Введение

В настоящее время фреттинг – одна из проблем при эксплуатации лопаток современных газотурбинных двигателей (ГТД). Контактный износ замковых соединений лопаток может привести к их разрушению. Существуют разные конструктивные и технологические методы защиты замковых соединений от фреттинга [1], среди которых одним из распространенных является нанесение специального покрытия, снижающего контактный износ поверхностей замкового соединения. Фреттингостойкое покрытие должно выдерживать сдвиговые нагрузки без формирования продуктов износа и обеспечивать защиту от насыщения кислородом. В настоящее время на двигателестроительных предприятиях применяются покрытия на основе серебра, формируемые с использованием технологии гальваники и используемые для увеличения ресурса замков вентиляторных лопаток ГТД, а также твердосмазочные покрытия типа ВАП на основе эпоксидной смолы для снижения износа замков лопаток компрессора [2]. Данные покрытия показали свою эффективность для повышения долговечности замков лопаток компрессора в условиях фреттинга в 1,5–2 раза.

Применяются также гальванические покрытия на основе никеля и кадмия. Оценить эффективность использования фреттингостойких покрытий при эксплуатации лопаток можно по отсутствию следов износа в посадочном гнезде диска и минимальному износу самого покрытия. Система такого покрытия должна обеспечить снижение локального трения и защищать материал от проникновения кислорода и фреттинг-коррозии. Нашедшие широкое применение фреттингостойкие покрытия работают при температуре, не превышающей 250–300 °С [3].

Современным и перспективным способом защиты и упрочнения поверхности является применение ионно-плазменных технологий [4], получивших широкое распространение в авиационной отрасли для увеличения ресурса работы лопаток газовых турбин и других особо ответственных деталей ГТД из жаропрочных сталей, никелевых и титановых сплавов, работающих в условиях агрессивной окислительной или коррозионной атмосферы при высоких давлениях и температурах в диапазоне от 350 до 1150 °С [5–8]. Во ФГУП «ВИАМ» разработана и отработана вакуумно-плазменная технология высоких энергий, реализованная на машинах серии МАП, которая успешно внедрена на отечественных и зарубежных предприятиях [9, 10].

Наиболее перспективной группой сплавов для изготовления лопаток и других ответственных деталей авиационных ГТД типа «блиск» и «блинг» с рабочими температурами от 650 до 700°С являются деформируемые сплавы из орторомбического алюминида титана Ti₂AlNb, который отличается высоким показателем прочности и более низкой, по сравнению со сталями и железоникелевыми сплавами, плотностью [11, 12]. Специалистами ВИАМ разработаны соответствующие орто-сплавы [13]. Окисление деталей из титанового сплава при температуре 700 °С и более приведет к усугублению процессов фреттинга за счет деградации поверхности и формирования альфированного слоя. Следовательно, фреттингостойкое покрытие должно защищать титановый сплав от проникновения кислорода. Одним из вариантов такой защиты может быть создание конструкции покрытия, состоящей из верхнего жаростойкого слоя и барьерного подслоя на основе твердых соединений (нитридов, оксидов или карбидов) [14, 15]. Барьерный слой создает дополнительную защиту от окисления, а также препятствует диффузии компонентов покрытия (например, никеля и хрома) в титановый сплав, которые могут создать в зоне взаимодействия охрупчивающие фазы.

Цель данной работы – демонстрация достигнутых результатов исследований по повышению фреттингостойкости титанового деформируемого сплава Ti₂AlNb путем формирования на поверхности покрытия, состоящего из барьерного и внешнего слоев, с использованием промышленной вакуумно-плазменной установки МАП-3 [16].

Исследование выполнено в рамках реализации научного направления 17. «Комплексная антикоррозионная защита, упрочняющие, износостойкие защитные и теплозащитные покрытия» комплексной научной проблемы 17.3. «Многослойные жаростойкие и теплозащитные покрытия, наноструктурные упрочняющие эрозионные и коррозионностойкие, износостойкие, антифреттинговые покрытия для защиты деталей горячего тракта и компрессора ГТД и ГТУ» («Стратегические направления развития материалов и технологий их переработки на период до 2030 года») [17].

Материалы и методы

Слоистое покрытие для увеличения ресурса работы замков лопаток компрессора и защиты от фреттинг-коррозии сформировано на установке МАП-3 с использованием системы управления с автоматизированным контролем всех технологических параметров нанесения. Данная система позволяет создавать различные конструкции покрытий с возможностью варьирования толщины и твердости слоев (при помощи регуляции подачи реактивного газа), сохраняя при этом почти 99%-ю воспроизводимость по заданным свойствам.

На образцы из титанового деформируемого сплава Ti₂AlNb наносили многослойное фреттингостойкое покрытие. Барьерный слой состоит из многослойного нитрида титана, который создает барьер для диффузии материалов покрытия вглубь основного металла, а именно сплава Ti₂AlNb. Внешний слой фреттингостойкого покрытия предохраняет поверхность из сплава Ti₂AlNb от фреттингоповреждаемости, представляя собой жаро- и износостойкую матрицу с нитридным упрочнением из никелевого сплава типа нихром.

Испытания на фреттингоповреждаемость проводили на специально подготовленных образцах в виде пластин размером 25×43×10 мм из сплава Ti₂AlNb с нанесенным фреттингостойким покрытием и без него. В качестве контртела использовали образцы из высокопрочного свариваемого дисперснотвердеющего сплава ВЖ172 в виде пальца с окончанием у основания в форме полусферы и радиусом 1,5 мм.

Выбраны следующие режимы испытания: перемещение образца 300 мкм, температурные условия 20 и 700 °С, давление 3 Н, частотная характеристика перемещения 13 Гц, продолжительность испытания 10⁵ циклов, или 128 мин.

Испытания на стойкость к насыщению кислородом поверхностного слоя образцов из деформируемого сплава Ti₂AlNb с фреттингостойким покрытием при температуре 700 °С на базе 200 ч относительно сплава без покрытия осуществляли в муфельной атмосферной печи LE 14/11 фирмы Nаberhterm согласно ГОСТ 6130–71. В качестве стандартных образцов использовали круги диаметром 15 мм и толщиной 3,5 мм из деформируемого сплава Ti₂AlNb.

Анализ фреттингоповреждаемости по внешнему виду морфологии мест контактов образцов и контртел проводили с использованием инвертируемого оптического микроскопа Olympus GX 51 с системой анализа изображения при увеличении ×200.

Рентгеноструктурный анализ фреттингостойкого покрытия на образцах из деформируемого сплава Ti₂AlNb в двух состояниях (после нанесения и после проведения испытаний на жаростойкость в условиях повышенной температуры (700 °С) на базе 200 ч) выполняли с применением дифрактометра Empyrean в монохроматическом Cu K_α-излучении (λ=0,15418 нм) в диапазоне углов 2θ=20–120 градусов с шагом Δ2θ=0,016 градуса и выдержкой 50 с. Расшифровку дифрактограмм проводили c использованием специализированной программы HighScore и базы данных PDF-2.

Локальный элементный анализ образцов из деформируемого сплава Ti₂AlNb с фреттингостойким покрытием в исходном состоянии после нанесения и после проведения испытаний на жаростойкость в условиях повышенной температуры (700 °С) на базе 200 ч осуществляли с использованием микроскопа JSM-6490 LV фирмы Jeol (Япония) c приставкой для рентгеноспектрального микроанализа INCA x-sight в соответствии с ГОСТ Р ИСО 22309–2015. Контраст изображения структуры в отраженных электронах определяется средним атомным номером фазы: чем выше атомный номер, тем светлее данный участок. Анализ и обработку данных выполняли с применением программного обеспечения AZtec 2.3.

Результаты и обсуждение

Исследования, проведенные в лаборатории ФГУП «ВИАМ», продемонстрировали эффективность использования слоистого фреттингостойкого покрытия для защиты образцов из деформируемого сплава Ti₂AlNb от изнашивания при фреттинге и для повышения стойкости поверхности к высокотемпературному окислению при рабочем режиме эксплуатации. Предложена конструкция фреттингостойкого покрытия, включающая промежуточный и внешний слои, получаемые вакуумно-плазменным методом нанесения.

Для определения фреттингоповреждаемости деформируемого сплава Ti₂AlNb с ионно-плазменным слоистым покрытием и без него в паре с контртелом из высокопрочного свариваемого дисперснотвердеющего сплава ВЖ172 проведены трибологические испытания и установлено влияние покрытия на общий износ и коэффициент трения.

Результаты влияния покрытия на общий износ образцов из интерметаллидного сплава Ti₂AlNb с ионно-плазменным покрытием и без него в паре с контртелом из высокопрочного свариваемого дисперснотвердеющего сплава при испытаниях на фреттингоповреждаемость представлены на рис. 1, а.

Установлено, что общий износ образцов из деформируемого сплава Ti₂AlNb c фреттингостойким покрытием в паре с контртелом из сплава ВЖ172 после испытаний на фреттингоповреждаемость снижается, по сравнению с образцами без покрытия, и составляет 10 мкм при температуре 20 °С и 30 мкм при температуре 700 °С, а общий износ образцов из сплава Ti₂AlNb без покрытия соответственно 30 и 40 мкм.

Результаты зависимости коэффициента трения образцов из интерметаллидного сплава Ti₂AlNb с ионно-плазменным покрытием и без него в паре с контртелом из высокопрочного свариваемого дисперснотвердеющего сплава ВЖ172 при испытаниях на фреттингоповреждаемость представлены на рис. 1, б.

Рис. 1. Результаты влияния покрытия на общий износ (а) и коэффициент трения (б) образцов из интерметаллидного сплава Ti₂AlNb с ионно-плазменным покрытием (■) и без него (■) в паре с контртелом из высокопрочного свариваемого дисперсионно-твердеющего сплава при испытаниях на фреттингоповреждаемость

Установлено, что коэффициент трения образцов из деформируемого сплава Ti₂AlNb с покрытием и без него в паре с контртелом из высокопрочного свариваемого дисперснотвердеющего сплава после испытаний на фреттингоповреждаемость составил 0,42 при температуре 20 °С, а при температуре 700 °С: 0,29 для сплава без покрытия и 0,31 – с покрытием.

Внешний вид морфологии мест контактов образцов из интерметаллидного сплава Ti₂AlNb с покрытием и без него в паре с контртелом из высокопрочного свариваемого дисперснотвердеющего сплава после испытаний на фреттингоповреждаемость при температурах 20 и 700 °С представлен на рис. 2.

Рис. 2. Внешний вид морфологии мест контактов образцов из интерметаллидного сплава Ti₂AlNb с покрытием (в) и без него (а) в паре с контртелом (б, г) из высокопрочного свариваемого дисперснотвердеющего сплава после испытаний на фреттингоповреждаемость при температурах 20 (а, б) и 700 °С (в, г)

Анализ морфологии мест контакта образца из деформируемого сплава Ti₂AlNb с фреттингостойким покрытием и без него, а также в паре с контртелом из высокопрочного свариваемого дисперснотвердеющего сплава показывает, что пятно контакта от взаимодействия на образце с покрытием и контртеле после испытаний на фреттингоповреждаемость значительно меньше, что подтверждает полученные данные после испытаний. Для определения стойкости системы «сплав–покрытие» к воздействию высокотемпературного окисления осуществлены испытания на жаростойкость образцов из деформируемого сплава Ti₂AlNb с фреттингостойким покрытием и без него при температуре 700 °С на базе 200 ч.

График зависимости удельного изменения массы образцов из интерметаллидного сплава Ti₂AlNb с покрытием и без него при испытаниях на жаростойкость при температуре 700 °С на базе 200 ч от продолжительности испытания приведен на рис. 3.

Установлено, что покрытие защищает деформируемый сплав Ti₂AlNb от высокотемпературного окисления. Изменение массы образцов из деформируемого сплава с покрытием после испытаний на жаростойкость при температуре 700 °С на базе 200 ч составило 3,78 г/м², а без покрытия 6,22 г/м².

Проведен рентгеноструктурный анализ образцов из интерметаллидного сплава Ti₂AlNb с покрытием в исходном состоянии после нанесения и после испытаний на жаростойкость при температуре 700 °С на базе 200 ч. Дифрактограммы и штрих-рентгенограммы таких образцов представлены на рис. 4.

Рис. 3. Зависимость удельного изменения массы образцов из интерметаллидного сплава Ti₂AlNb с покрытием (■) и без него (■) при испытаниях на жаростойкость при температуре 700 °С на базе 200 ч от продолжительности испытания

Рис. 4. Дифрактограмма и штрих-рентгенограмма образца интерметаллидного сплава Ti₂AlNb с покрытием в исходном состоянии после нанесения (а) и после проведения испытаний на жаростойкость (б) при температуре 700 °С на базе 200 ч

Показано, что в поверхностном слое образца интерметаллидного сплава Ti₂AlNb с покрытием в исходном состоянии определены следующие фазы: твердый раствор на основе никеля (основа), нитрид титана и, вероятно, твердый раствор на основе фазы Cr₂Ti.

Кроме того, установлено, что в подповерхностном слое образца после выполненных испытаний на определение жаростойкости выявлены следующие фазы: твердый раствор на основе никеля (основа), оксид хрома III, а также нитриды титана и элементы титана. В процессе высокотемпературного выдерживания происходит образование оксида хрома, защитная пленка которого препятствует дальнейшему окислению образца, что подтверждается значениями удельных привесов по результатам испытаний на жаростойкость.

Для определения теплозащитного эффекта ионно-плазменного покрытия исследован местный элементный состав покрытия на деформируемом сплаве Ti₂AlNb в исходном состоянии и после выполнения испытаний на жаростойкость при температуре 700 °С на базе 200 ч. Изображение микроструктуры интерметаллидного сплава Ti₂AlNb с покрытием в исходном состоянии после нанесения и после проведения испытаний на жаростойкость, полученное в режиме отраженных электронов, представлено на рис. 5, а элементный состав образцов – в табл. 1 и 2.

Рис. 5. Микроструктура (×10000) интерметаллидного сплава Ti₂AlNb с покрытием в исходном состоянии после нанесения (а) и после проведения испытаний на жаростойкость (б) при температуре 700 °С на базе 200 ч

Таблица 1

Локальный элементный состав образца интерметаллидного сплава Ti₂AlNb

с покрытием в исходном состоянии после нанесения

Таблица 2

Локальный элементный состав образца интерметаллидного сплава Ti₂AlNb 
после проведения испытаний на жаростойкость при температуре 700 °С на базе 200 ч

Показано, что в состав зоны 1 покрытия в исходном состоянии после нанесения (рис. 5, а) входят никель, хром и титан. Зона 2 содержит титан и в большом количестве азот, что соответствует конструкции барьерного слоя. В зоне, прилегающей к покрытию, элементный состав соответствует основному материалу, в котором имеются фазы, обогащенные алюминием и титаном (точка 1 на рис. 3).

Установлено также, что верхний слой образца после проведения испытаний на жаростойкость (рис. 5, б) характеризуется наличием кислорода и основных элементов покрытия – хрома и никеля. Под верхним слоем наблюдается слой на основе никеля и хрома. Следующий слой на микроструктуре (точки 3 и 4) содержит в основном титан и азот.

В зоне взаимодействия и основного материала наблюдается повышение содержания алюминия и ниобия, а также обнаружены элементы, присущие составу основного материала, – цирконий, тантал и вольфрам. Однако в зоне взаимодействия не обнаружено никеля и хрома, содержащихся в верхнем слое покрытия, тем самым барьерный слой на основе нитрида титана выполняет возложенную функцию.

Материал в зоне 10 мкм от покрытия соответствует основному материалу. В основном материале наблюдаются фазы двух типов – обогащенные алюминием и титаном (точка 5 на рис. 5, б), а также обогащенные ниобием и вольфрамом (точка 6 на рис. 5, б).

Заключения

Приведены результаты исследований по повышению фреттингостойкости титанового интерметаллидного сплава Ti₂AlNb путем формирования на поверхности покрытия. Конструкция ионно-плазменного покрытия включает наличие промежуточного и внешнего слоев, формируемых вакуумно-дуговым осаждением на ионно-плазменной установке МАП-3.

Опытным путем определено, что общий износ образцов из интерметаллидного сплава Ti₂AlNb с защитным покрытием и без него в паре с контртелом из сплава ВЖ172 после испытаний на фреттингоповреждаемость при температуре 20 °С составил: 10 мкм – для образца с покрытием и 30 мкм – для образца без покрытия, а при температуре 700 °С − соответственно 30 и 40 мкм.

Показано, что коэффициент трения образцов из интерметаллидного сплава Ti₂AlNb с защитным покрытием и без него в паре с контртелом из сплава ВЖ172 после испытаний на фреттингоповреждаемость составил 0,42 при температуре 20 °С, а при температуре 700 °С: 0,29 – для образца сплава Ti₂AlNb без покрытия и 0,31 – с покрытием.

Следует отметить, что покрытие также обеспечивает защиту интерметаллидного сплава Ti₂AlNb от высокотемпературного окисления. Удельное изменение массы образцов из интерметаллидного сплава Ti₂AlNb с покрытием после испытаний на жаростойкость при температуре 700 °С на базе 200 ч составило 3,78 г/м², а без покрытия 6,22 г/м².

По результатам рентгеноструктурных исследований установлено, что в процессе высокотемпературного выдерживания происходит образование оксида хрома, защитная пленка которого препятствует дальнейшему окислению образца, что подтверждается значениями удельных привесов по результатам испытаний на жаростойкость.

Показано, что в состав зоны 1 покрытия в исходном состоянии после нанесения входят никель, хром и титан, а зона 2 характеризуется повышенным содержанием кислорода и титана. В зоне, прилегающей к покрытию, элементный состав соответствует основному материалу, в котором имеются фазы, обогащенные алюминием и титаном (точка 1 на рис. 5, а).

По результатам анализа локального элементного состава образца с покрытием после испытаний на жаростойкость установлено, что в зоне взаимодействия покрытия и основного материала наблюдается повышение содержания алюминия и ниобия, а также обнаружены элементы, присущие составу основного материала, – цирконий, тантал и вольфрам. Однако в зоне взаимодействия не обнаружено никеля и хрома, содержащихся в верхнем слое покрытия, тем самым барьерный слой на основе нитрида титана выполняет возложенную на него функцию и не позволяет формировать в процессе высокотемпературной выдержки нежелательные фазы на основе никеля, хрома и титана,
которые снижают выносливость интерметаллидного титанового сплава.

Исследование свидетельствует о повышении фреттингостойкости интерметаллидного титанового сплава Ti₂AlNb благодаря применению ионно-плазменного покрытия, конструктивные особенности которого в перспективе позволят применять его для защиты замков лопаток турбины низкого давления из интерметаллидного титанового γ-сплава.