Введение

Без применения новых материалов и технологий производства из них деталей газотурбинных двигателей (ГТД) невозможно обеспечить повышенный уровень требований к турбинным лопаткам перспективных ГТД [1]. Одним из перспективных направлений повышения эксплуатационных характеристик турбинных лопаток – наиболее нагруженных деталей ГТД – является применение направленной кристаллизации для получения лопаток с монокристаллической структурой из жаропрочных интерметаллидных сплавов [2–5]. Отечественная технология монокристаллического литья турбинных лопаток, разработанная в ВИАМ, основана на применении промышленных установок для направленной кристаллизации типа УВНК-9 с охлаждением керамических форм с кристаллизуемым сплавом в жидком алюминии (метод LMC – Liquid Metal Cooling,осевой градиент температуры перед фронтом роста ~60°C/см, скорость кристаллизации 0,5–0,8 см/мин). Для формирования монокристаллического строения лопатки с заданной кристаллографической ориентацией (КГО) используются специальные затравочные монокристаллы (затравки) из сплава системы Ni–W с температурой плавления на ~160°С выше температуры солидус жаропрочного сплава [6–8]. Использование затравочной технологии литья позволяет получить монокристаллические отливки с любой заданной ориентацией – как в аксиальном, так и в азимутальном направлениях.

К жаропрочным интерметаллидным сплавам, разработанным в ВИАМ и предназначенным для изготовления лопаток, относятся многокомпонентные сплавы на основе никеля (типа ВКНА) с гетерофазной структурой (γ′+γ), где γ′-фаза – на основе интерметаллида Ni₃Al, γ-фаза – никелевый многокомпонентный твердый раствор [9–11]. Сплавы типа ВКНА, легированные алюминием в количестве 8–9% (по массе), объемная доля γ′-фазы в которых достигает 80–90%, отличаются пониженной по сравнению со сплавами типа ЖС плотностью и стабильностью структурно-фазовых характеристик, что обеспечивает сопротивление высокотемпературной ползучести и окислению, а также работоспособность материала до 1250°С. Важным направлением совершенствования этих сплавов с целью повышения их эксплуатационных свойств является метод компьютерного конструирования, заменивший существовавший ранее малоэффективный способ подбора легирующих компонентов методом «проб и ошибок» [12–16].

В данной работе представлены результаты конструирования нового интерметаллидного сплава на основе никеля (типа ВКНА-25) и отработки технологического процесса литья малогабаритных неохлаждаемых рабочих монокристаллических лопаток из этого сплава с КГО в условиях опытно-промышленного производства ВИАМ и литья опытных партий таких лопаток в производственных условиях машиностроительного предприятия.

Материалы и методы

Поиск композиции нового сплава проводился методом компьютерного конструирования [14, 16] на базе системы легирования жаропрочного интерметаллидного сплава ВКНА-25, химический состав которого приведен в табл. 1.

Таблица 1

Химический состав жаропрочного интерметаллидного сплава

Выбраны основные параметры, закладываемые в расчет:

– плотность менее 8,0 г/см³;

– объемное содержание γ′-фазы >80%;

– параметр кристаллической решетки γ′-фазы >0,357 нм;

– температура солидус >1330°С;

– приемлемая фазовая стабильность сплава.

Указанные значения характеристик, определяющих высокую работоспособность и сопротивление ползучести монокристаллических интерметаллидных сплавов на основе никеля, достигнуты при использовании принципов сбалансированного легирования [12–17]. К ним можно отнести следующие положения:

– объемное содержание γ′-фазы для упрочнения матричного g-твердого раствора должно быть максимальным;

– температура плавления фаз эвтектического (перитектического) происхождения (Т_эвт) должна быть максимальной;

– температура солидус (T_S) должна быть максимальной: если легирование сплава повышает T_S, то диффузионная подвижность атомов в таком сплаве будет ниже;

– для достижения высоких значений прочности и сопротивления ползучести, период кристаллических решеток g-твердого раствора и γ′-фазы должен быть максимальным, а период решетки g-твердого раствора – больше, чем у γ′-фазы;

– сведение к минимуму сбалансированного суммарного содержания «тяжелых» тугоплавких металлов (W, Ta, Mo) – для уменьшения плотности сплава;

– исключение из системы легирования таких элементов, как Ti, Nb и Hf – для уменьшения объемного содержания неравновесных фаз эвтектического (перитектического) происхождения и повышения температуры солидус сплава;

– введение в систему легирования сплава Ta, в наибольшей степени повышающего период кристаллических решеток γ′-фазы и γ-твердого раствора.

Алгоритм поиска композиции конструируемого сплава

В выбранной системе легирования Ni–Al–Cr–Ta–Co–Mo–W–Re концентрации компонентов задавали в соответствии с матрицей полного факторного эксперимента типа 2ⁿ+1, где n – количество переменных факторов, равное 4. В качестве переменных факторов (легирующих элементов) выбраны Cr, Ta, W и Mo. Концентрации других компонентов (Al, Co, Re) выбранной системы легирования сплава оставались постоянными и соответствовали их концентрациям в сплаве ВКНА-25. Далее в компьютерном эксперименте проводили оценку сбалансированности химического состава всех 2ⁿ+1 вариантов сплава, которую определяли параметром ΔE [17]:

                                                                ΔЕ=Е_сплав-Е₀,                                                     (1)

где Е₀=0,036А_сплав+6,28; ;  ; A_i,E_i и С_i – соответственно атомная масса, количество валентных электронов и атомная доля i-го элемента в сплаве; n – число компонентов, включая основу сплава.

Значения параметров А, Е и Md для химических элементов (i) приведены в табл. 2.

Таблица 2

Параметры компонентов конструируемого сплава

В координатах «E₀–A_сплав» параметр E₀ определяет границу фазовой стабильности жаропрочного никелевого сплава. Обычно литейные жаропрочные никелевые сплавы, в том числе интерметаллидные сплавы типа ВКНА, имеют значение параметра E_сплав, отличающееся от E₀ на величину ±ΔЕ, называемую «дисбалансом легирования». Величина и знак ΔЕ определяют склонность жаропрочных никелевых сплавов к образованию нежелательных фаз. Например, в сплавах с большим отрицательным дисбалансом легирования (ΔE<0) велика вероятность образования карбидов типа М₆С, α-фаз на основе W и Mo, а также топологически плотноупакованных фаз. Сплавы с ΔE>0 склонны к образованию фаз типа Ni₃Ti, Ni₃Nb и эвтектических (перитектических) фаз на основе Ni₃Al. Если ΔE=0, сплав считается сбалансированным. В данной работе химический состав интерметаллидного сплава на основе никеля считали сбалансированным (т. е. сплав состоял только из γ′- и γ-фаз), если для него выполнялось условие ΔE≥0.

Для дополнительной оценки склонности составов всех 2ⁿ+1 вариантов интерметаллидного сплава к фазовой нестабильности, в работе также использовали известный расчетный метод New PHACOMP (Md) [18]. Прогноз фазовой нестабильности по методу New PHACOMP (Md) осуществляли путем сопоставления рассчитанного значения параметра (Md)_γ для γ-твердого раствора с критической величиной (Md)_крит, полученной экспериментально. В работе принимали, что композиция сплава, которая удовлетворяла условию (Md)_γ≤(Md)_крит (при (Md)_крит=0,98), является фазово-стабильной. Величину (Md)_γвычисляли по формуле (значения (Md)_i для элементов (i) – см. табл. 2):

                                                        ,                                          (2)

где С_i – атомная доля i-го элемента в γ-фазе сплава; n – число элементов, включая основу фазы.

Для выбранных фазово-стабильных композиций, определяемых параметрами (Md)_γ и ΔE (при ΔE≥0; (Md)_γ≤0,98), рассчитывали физико-химические, структурно-фазовые и механические характеристики. С учетом достигнутых расчетным путем значений этих характеристик для фазово-стабильных композиций, выбирали интерметаллидный сплав для экспериментальных исследований.

Сплав выбранной композиции получали вакуумно-индукционной плавкой. Затем на установке УВНК-9А с компьютерной системой управления отливали цилиндрические заготовки образцов (диаметр 16 мм, длина 185 мм) с монокристаллической структурой с аксиальным направлением, близким к КГО .

С этой целью были использованы «девятипальчиковые» керамические оболочковые формы с восьмью слоями огнеупорного покрытия, собранные в керамический блок. Каждая «пальчиковая» форма имела в нижнем основании затравочную полость, в которую перед плавкой устанавливалась тугоплавкая затравка из сплава системы Ni–W с заранее проверенной КГО . В печи подогрева форм установки УВНК-9А одновременно размещаются два блока таких форм, в которые заливается расплав. За один производственный цикл получали 18 цилиндрических отливок образцов.

Для обеспечения выхода годных по монокристаллической структуре отливок с заданной КГО, в работе определены следующие параметры технологического процесса литья:

– скорость и температура нагрева керамических форм до заливки в них расплава;

– величина перегрева расплава и температура его заливки в формы;

– местоположение затравок в керамических формах относительно нагревателей установки;

– скорость перемещения форм с расплавом из зоны нагрева в зону охлаждения.

Определение КГО полученных монокристаллических отливок из интерметаллидного сплава осуществляли на рентгеновском дифрактометре ДРОН-3. Исследования микроструктуры сплава проводили на сканирующем электронном микроскопе JSM-840.

Образцы сплава для механических испытаний при растяжении, на длительную прочность и многоцикловую усталость (МнЦУ), которые проводили по стандартным методикам, изготовлены из цилиндрических литых отливок монокристаллического строения, главная ось которых совпадала  с КГО (в пределах допуска 10 град).

Испытания при растяжении для определения характеристик кратковременной прочности и пластичности проводили при температуре 1200°С. Испытания на длительную прочность проводили при температурах 1100 и 1200°С в воздушной атмосфере без жаростойкого покрытия на поверхности образцов.

Обработку результатов испытаний на длительную прочность осуществляли с использованием параметрического уравнения Ларсона–Миллера:

                                                                P=(20+lgτ_p)T,                                               (3)

где Р – параметр Ларсона–Миллера; τ_р – время до разрушения, ч; Т – температура, К.

Испытания на МнЦУ (чистый изгиб) проводили при температуре 900°С при вращении гладких образцов, цикл нагружения – симметричный (R=-1) синусоидальной формы, частота цикла f составляла 50 Гц. Результаты испытаний на МнЦУ обрабатывались методом математической статистики – использовали линейный регрессионный анализ с одной независимой переменной:

                                                                      Nσ^k=A,                                                  (4)

где N – число циклов до разрушения при заданном напряжении σ; k и А – постоянные, определяемые экспериментально.

Результаты и обсуждения

На основе расчетов определен состав композиции, обеспечивающий в выбранной системе легирования заданные условия конструирования для большинства оптимизирующих параметров и характеристик интерметаллидного сплава. Выбранный двухфазный (γ′+γ)-сплав содержит 1,3% (по массе) Ta и имеет более низкие, чем у сплава ВКНА-25, концентрации Cr и W (далее – сплав 09-73). В табл. 3 представлены рассчитанные значения характеристик сконструированного сплава и сплава-аналога ВКНА-25.

Таблица 3

Физико-химические и структурно-фазовые характеристики

жаропрочных интерметаллидных сплавов на основе никеля

Примечание: d – плотность; T_эвт – температура плавления эвтектической (перитектической) γ′-фазы; T_S – температура солидус; T_L – температура ликвидус; F₀ – количество g¢-фазы (≤850°С); – соответственно 100- и 1000-часовая длительная прочность при температуре 1000°С для монокристаллов сплава с ориентацией , α_γ′ и α_γ – периоды кристаллических решеток γ′ и γ соответственно.

Микроструктура

Отливки из разрабатываемого сплава после литья имели типичную для монокристаллов жаропрочных никелевых сплавов с КГО структуру дендритно-ячеистого строения, в которой первично кристаллизуемой фазой является γ-твердый раствор в виде дендритов (рис. 1, а). Вследствие микроликвации легирующих элементов в процессе направленной кристаллизации исследуемого сплава в пределах дендритных ячеек монокристаллических отливок наблюдается химическая и структурная неоднородность. Размер и форма частиц γ′-фазы значительно различаются в осях дендритов (см. рис. 1, б) и междендритных областях (см. рис. 1, в), в последних частицы γ′-фазы в 3–5 раз крупнее, чем в осях дендритов.

Рис. 1. Структура монокристалла интерметаллидного сплава 09-73 с аксиальной КГО после направленной кристаллизации:

α – дендритно-ячеистая структура; б – частицы γ′-фазы в оси дендрита первого порядка; в – частицы γ′-фазы в междендритном участке; г – рафт-микроструктура γ′-фазы после испытаний на длительную прочность при 1200°С (τ_р=257 ч)

Установлено, что в процессе высокотемпературных испытаний на длительную прочность монокристаллы интерметаллидного сплава претерпевают существенную эволюцию микроструктуры. Частицы γ′-фазы сращиваются в пластины (так называемая рафт-микроструктура, см. рис. 1, г), в результате специфической коагуляции. Затем происходит огрубление рафт-микроструктуры и на последней стадии ползучести (перед разрушением) она претерпевает топологическую инверсию, т. е. сращивающиеся в процессе ползучести пластины γ′-фазы образуют односвязную матрицу, а ранее односвязный матричный γ′-твердый раствор – изолированные друг от друга прослойки. Других фаз, кроме γ′ и γ, в структуре сплава после длительных высокотемпературных испытаний не обнаружено, что свидетельствует о высокой фазовой стабильности нового сплава.

Механические свойства

По результатам испытаний при растяжении при температуре 1200°С определены значения характеристик кратковременной прочности и пластичности монокристаллов сконструированного интерметаллидного сплава на основе никеля 09-73 с КГО , представленные в табл. 4. Для сравнения приведены паспортные значения аналогичных характеристик сплава с монокристаллической структурой ВКНА-25 с КГО .

Таблица 4

Механические свойства при растяжении

при температуре 1200°С сплавов 09-73 и ВКНА-25

По данным табл. 4 видно, что сплав 09-73 при температуре 1200°С обладает более высокой прочностью и меньшей пластичностью, чем сплав ВКНА-25.

Экспериментальные данные по длительной прочности использованы для определения в уравнении (3) численных значений параметра Ларсона–Миллера, по которым рассчитаны средние значения длительной прочности при температурах 1100 и 1200°С на базе 100 ч интерметаллидного сплава на основе никеля 09-73 с КГО (табл. 5).

 Таблица 5

Длительная прочность и многоцикловая усталость сплавов 09-73 и ВКНА-25

По данным табл. 5 видно, что сплав 09-73 по длительной прочности превосходит сплав-аналог ВКНА-25.

Экспериментальные данные по многоцикловой усталости использованы для определения численных значений коэффициентов в уравнении (4), по которому затем проведена оценка предела выносливости σ_-1 на базе 2∙10⁷ циклов. Полученное значение σ_-1 для сплава 09-37 с КГО (см. табл. 5) оказалось таким же, как и для сплава ВКНА-25 с КГО .

Технологические свойства, отливка лопаток

Оценку технологичности интерметаллидного сплава 09-73 проводили при отработке технологии литья из этого сплава малогабаритных неохлаждаемых рабочих монокристаллических лопаток с КГО в условиях опытно-промышленного производства ВИАМ и в производственных условиях машиностроительного предприятия. Для этого разработаны конструкции литейных блоков малогабаритных лопаток ГТД, обеспечивающие получение монокристаллических лопаток заданной кристаллографической ориентации. Ввиду малых размеров деталей разработаны одно-, двух- и трехъярусные конструкции литниково-питающих систем для блоков малоразмерных рабочих и сопловых лопаток ГТД со стартовыми основаниями, затравочными гнездами и кристалловодами.

Отливку лопаток проводили в ВИАМ на установке УВНК-9А, а в заводских условиях – на установке ВИП-НК (рис. 2). Обе установки имеют двухуровневую систему компьютерного управления. Однако система управления установки УВНК-9А обладает на порядок бóльшими оперативностью изменения и контроля всех технологических параметров процесса, информативностью для оператора, логической доступностью для обслуживающего персонала и одновременным представлением параметров как в графической, так и в цифровой форме.

 Рис. 2. Установки ВИП-НК (а) и УВНК-9А (б) для производства монокристаллических отливок образцов и лопаток

Мнемосхема установки УВНК-9А с компьютерным управлением, на экране которой в любой момент «окно» со схемой установки можно переключить на «окно» с графиками изменения температур в масштабе реального времени, представлена на рис. 3. На левой половине экрана – схема продольного сечения установки с указанием элементов вакуумной системы, приводов горизонтального перемещения, глубины вакуума, на правой половине экрана – схема поперечного сечения установки с указанием температур нагревателей, скорости и пути перемещения форм и «окно технолога».

Рис. 3. Мнемосхема установки УВНК-9А с компьютерным управлением

Процессы плавки и заливки малогабаритных неохлаждаемых лопаток из нового интерметаллидного сплава, а также последующей направленной кристаллизации осуществляли в вакууме при давлении ~5×10^-1 Па. Шихтовую заготовку из сплава расплавляли в плавильном индукционном тигле и нагревали до температуры 1590°С. Далее расплав заливали в нагретый до рабочих температур (1570±10°С) блок керамических форм, после чего осуществляли процесс направленной кристаллизации со скоростью погружения в кристаллизатор 8–10 мм/мин.

По окончании процесса кристаллизации холодный блок керамических форм с закристаллизовавшимся сплавом извлекали из установки и удаляли керамическую оболочку. От полученных отливок отрезали стартовые конусы и проводили контроль их кристаллографической ориентации.

По результатам визуального контроля макроструктуры и дифрактометрического определения кристаллографической ориентации монокристаллических отливок полученных опытных партий лопаток установлено, что выход годных по макроструктуре отливок с отклонением от КГО не более 10 град составил: 95% – для лопаток, полученных в условиях ВИАМ, и 80% – для лопаток, полученных в заводских условиях.

Внешний вид модельных блоков, керамических форм и полученных лопаток из конструируемого интерметаллидного сплава представлен на рис. 4 и 5.

Рис. 4. Внешний вид модельного блока (а), блоков малоразмерных сопловых (б) и рабочих лопаток (в) из нового интерметаллидного сплава, изготовленных в условиях опытно-промышленного производства ВИАМ.

Рис. 5. Внешний вид блоков керамических форм (а) и малогабаритных рабочих лопаток (б) из нового интерметаллидного сплава, изготовленных в производственных условиях машиностроительного предприятия

Результаты исследований микроструктуры литых монокристаллических лопаток из разрабатываемого интерметаллидного сплава показали, что при направленной кристаллизации в них формируется дисперсная дендритная структура, характерная для монокристаллов жаропрочных никелевых сплавов с КГО , c междендритным расстоянием 250 мкм в пере лопатки и 290 мкм – в замке. Таким образом, разработанные режимы литья лопаток обеспечивают высокие скорости охлаждения при кристаллизации нового интерметаллидного сплава [19].

Заключение

На основе расчетов фазового состава, температур солидус и ликвидус, параметров кристаллических решеток γ′- и γ-фаз, плотности, параметров фазовой стабильности жаропрочных интерметаллидных сплавов на основе никеля сконструирован новый интерметаллидный сплав типа ВКНА-25 для производства турбинных неохлаждаемых монокристаллических лопаток с кристаллографической ориентацией , обладающий повышенными характеристиками высокотемпературной кратковременной и длительной прочности. Для улучшения фазовой стабильности суммарное содержание тугоплавких металлов (W, Ta, Mo) в сплаве сведено к минимуму.

Экспериментально определены характеристики кратковременной прочности и пластичности при температуре 1200°С, длительной прочности при температурах 1100 и 1200°С (на базе 100 ч) и многоцикловой усталости при температуре 900°С (на базе 2∙10⁷ циклов) нового интерметаллидного сплава (d=8,0 г/см³).

На установке УВНК-9А отработаны температурно-скоростные режимы литья монокристаллических отливок образцов и малогабаритных неохлаждаемых лопаток ГТД из нового интерметаллидного сплава с КГО .

Получены опытные партии малогабаритных неохлаждаемых лопаток с выходом годных по монокристаллической структуре не менее 95% – в условиях опытно-промышленного производства ВИАМ и 80% – в производственных условиях машиностроительного предприятия.