УДК 669:658.562; 621.165
,
Современные Конструкционные материалы
для лопаточного аппарата турбомашин
Рассмотрены основные группы современных конструкционных материалов для лопаточного аппарата турбомашин с позиций оценки их структурной стабильности.
Прогресс в области турбостроения и повышение эффективности турбомашин определяются качеством и эксплуатационными характеристиками их основных деталей. Бесперебойная и надежная работа оборудования турбомашин является важнейшей задачей энергетического производства.
Газотурбинные установки (ГТУ) нового поколения призваны обеспечить высокий уровень основных эксплуатационных показателей, в том числе экономичности, надежности (наработка на отказ - не менее 3,5 тыс. ч, межремонтный ресурс - на уровне 20...25 тыс. ч, улучшенные экологические показатели и т. п.) [1, 2].
Проблема увеличения срока службы энергетического оборудования также остается крайне актуальной в существующей экономической обстановке. При рассмотрении проблемы повышения ресурса энергетического оборудования необходимы исследования, учитывающие процесс разупрочнения применяемых материалов при длительной эксплуатации. Это сложная задача, требующая надежных методов оценки структурного состояния металла в изделии [3, 4].
Лопатки турбомашин (рис. 1) работают в тяжелых термодинамических условиях. Они подвергаются сильному воздействию центробежной силы, изгибающему и пульсирующему влиянию рабочей среды, вызывающему вибрации лопаток, в которых легко могут быть возбуждены резонансные колебания. Все это происходит в первых ступенях турбины при высоких температурах рабочей среды. Температура рабочей среды, прежде всего, влияет на микроструктуру сплава, а собственно рабочая среда воздействует на лопаточный аппарат - как механически, так и химически, - вызывая различные виды повреждений.
Материал рабочих лопаток обычно выбирается по характеристикам длительной прочности при рабочих температурах металла, которые должны обеспечивать необходимый запас прочности по отношению к максимальным растягивающим напряжениям. В охлаждаемых лопатках обычно не удается существенно снизить температуру кромок. Поэтому для этих лопаток, помимо жаропрочности, одним из важных требований к металлу является и жаростойкость. Значительные трудности возникают при выборе материала лопаток судовых ГТУ, работающих в контакте со средой, в состав которой входят агрессивные соли морской воды, а также энергетических ГТУ, эксплуатирующихся в условиях загрязненного воздуха и с использованием загрязненного топлива. Кроме высокой прочности, материал лопаток должен иметь соответствующую пластичность, сопротивляться действию малоцикловых усталостных деформаций, прочно соединяться с диском. Поскольку эти детали находятся в контакте с высокотемпературными продуктами сгорания, содержащими большое количество кислорода, материал должен иметь высокую стойкость к окислению.
Материалы, применяемые в настоящее время для деталей газовых турбин (могут быть условно подразделены на традиционные и современные): перлитные, хромистые ферритные, ферритно-мартенситные, мартенситные, аустенитные и аустенитно-мартенситные стали, титановые сплавы и, наконец, сплавы на никелевой и кобальтовой основе. Для жаропрочных сталей ферритного, ферритно-мартенситного и аустенитно-мартенситного классов, к которым относятся хромистые стали с 12 и 17 % Сr, а также жаропрочных сталей перлитного класса часто используют общий термин «ферритные стали» [5, 6]. Механические и химические свойства сортового металла из жаропрочных сталей, а также рекомендуемые режимы термической обработки предусмотрены нормативными документами (табл. 1).
При использовании традиционных сплавов на никелевой основе для лопаточного аппарата турбомашин необходимо учитывать их особенности: низкую коррозионную стойкость в контакте с продуктами сгорания, охрупчивание при длительной эксплуатации, наличие различных металлургических дефектов.
Создание современных конструкционных материалов, связанное со значительным усложнением химического состава, позволяет устранить причины, снижающие эксплуатационную надежность деталей.
Для борьбы с коррозией разрабатываются сплавы с повышенным содержанием хрома. К наиболее коррозионностойким материалам относятся стали аустенитного класса (рис.2), имеющие следующие механические свойства: sв=500...550 МПа, s0,2=150...240 МПа, d=40...60 %. [7].
Недостатком аустенитных сталей является восприимчивость к опасным видам межкристаллитной коррозии (МКК).
Причина МКК - электрохимическая неоднородность пограничных участков по сравнению с самими зернами. Из-за этой неоднородности пограничные участки являются анодами и быстро подвергаются коррозионному разрушению.
В аустенитных сталях, содержащих 17...19 % Сr, обедненный хромом слой образуется на границах зерен в интервале 450...700 °С. При этих температурах диффузионная подвижность атомов углерода велика, а хрома - мала. Закаленный аустенит является пересыщенным по отношению к углероду; в нем содержится 0,08...0,12 % С, а его растворимость при 20...25 °С достигает лишь 0,03 %. Нагрев до 450...700 °С, даже в течение нескольких минут, сопровождается выделением избытка углерода в виде Ме23С6 и появлением обедненного хромом слоя (рис. 3).
Для предотвращения выделений карбидов хрома используют быстрое охлаждение из области g-твердого раствора или легирование титаном, ванадием, ниобием или цирконием для связывания углерода в более устойчивые карбиды. Каждый элемент активно связывает углерод в прочный карбид МеС, и для образования карбида Ме23С6 углерода не остается.
|
|
|
Также разработана теория оптимального легирования, обеспечивающего повышение структурной стабильности сплавов. В сплавах, созданных на основе этой теории, при длительной эксплуатации затруднено образование топологически плотноупакованных (ТПУ) фаз (типа 
и 
) и в связи с чем не наблюдается значительного охрупчивания сплавов. При этом регламентируются суженные пределы содержания легирующих элементов.
Что касается мелкодисперсной 
-фазы, выделяющейся при сравнительно низких температурах, то для подавления этих процессов используются специальные способы технологической термической обработки.
В никелевых жаропрочных сплавах суммарная массовая доля легирующих элементов достигает 39 %. При этом в сплавах содержатся дефицитные и дорогостоящие материалы (тантал, рений).
Введение в сплав 1 % рения обеспечивает повышение его жаропрочности на 15 МПа (
). Такая тенденция устойчивости сохраняется при содержании рения до 6 %. Таким образом, этот вариант легирования можно считать экономически обоснованным, несмотря на высокую стоимость рения (1000...1500 долл. за 1 кг) [8].
По принятой классификации (табл. 2) монокристаллические сплавы без рения (ЖС 30М, СMSX – 2,3, Rene N4) относят к первому поколению, с содержанием Re 
2...3 % (ЖС36, СMSX – 4, Rene N5) – ко второму, с 6 % Re – к третьему (СMSX – 10, Rene N6). В последнее время разработан новый жаропрочный сплав ЖС55 (9 % Re) со следующими характеристиками жаропрочности: 
МПа; 
МПа; 
МПа [8]. Этот сплав по уровню свойств существенно превосходит известные зарубежные ренийсодержащие сплавы третьего поколения (СMSX – 10, Rene N6 и др.), имеющие жаропрочность 
МПа. По уровню содержания рения ЖС55 можно отнести к новому, четвертому поколению сплавов для монокристаллического литья.
Основная трудность, возникающая при повышении содержания рения в сплавах, связана с тем, что в процессе работы лопаток из ренийсодержащих сплавов в их структуре выделяются топологически плотноупакованные фазы, которые резко разупрочняют материал. Такие ТПУ-фазы образуются, как правило, в осях дендритов и представляют собой пластины, выделяющиеся параллельно плоскостям октаэдра {111}. На рис. 4 показана структура монокристалла [001] сплава ЖС% Re) c пластинчатыми выделениями ренийсодержащей ТПУ-фазы после длительной наработки на двигач). Следует отметить, что рений сам по себе не образует с никелем каких-либо промежуточных фаз, поэтому для образования ТПУ-фаз необходимо наличие в сплаве элементов VI группы, в первую очередь вольфрама.
Наиболее сильный эффект повышения жаропрочности сплава дает комплексное легирование. Присутствие в сплавах Ti и Аl в количествах, превышающих их предельную растворимость в твердом растворе при температурах 650...950 °С, позволяет достигнуть после закалки и отпуска существенного эффекта дисперсионного твердения благодаря выделению дисперсных частиц интерметаллической фазы типа Ni3(Тi, NiAl). Такая микроструктура делает сплав устойчивым к температурному воздействию при 700...800 °С и выше [9].
Таблица 2
Классификация монокристаллических сплавов
Сплав | Содержание элементов, % |
| ||||||||||
Cr | Co | Mo | Re | W | Al | Ti | Ta | Nb | Hf | Другие | ||
I поколение | ||||||||||||
ЖС30М CMSX-2 CMSX-3 Rene-N4 | 7 8 8 9 | 7,5 4,6 4,6 8,0 | 0,6 0,6 0,6 2,0 | - - - - | 12 8 8 6 | 5,0 5,6 5,6 3,7 | 1,8 1,0 1,0 4,2 | - 6 6 4 | 1,0 - - 0,5 | - - 0,1 - | <0,01С - - - | 220 220 220 - |
II поколение | ||||||||||||
ЖС36 CMSX-4 Rene-N5 | 4,0 6,5 7,0 | 9,0 9,0 8,0 | 1,0 0,6 2,0 | 2,0 3,0 3,0 | 12 6 5 | 6,0 5,6 6,2 | 1,0 1,0 - | - 6,5 7,0 | 1,0 - - | - 0,1 0,2 | - - - | 250 260 250 |
III поколение | ||||||||||||
СMSX-10 Rene N6 | 2,0 4,2 | 3,0 12,5 | 0,4 1,4 | 6,0 5,4 | 5 6 | 5,70 5,75 | 0,2 - | 8,0 7,2 | 0,1 - | 0,03 0,15 | - 0,05С 0,004В 0,01Y | 310 290-300 |
, МПа
Введение в дисперсионно-твердеющие сплавы W и Мо (до 10 %), а также Nb дополнительно упрочняет твердый раствор, замедляет диффузионные процессы и увеличивает количество дисперсной упрочняющей фазы. Количество дисперсной фазы увеличивают также путем повышения суммарного содержания Ti и Al. Все это приводит к существенному возрастанию жаропрочности сплавов, что делает возможным их применение при температурах до 800...850 °С и высоких напряжениях.
К особенностям состава никелевых жаропрочных сплавов относится присутствие в них некоторого количества поверхностно-активных элементов (В, Се, иногда Ва и Мg), способствующих рафинированию металла и упрочнению границ зерен, а также небольшое содержание в них примесей (S, P, Pb и др.).
Одним из перспективных направлений повышения рабочих температур турбинных лопаток явилось создание жаропрочных материалов с естественной композиционной структурой 
-MeC [10] - сплавов ВКЛС-10, ВКЛС-20, ВКЛС-20Р, - получаемых направленной кристаллизацией. При их создании применен комбинированный принцип упрочнения никелевой 
-матрицы, сочетающий твердорастворное упрочнение тугоплавкими металлами (Mo, W, Re), дисперсионное упрочнение частицами 
-фазы и композиционное - нитевидными кристаллами (волокнами) на основе монокарбида ниобия или тантала (NbC, TaC). Среди никелевых жаропрочных сплавов эвтектические сплавы имеют наиболее высокие значения характеристик жаропрочности и рабочих температур. Однако их практическое применение сдерживается из-за большой продолжительности процесса направленной кристаллизации, связанной с малой скоростью формирования композиционной структуры отливки: 5...6 мм/ч, т. е. почти на два порядка ниже, чем при росте монокристаллов никелевых жаропрочных сплавов.
Наряду с традиционными сплавами (типа ЖС - дисперсного упрочнения) разработаны также сплавы интерметаллидного класса типа ВКНА на основе интерметаллида (Ni3Al) с высоким содержанием алюминия [11].
Сплавы указанной группы, обладая более высокой в сравнении с дисперсионно-упрочненными сплавами жаропрочностью в области температур 1100 оС и выше и имея высокую жаростойкость, уступают по долговечности (при длительной прочности) этим сплавам в области температур 800...1050 оС. Однако путем корректировки легирования сплавов нового класса, а также отливки их методом направленной кристаллизации возможно обеспечить уровень свойств при температурах 900...1000 оС, соизмеримый со свойствами традиционных сплавов.
В отличие от традиционных жаропрочных сплавов типа ЖС интерметаллидный сплав ВКНА 4У-моно имеет меньшее количество вольфрама, кобальта и не содержит дорогостоящих металлов (ниобия, ванадия). На рис. 5 представлена типичная микроструктура интерметаллидного сплава: белые крупные включения (рис. 5а) – первичные частицы -фазы, белые прослойки (рис. 5б) - -фаза, темное поле – вторичные частицы -фазы. Такая структура обладает высокой термической стабильностью, не вызывает разупрочнения сплава и потери пластичности после длительных нагревов при высоких температурах.
При температуре 1200 оС сплав сохраняет прочность на уровне sв=165 МПа и длительную прочность на базе 100 ч 
МПа.
Интерметаллидные сплавы типа ВКНА могут применяться для получения отливок с равноосной, направленной столбчатой и монокристаллической структурами. Причем для каждого вида отливок разработаны соответствующие композиции. Таким образом, особенности интерметаллидных сплавов позволяют прогнозировать значительный технический и экономический эффект при их широком промышленном применении. Так, использование интерметаллидного сплава ВКНА-4У-моно вместо сплава ЖС6У для изготовления рабочих лопаток позволило увеличить их срок службы примерно в 3 раза при одновременном повышении рабочей температуры на 60 оС.
В связи с повышением температуры газа перед турбиной до 2000 оС, уменьшением размеров камеры сгорания топлива, уменьшением продолжительности набора и сброса оборотов задача разработки эффективных методов увеличения долговечности лопаток газовых турбин путем создания более прочных материалов и на сегодняшний день остается актуальной.
Список литературы
1. Костюк, и прочность турбомашин: учеб. для вузов /. – М., 2000. – 480 с.
2. Козаченко, компрессорных станций магистральных газопроводов /. –М., 19с.
3. Костюк, тепловых и атомных электрических станций /, , . – 2-е изд., перераб. и доп. –М.: Изд-во МЭИ, 2001. – 488 с.
4. Родин, паровых турбин: учеб. пособие для вузов /, , ; под общ. ред. , . - Екатеринбург: ГОУ УГТУ-УПИ, 20с.
5. Гецов, и длительная прочность металлических материалов: уч. пособие /. –М., 20с.
6. Марочник сталей и сплавов /под ред. . - 2-е изд. перераб. и доп. - М., 20с.
7. Арзамасов, : учебник для вузов /, , [и др.]. - М., 20с.
8. Каблов, никелевые ренийсодержащие сплавы для турбинных лопаток ГТД /, , //Материаловедение и термическая обработка металлов. -2002. -№7. –С. 7-11.
9. Коваль, легирования жаропрочных никелевых сплавов, стойких к высокотемпературной коррозии /, , // Материаловедение и термическая обработка металлов. -2001. -№10. –С. 5-9.
10. Каблов, на основе интерметаллида Ni3Al - перспективный материал для лопаток турбин /, , // Материаловедение и термическая обработка металлов. – 2002. - № 7. - С.
11. Бахарев, применения интерметаллидного сплава ВКНА-4У на рабочих лопатках турбины /, , //Авиационная промышленность. – 2001. - № 4. – С. 17-20.
Материал поступил в редколлегию 19.03.07.
