Введение

ФГУП «ВИАМ» является основным разработчиком материалов, применяемых в авиационной и космической технике, в Российской Федерации [1–5]. Научная школа по созданию авиационных титановых сплавов и технологий изготовления полуфабрикатов, действующая в ВИАМ, насчитывает более 65 лет [6–11]. Актуальными задачами при разработке новых титановых сплавов для газотурбинных двигателей являются: повышение удельных характеристик прочности и жаропрочности, повышение технологичности и снижение себестоимости изготовления полуфабрикатов, обеспечение стабильности комплекса механических свойств. Работа выполнена в рамках реализации комплексного научного направления 2.2. «Квалификация и исследование материалов» («Стратегические направления развития материалов и технологий их переработки на период до 2030 года») [1]. Перспективным направлением исследований является повышение уровня прочностных характеристик псевдо-α-сплавов, так как гарантированный уровень прочности серийно применяемых сплавов этого класса не превышает 930 МПа. Данная работа посвящена исследованию структуры и механических свойств нового высокопрочного жаропрочного титанового сплава ВТ46, который предназначен для изготовления силовых статорных и корпусных деталей ГТД с рабочей температурой до 550°С взамен серийного сплава ВТ20.

Материалы и методы

Для проведения исследования в условиях ФГУП «ВИАМ» методом двойного вакуумно-дугового переплава (ВДП) изготовлено четыре слитка. Первый слиток с условным номером 0 по химическому составу близок к номинальному составу для сплава ВТ46, при шихтовке остальных слитков снижали содержание одного из четырех легирующих элементов (Al, Fe, Sn, Si). Результаты анализа химического состава слитков после второго переплава приведены в табл. 1.

Таблица 1

Химический состав (основные компоненты) слитков из сплава ВТ46

Микроструктура слитков сплавов 0–4 после второго переплава, исследованная на образцах, вырезанных из периферийной зоны донной части в поперечном сечении, приведена на рис. 1.

Рис. 1. Микроструктура слитков с условными номерами 0–4 (см. табл. 1)

Для получения деформированных полуфабрикатов слитки сплавов 1–4 диаметром 130 мм подвергали однократной всесторонней ковке при температуре нагрева заготовок в однофазной области и двукратной всесторонней ковке при температурах двухфазной области на прессе с усилием 1600 т. Полученные кованые прутки из сплавов 1–4 размером Ø55×(100–130) мм осаживали на высоту 28–30 мм по образующей и подкатывали на стане продольной прокатки до толщины 16–18 мм, нагрев (подогрев) заготовок под деформацию проводили при температурах верхней части (α+β)-области. Из слитка сплава 0 диаметром 160 мм по аналогичной схеме изготовлен кованый пруток размером Ø135×320 мм, который после механической обработки осаживали в торец на высоту 42 мм с правкой граней при температурах нагрева (подогрева), соответствующих верхней части (α+β)-области. Внешний вид деформированных полуфабрикатов приведен на рис. 2.

Типичная микроструктура материала после деформации приведена на рис. 3.

Рис. 2. Опытные поковки из сплава ВТ41:

а – поковка толщиной 42 мм из слитка 0; б – подкат из слитка 1 после обрезки краев и термической обработки

Рис. 3. Типичная микроструктура поковки из слитка 0 после деформации

Термическую обработку деформированных заготовок проводили по режиму двойного отжига при температуре первой ступени отжига на 20–30°С ниже температуры полного полиморфного превращения сплавов, продолжительность выдержки составила 2 ч. Обработку на твердый раствор проводили в промышленной печи.

Низкотемпературный отжиг заготовок под образцы для определения механических свойств проводили по одному и тому же режиму для материала всех плавок – нагрев до 570°С, выдержка 5 ч, охлаждение на воздухе. Анализ микроструктуры материала проводили по ПИ1.2.785–2009. Определение механических свойств осуществляли по стандартным методикам (ГОСТ 1497, ГОСТ 9454, ГОСТ 9651, ГОСТ 10145 и др.).

Рис. 4. Микроструктура деформированных заготовок в отожженном состоянии сплавов с условными номерами 0–4 (см. табл. 1)

Микроструктура материала деформированных заготовок в отожженном состоянии, полученная методами оптической и растровой электронной микроскопии, приведена на рис. 4.

Результаты и обсуждение

На поковках плавок 1–4 определены значения твердости материала по Роквеллу в состоянии после первой и второй ступеней отжига (рис. 5). На материале поковки 0 исследовано влияние режимов низкотемпературного отжига на твердость (рис. 6).

Рис. 5. Твердость материала деформированных заготовок после одноступенчатого (□) и двойного (■) отжига (по пять измерений на каждый образец)

Рис. 6. Твердость материала поковки плавки 0 в зависимости от режима второй ступени отжига (по пять измерений на каждый образец)

Механические свойства и длительная прочность деформированных заготовок из сплава ВТ46 после двойного отжига в сравнении с серийными штамповками по ОСТ1 90002 из сплава ВТ20 в отожженном состоянии приведены в табл. 2 и 3.

Таблица 2

Механические свойства сплава ВТ46 в зависимости от химического состава
(средние значения по трем испытаниям)

Таблица 3

Длительная прочность (τ) сплава ВТ46 при различных температурах

в зависимости от химического состава

Микроструктура опытных слитков всех плавок – пластинчатая, типичная для псевдо-α- и (α+β)-сплавов в литом состоянии (рис. 1). В процессе деформации и термической обработки при температурах (α+β)-области во всех исследованных полуфабрикатах получена микроструктура глобулярно-пластинчатого типа с объемной долей первичной α-фазы 15–25% (рис. 2). После обработки на твердый раствор (первая ступень отжига), заключающейся в нагреве до температур, близких к температуре полного полиморфного превращения, выдержке и охлаждении на воздухе со скоростью не менее 15°С/мин, средние значения твердости полуфабрикатов плавок 1–4 находятся на одном уровне (рис. 5). После низкотемпературного отжига (старения) максимальная твердость материала достигается для плавок 1 и 4 (с минимальным содержанием алюминия и кремния), что, вероятно, обусловлено большей скоростью распада пересыщенных твердых растворов α- и β-фаз для рассматриваемого режима старения (нагрев до 570°С, выдержка 5 ч, охлаждение на воздухе). Средние значения твердости материала поковки плавки 0 с химическим составом, близким к номинальному, в интервале температур старения 570–650°С практически не изменяются, что свидетельствует о более стабильном состоянии материала (по сравнению с температурами старения 530–550°С). С повышением температуры второй ступени отжига до 700°С твердость материала падает (рис. 6), что обусловлено коагуляцией микродисперсных частиц третичной α-фазы (области с третичной α-фазой выделены на рис. 7, а) и силицидов титана, а также повышением стабильности твердых растворов α- и β-фаз (рис. 7, б).

Рис. 7. Микроструктура поковки плавки 0 после двойного отжига при температуре второй ступени 570 (а) и 700°С (б)

Снижение содержания одного из легирующих элементов в сплаве в исследуемом диапазоне легирования приводит к снижению уровня кратковременной прочности при комнатной температуре в среднем на 30–40 МПа (табл. 2). Минимальный уровень кратковременной прочности зафиксирован на материале плавки 2 с минимальным содержанием железа. Изменение содержания железа на 0,05% (по массе) в сравнении с плавкой 0 приводит к заметному снижению характеристик прочности. В пересчете на структурный эквивалент по молибдену [12, 13] различие в суммарном содержании β-стабилизаторов для плавок 2 и 0 составило 0,5% (табл. 4).

Таблица 4

Уровень легирования плавок сплава ВТ46, выраженный в структурных эквивалентах

по алюминию и молибдену

Вместе со снижением уровня прочности сплава ВТ46 при комнатной температуре испытаний для плавок с пониженным содержанием одного из легирующих элементов, происходит повышение характеристик пластичности (по относительному удлинению – в среднем на 3–5,5%). Содержание олова практически не оказывает влияния на ударную вязкость, а снижение содержания кремния (с 0,28 до 0,15%) или алюминия (на 1%) приводит к увеличению ударной вязкости KCU – на ~80 кДж/м².

При температуре испытаний 500°С кратковременная прочность материала всех плавок с пониженным содержанием легирующих элементов (за исключением плавки 2 с минимальным содержанием железа) снижается в среднем на 55–70 МПа. С повышением температуры испытаний до 550°С различие в значениях прочности материалов плавок 1–4 с материалом плавки 0 составляет ~30 МПа.

Результаты испытаний на длительную прочность (табл. 3) показали, что снижение содержания алюминия, олова и кремния в сплаве ВТ46 приводит к снижению долговечности при испытаниях на длительную прочность при температуре 550°С. При температуре испытаний 500°С длительная прочность сплава ВТ46 в большей степени определяется уровнем кратковременной прочности материала, что подтверждается другими исследованиями [14].

Заключение

Проведенное исследование структуры и механических свойств опытных деформированных полуфабрикатов из сплава ВТ46 с различным химическим составом показало, что снижение содержания основных легирующих элементов (алюминий, олово, кремний), определяющих жаропрочность титановых сплавов, в исследованных в работе пределах в большей степени снижают уровень кратковременной прочности в интервале рабочих температур. Долговечность образцов (длительная прочность) при температуре 500°С для базы испытаний ≥100 ч изменяется незначительно, а при 550°С – несколько снижается. Как и в случае сплава ВТ41 [15, 16], железо оказывает значительное влияние на уровень прочностных характеристик сплава ВТ46 при комнатной температуре испытаний. С учетом ранее проведенных исследований [14] построена зависимость величины кратковременной прочности от содержания железа в сплаве ВТ46 (рис. 8). Железо как наиболее «сильный» β-стабилизатор, широко применяемый в промышленных титановых сплавах, способствует образованию третичного распада при низкотемпературном отжиге сплава ВТ46, что обеспечивает повышение уровня дисперсионного упрочнения материала.

Рис. 8. Влияние содержания железа на кратковременную прочность при 20°С поковок из сплава ВТ46 с глобулярно-пластинчатой микроструктурой

Новый высокопрочный жаропрочный сплав ВТ46 при «ослабленном» химическом составе обеспечивает более высокий уровень прочности (на 50–100 МПа) и жаропрочности при температурах 500–550°С (более чем на 50 МПа) по сравнению с серийным сплавом ВТ20. Преимущества по прочностным характеристикам сплава ВТ46 номинального состава составляют при комнатной температуре испытаний 85 МПа и 140–165 МПа – при повышенных температурах. Необходимо отметить, что исследованные в работе слитки изготавливали из чистого сырья – содержание в металле газовых примесей (кислорода и азота), а также углерода находилось на минимальном уровне. Применение углеродсодержащих лигатур, использование более твердой титановой губки и введение отходов при промышленном производстве слитков из сплава ВТ46 позволят дополнительно повысить уровень прочности материала при комнатной температуре на 20–60 МПа.