толщины от температуры формы.

При моделировании далее описанных опытов в системе Procast получены недостоверные результаты: структура была с грубой рыхлотой по всем сечениям отливки. Этот факт свидетельствует о сложности применения подобных программ при использовании нестандартных технологических режимов для лопаток турбин со сложной конфигурацией и развитой внутренней полостью.

При затвердевании тонких сечений пера лопатки керамическая форма является в тепловом отношении полуграничным телом, на основе теории теплообмена определена зависимость времени затвердевания τ тонкого сечения пера лопатки толщиной 1, 2 и 3 мм от температуры формы T в интервале от 900 до 1100 °С (рис. 2). Показано, что период времени затвердевания тонкого сечения лопаток резко возрастает с увеличением температуры оболочковой формы >1000 °С. Оптимальной температурой исходной формы можно считать 1100 °С, поскольку дальнейшее ее повышение приводит к некоторому огрублению макроструктуры металла лопаток.

На рис. 3, а показано сечение пера лопатки с тонкими вытянутыми зернами шириной 0,5–2 мм, замо́к состоит в основном из равноосных зерен размером в диапазоне 1–5 мм, имеет отдельные тонкие столбчатые зерна шириной 1–2 мм (рис. 3, б). Поверхностный размер макрозерна пера и замка́ лопатки составил 0,5–2,0 мм.

Усадочная пористость исследована на микрошлифах пера и замка́ лопатки. Оценку микропористости проводили по участку площади микрошлифа с максимальной пористостью. Величины пористости находились в диапазонах 0,07–0,39 и 0,28–0,59 % для пера и замка́ соответственно, что подтверждает достаточную эффективность питания отливки.

Полученные структурные показатели и уровень пористости близки к характеристикам крупногабаритной лопатки, отлитой зарубежной фирмой. Причем схожие результаты по уровню пористости получены производителем зарубежного аналога при анализе литых лопаток после горячего изостатического прессования (ГИП), в отличие от приведенных данных, определенных для литых лопаток без применения ГИП.

В продолжение данного подхода в работе [21] показана возможность изготовления отливки с мелкозернистой равноосной структурой и пониженной пористостью из жаропрочного никелевого сплава (ЖНС), имеющей длину 260 мм и переменный диаметр (45 и 60 мм). Цель работы – получение массивных отливок простой конфигурации (рис. 4) с мелкозернистой структурой и пониженной пористостью из ЖНС без использования поверхностного и объемного модифицирования и ГИП.

Получена отливка из ЖНС с мелкозернистой структурой без использования модификаторов и уровнем объемной пористости до 0,19 %. В качестве опытных опробованы сплавы ВКНА-1ВР и ВЖ175.

На рис. 5 показаны макроструктуры опытных отливок из сплавов ВКНА-1ВР и ВЖ175 после снятия пригара с помощью механической обработки и травления. Размер зерен в сечении составил 0,07–0,30 мм.

Объемная доля пор в отливках (рис. 6), рассчитанная с помощью специализированной программы, составила 0,18–0,19 % (в зонах с максимальной пористостью).

Заключения

Распределение объемной доли пористости согласно зонам исследования (рис. 4) показано в таблице. Полученная идентичность макроструктуры в объеме и уровня микропористости двух ЖНС свидетельствует о единой закономерности формирования мелкозернистой равноосной структуры для разных классов ЖНС. Полученные результаты позволят разработать процесс литья ЖНС, обеспечивающий получение отливок с мелкозернистой равноосной структурой и пониженной пористостью для крупногабаритных деталей. Работы в данной области в НИЦ «Курчатовский институт» – ВИАМ продолжаются.

Работа выполнена с использованием оборудования ЦКП «Климатические испытания» НИЦ «Курчатовский институт» – ВИАМ.