Современные конструкционные материалы для лопаточного аппарата турбомашин

Размещено на http://allbest.ru

УДК 669:658.562; 621.165

Современные конструкционные материалы для лопаточного аппарата турбомашин

С.В. Давыдов, В.Г. Кешенкова

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.

Рис. 1. Рабочие лопатки турбомашин, изготовленные из современных материалов

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.

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: _в=500...550 МПа, _0,2=150...240 МПа, =40...60 %. [7].

Рис. 2. Микроструктура высокохромистой стали 08Х18Н10

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 -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.

При этом лучшей стойкостью против коррозии обладают те стали и сплавы, в которых все содержание хрома приходится на долю твердого раствора. Содержание углерода должно быть низким, чтобы уменьшить переход хрома в карбиды, так как это может снизить концентрацию хрома в защитной пленке.

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).

Рис. 3. Схема структуры аустенитной стали 10Х18Н10 в состоянии, восприимчивом к МКК: 1 - зерно аустенита; 2 - выделения Cr₂₃C₆; 3 - обедненный хромом слой

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}.

Рис. 4. Микроструктура сплава ЖС-32 после длительной наработки

На рис. 4 показана структура монокристалла [001] сплава ЖС-32 (4 % Re) c пластинчатыми выделениями ренийсодержащей ТПУ-фазы после длительной наработки на двигателе (12000 ч). 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

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 _в=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.

газотурбинный сплав жаропрочный коррозия

Рис. 5. Микроструктура сплава ВКНА-4У-моно

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, А.Г. Динамика и прочность турбомашин: учеб. для вузов /А.Г.Костюк. - М., 2000. - 480 с.

2. Козаченко, А.Н. Эксплуатация компрессорных станций магистральных газопроводов /А.Н. Козаченко. -М., 1999. - 463 с.

3. Костюк, А.Г. Турбины тепловых и атомных электрических станций /А.Г. Костюк, В.В. Фролов, А.Е. Булкин, А.Д. Трухний. - 2-е изд., перераб. и доп. -М.: Изд-во МЭИ, 2001. - 488 с.

4. Родин, В.Н. Ремонт паровых турбин: учеб. пособие для вузов /В.Н. Родин, А.Г. Шарапов, Б.Е. Мурманский, Ю.А. Сахнин, В.В. Лебедев, М.А. Кадников, Л.А. Жученко; под общ. ред. Ю.М. Бродова, В.Н. Родина. Екатеринбург: ГОУ УГТУ-УПИ, 2002. 296 с.

5. Гецов, Л.Б. Ползучесть и длительная прочность металлических материалов: уч. пособие /Л.Б. Гецов. -М., 2005. -52 с.

6. Марочник сталей и сплавов /под ред. А.С. Зубченко. - 2-е изд. перераб. и доп. -М., 2003. -783с.

7. Арзамасов, Б.Н. Материаловедение: учебник для вузов /Б.Н. Арзамасов, В.И. Макарова, Г.Г. Мухин [и др.]. - М., 2004. -648 с.

8. Каблов, Е.Н. Монокристаллические никелевые ренийсодержащие сплавы для турбинных лопаток ГТД /Е.Н. Каблов, В.Н. Толораия, Н.Г. Орехов //Материаловедение и термическая обработка металлов. -2002. -№7. -С. 7-11.

9. Коваль, А.Д. Принципы легирования жаропрочных никелевых сплавов, стойких к высокотемпературной коррозии /А.Д. Коваль, С.Б. Беликов, Е.Л. Санчугов // Материаловедение и термическая обработка металлов. -2001. -№10. -С. 5-9.

10. Каблов, Е.Н. Сплав на основе интерметаллида Ni₃Al - перспективный материал для лопаток турбин /Е.Н. Каблов, Б.С. Ломберг, В.П. Бунтушкин, Е.Р. Голубовский, С.А. Мубояджян // Материаловедение и термическая обработка металлов. - 2002. № 7. С. 16 19.

11. Бахарев, В.Г. Опыт применения интерметаллидного сплава ВКНА-4У на рабочих лопатках турбины /В.Г. Бахарев, В.Г. Костогрыз, В.Н. Миронов //Авиационная промышленность. - 2001. - № 4. - С. 17-20.

Аннотация

УДК 669:658.562; 621.165

Современные конструкционные материалы для лопаточного аппарата турбомашин. С.В. Давыдов, В.Г. Кешенкова

Рассмотрены основные группы современных конструкционных материалов для лопаточного аппарата турбомашин с позиций оценки их структурной стабильности.

Размещено на Allbest.ru