Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Анализ существующих процессов направленной кристаллизации лопаток газовых турбин 15
1.1 Процесс направленной кристаллизации с охлаждением по методу Бриджмена-Стокбаргера. 15
1.2 Процесс направленной кристаллизации с охлаждением в жидкометаллическом охладителе LMC. 19
1.3 Альтернативный кристаллизатор. 25
1.4 Процесс направленной кристаллизации с охлаждением поверхности форм струями инертного газа в вакууме (GCC).
ГЛАВА 2. Аналитическое исследование тепловых параметров газового охлаждения при направленной кристаллизации . 29
3. ГЛАВА 3. Разработка методики экспериментальных исследований . 34
3.1. Общие положения. 35
3.2. Моделирование на «тонкой стенке».
ГЛАВА 4. Экспериментальные исследования зависимости распределения коэффициента теплоотдачи к по поверхности формы от параметров газового охлаждения . 46
4.1. Зависимость коэффициента теплоотдачи к от исходной скорости газа и конструкции сопла. 46
4.2. Зависимость коэффициента теплоотдачи к от горизонтальных углов натекания газа на форму, диаметра критического сечения сопла и расстояния от сопла до формы. 51
4.3. Зависимость коэффициента теплоотдачи к от полного давления струи газа и давления газа в барокамере. 57
4.4. Зависимость коэффициента теплоотдачи к от вертикальных углов натекания газа на форму. 64
4.5. Особенности газового охлаждения блока лопаток. 68
4.6. Выбор целесообразных параметров процесса направленной кристаллизации с газовым охлаждением форм.
ГЛАВА 5. Реализация технологического процесса ПГО направленной кристаллизации с охлаждением форм аргоном для литья крупногабаритных лопаток газовых турбин . 76
5.1. Постановка задач и выбор объектов. 76
5.2. Модернизация оборудования. 77
5.3. Освоение технологического процесса направленной кристаллизации с охлаждением форм аргоном и отливка опытной партии лопаток. 88
5.4. Структура и свойства сплава ЧС88У.
ГЛАВА 6. Разработка коррозионностойкого жаропрочного никелевого сплава . 107
6.1. Критерии и принципы легирования коррозионностойких жаропрочных никелевых сплавов. 107
6.2. Разработка сплава НКМ-1 с направленной структурой для лопаток перспективных высокотемпературных газовых турбин. 112
Общие выводы. 118
Список использованной литературы. 121
- Процесс направленной кристаллизации с охлаждением в жидкометаллическом охладителе LMC.
- Аналитическое исследование тепловых параметров газового охлаждения при направленной кристаллизации
- Моделирование на «тонкой стенке».
- Зависимость коэффициента теплоотдачи к от полного давления струи газа и давления газа в барокамере.
Введение к работе
Актуальность темы исследования:
В перспективных наземных газотурбинных установках (ГТУ) с
повышенным КПД металл лопаток должен обладать высокими
характеристиками жаропрочности, пластичности и сопротивления
термоусталостным нагрузкам при удовлетворительной коррозионной стойкости для обеспечения эксплуатационных температур металла на уровне 870 - 910С.
В соответствии с опытом ведущих мировых фирм по производству мощных ГТУ, для решения этих задач целесообразно разработать технологический процесс литья крупногабаритных рабочих лопаток с направленной или монокристаллической структурами.
Применяемый за рубежом метод Бриджмена-Стокбаргера характерен малой скоростью охлаждения при направленной кристаллизации, что часто приводит к дефектам структуры лопаток и является причиной низкой производительности процесса.
Используемый в России метод жидкометаллического охлаждения в расплаве алюминия позволяет существенно повысить скорость охлаждения при кристаллизации, что обеспечивает устранение ликвационных дефектов, характерных для метода Бриджмена-Стокбаргера. Этот процесс успешно внедрен для литья малогабаритных (длиной до 200 мм) авиационных лопаток. Но при литье крупногабаритных рабочих лопаток перспективных наземных ГТУ возникает ряд технологических проблем (образование недопустимых дефектов из-за проникновения расплава алюминия на поверхность отливки через трещины формы, возникшие в процессе охлаждения отливки, и др.), которые делают его неэффективным.
В современных мощных энергетических турбинах США и Европы длина рабочих лопаток различных ступеней находится в диапазоне от 250 мм до 1000 мм. В последних моделях мощных энергетических турбин предусмотрены лопатки с направленной структурой длиной свыше 1000 мм.
Для таких лопаток весьма актуальной является проблема разработки
специализированного технологического процесса направленной
кристаллизации, который, обладая достоинствами ускоренного охлаждения,
исключил бы те затруднения, которые возникают при использовании
жидкометаллического охладителя при направленной кристаллизации
крупногабаритных лопаток турбин.
Этим условиям может удовлетворять процесс направленной
кристаллизации с газовым охлаждением отливок Gas Cooling Casting – GCC,
однако патенты на этот процесс не содержат конкретных данных об
целесообразных условиях реализации этого процесса, включая тепловые и аэродинамические параметры, состав инертного газа и особенности конструкции установки с газовым охлаждением форм.
Кроме того, для обеспечения необходимых служебных характеристик
высокотемпературных газовых турбин необходимо использование
жаропрочного коррозионностойкого никелевого сплава. Применение
авиационных жаропрочных никелевых сплавов в промышленных
газотурбинных установках нецелесообразно, поскольку при температуре метала
~ 900 С ключевой характеристикой становится коррозионная стойкость,
показатели которой в авиационных жаропрочных сплавах невелики, а
современные покрытия в силу диффузионных процессов при длительной
эксплуатации оказываются неэффективными. На данный момент
коррозионностойкий жаропрочный никелевый сплав с направленной структурой, способный работать на длительный ресурс (~10-25 т. час.) при температурах 870-910 С в Российской Федерации не разработан, что ограничивает эксплуатационные характеристики крупногабаритных лопаток газовых турбин.
Таким образом, в данной работе необходимо разработать технологический направленной кристаллизации и коррозионностойкий жаропрочный сплав для литья крупногабаритных лопаток газовых турбин.
Целью настоящей работы является исследование тепловых,
аэродинамических и материаловедческих зависимостей и на основании этого разработка процесса направленной кристаллизации с охлаждением форм аргоном и нового сплава для литья крупногабаритных лопаток газовых турбин.
Для достижения этой цели были поставлены следующие задачи:
-
Исследование тепловых и аэродинамических зависимостей газового охлаждения при направленной кристаллизации.
-
Выбор целесообразных характеристик газового охлаждения.
-
Определение параметров процесса направленной кристаллизации с газовым охлаждением форм (ПГО).
-
Модернизации установки для направленной кристаллизации.
-
Разработка и освоение процесса ПГО на модернизированной установке.
-
Отливка и исследование опытной партии крупногабаритных рабочих лопаток с направленной структурой, полученных в процессе ПГО.
-
Определение особенностей легирования высокожаропрочного коррозионностойкого сплава для направленной кристаллизации крупногабаритных лопаток перспективных высокотемпературных мощных газовых турбин.
Научная новизна:
-
Разработана оригинальная методика моделирования газового охлаждения форм при направленной кристаллизации с использованием теории подобия.
-
Впервые исследованы и установлены зависимости коэффициента конвективной теплоотдачи литейной формы от комплекса характеристик газового охлаждения при направленной кристаллизации для обеспечения качественного структурообразования крупногабаритных лопаток газовых турбин.
-
Обоснована достаточно высокая эффективность охлаждения при использовании аргона в качестве охладителя форм для направленной кристаллизации крупногабаритных лопаток турбин.
-
Выявлены объективные технологические преимущества разработанного процесса направленной кристаллизации с охлаждением форм аргоном (ПГО) по сравнению с существующими методами направленной кристаллизации крупногабаритных лопаток.
Практическая ценность и реализация результатов работы:
1. На основе аналитических, экспериментальных и производственных работ
определены целесообразные параметры охлаждения форм аргоном в
процессе направленной кристаллизации крупногабаритных лопаток
газовых турбин:
—Использование в качестве охладителя - инертного газа аргона, —Скорость газовой струи на выходе из сопла - 2,8 М (числа Маха), —Полное давление струи газа Ро = (4,0 - 5,0)105 Па, при кристаллизации
массивного замка (толщиной более 40 мм) - (7,0 - 7, 5)105 Па, —Давление в барокамере Рк = (0,10 - 0,30) 105 Па, —Горизонтальный угол наклона оси сопел = (45 ± 15), —Вертикальный угол наклона оси сопел = (20 ± 10), —Расположение центров пятен охлаждения на расстоянии в пределах 52 -
70 мм от экрана, —Расстояние от оси сопла до модели Xw = (55 ± 30) мм, —Плотное радиальное расположение лопаток в блоке с центральным
размещением стояка, —При литье крупногабаритных лопаток целесообразно использовать
следующие варианты:
—с хордой менее 50 мм-схему расположения одного сопла, —с хордой 50 - 70 мм-схему расположения двух сопел, —с хордой более 70 мм-схему расположения трех сопел.
Оригинальность разработанного процесса подтверждается патентом РФ
(№ 2536853 от 20.10.2014 г.).
-
Проведена на ОАО «НПО «Сатурн» модернизация промышленного оборудования для направленной кристаллизации с охлаждением форм аргоном.
-
Разработана и освоена технология направленной кристаллизации ПГО на модернизированной установке, которая позволяет повысить производительность по сравнению с процессом Бриджмена-Стокбаргера в 1,8 -2,0 раза, и изготовлена опытная партия рабочих лопаток I ступени турбины ГТД-110.
-
Разработан химический состав нового высокожаропрочного коррозионностойкого сплава с направленной структурой НКМ-1,
обеспечивающий существенное повышение свойств металла лопаток (патент № 2519075 от 10.06.2014 г.).
-
Направленная кристаллизация крупногабаритных лопаток из нового сплава НКМ-1 позволяет при использовании его в рабочих лопатках I ступени добиться в перспективной высокотемпературной турбине повышения температуры газа на входе до 1350С (вместо 1220С в турбине ГТД-110) и увеличить КПД турбины до 38,5 % (вместо35- 36% в ГТД-110).
-
Создан научно-технический задел производства крупногабаритных лопаток, изготавливаемых методом направленной кристаллизации, для отечественных мощных высокотемпературных ГТУ повышенной эффективности.
На защиту выносятся:
-
Методика моделирования газового охлаждения форм при направленной кристаллизации.
-
Выявленная зависимость распределения коэффициента теплоотдачи на поверхности формы от параметров газового охлаждения.
-
Концепция выбора целесообразных параметров газового охлаждения для направленной кристаллизации турбинных лопаток.
-
Параметры процесса направленной кристаллизации с охлаждением форм аргоном.
-
Методическое обеспечение реализации технологического процесса направленной кристаллизации с охлаждением форм аргоном и нового высокожаропрочного коррозионностойкого сплава с направленной структурой.
-
Химический состав нового высокожаропрочного коррозионностойкого сплава для литья крупногабаритных лопаток с направленной структурой перспективных высокотемпературных газовых турбин.
Связь работы с научными программами и темами:
Работа проведена в рамках НИОКР «Разработка базовых технологий, материалов и оборудования для парогазовых энергоустановок на базе газотурбинных установок большой мощности» - Государственный контракт № 12411.0810200.05.606.
Апробация работы:
Основные результаты проведенных исследований были доложены и
обсуждены на следующих научных конференциях: «Материалы и технологии
нового поколения для перспективных изделий авиационной и космической
техники», ВИАМ, Москва 2013г.; Научно-техническая сессия РАН по
проблемам газовых турбин на тему: «Научно технические проблемы
проектирования и эксплуатации наземных объектов с газотурбинными и
парогазовыми установками», Казань 2013г.; VII Международная научно-
практическая конференция «Прогрессивные литейные технологии», МИСиС, Москва 2013г.
Публикации: Основное содержание диссертационной работы
опубликовано в 11 печатных работах, из них 3 работы в журналах, рекомендованных ВАК, и получено 4 патента.
Личный вклад автора заключается в выполнении анализа тепловых
особенностей различных процессов направленной кристаллизации, численных
расчетов, интерпретации и обобщении полученных результатов, техническом
руководстве модернизацией оборудования, отработке нового процесса ПГО,
участии в проведении экспериментов по исследованию тепловых и
аэродинамических параметров струйного газового охлаждения, уточнении состава сплава НКМ-1 с учетом технологического процесса направленной кристаллизации.
Достоверность полученных результатов и обоснованность выводов
обеспечиваются корректностью постановки задач исследования, комплексным
подходом к их решению с использованием фундаментальных тепловых,
аэродинамических и материаловедческих закономерностей, а также
современных методов и методик, анализом литературных данных и критическим сопоставлением полученных в работе результатов.
Структура и объем работы: Диссертация состоит из введения, шести глав, общих выводов, списка литературы и приложений. Материалы работы изложены на 132 страницах, содержат 20 таблиц и иллюстрированы 53 рисунками. Список литературы содержит 118 наименований.
Процесс направленной кристаллизации с охлаждением в жидкометаллическом охладителе LMC.
Величины температур T1 формы в процессе Бриджмена-Стокбаргера, обеспечивающие эффективную лучевую теплоотдачу, находятся в диапазоне температур 1773- 1173 К (1400 - 900 С) , а температура T0 охлаждающей поверхности, расположенной непосредственно под теплоизолирующим экраном между зонами нагрева и охлаждения, составляет около 293 К (20 С). В результате, в процессе Бриджмена-Стокбаргера тепловые потоки и, следовательно, скорость охлаждения относительно малы.
Это приводит к необходимости ограничивать скорость Vп перемещения (протяжки) формы крупногабаритной лопатки диапазоном 2-4 мм/мин., в зависимости, главным образом, от площади поперечного сечения отливки, термического сопротивления формы и конструкции литейного блока. При этом на первых этапах перемещения формы скорость кристаллизации W составляет весьма малые величины, а затем по мере возрастания величины числа гомохронности Фурье Fo, скорости V и W становятся близки [66]. Как известно, при малых скоростях кристаллизации W в отливках возникают структурные дефекты в виде ликвационных полос и пятен («фреклов»), крупных карбидов МС и эвтектических частиц (+ -фаз), а также грубой дендритной структуры, которые существенно снижают эксплуатационные характеристики лопаток [67]. При попытках увеличить скорость кристаллизации W за счет повышения скорости протяжки V происходит смещение фронта ликвидуса в зону охлаждения и возрастание соотношения величин поперечной и продольной векторных составляющих градиента G на фронте ликвидуса, и в условиях процесса Бриджмена-Стокбаргера при величине G 0,2 [68] возникают паразитные кристаллы, недопустимые в лопатках с направленной и монокристаллической структурами.
Эти факторы часто приводят к необходимости для возрастания скорости кристаллизации W, за счет некоторого повышения коэффициента теплоотдачи л, сокращать количество лопаток в блоке, увеличивая тем самым коэффициент облученности . При этом производительность процесса Бриджмена-18
Стокбаргера еще более уменьшается, особенно при литье крупногабаритных лопаток стационарных турбин.
Таким образом, для улучшения качества направленной и монокристаллической структур, повышения эксплуатационных свойств лопаток и роста производительности процесса литья целесообразно повышение скорости охлаждения при кристаллизации.
Величины теплового потока от поверхности отливки и скорости охлаждения зависят от целого ряда факторов: температуры на оси отливки, толщины стенки отливки, термического сопротивления формы, коэффициента теплоотдачи от наружной поверхности формы и температуры охлаждающей поверхности или среды.
Как следует из вышеизложенного, одним из направлений увеличения скорости охлаждения при направленной кристаллизации является повышение коэффициента теплоотдачи от наружной поверхности форм. На этой основе было разработано устройство для жидкометаллического охлаждения LMC в расплаве олова [69-71].
В случае охлаждения поверхности формы в жидкометаллическом охладителе, тепловой поток от удельной поверхности формы определяется уравнением Ньютона [72]: q = aк(T10), (4) где к - коэффициент конвективной теплоотдачи, Ті - температура поверхности формы, Т0 - температура жидкометаллического охладителя. Средняя величина коэффициента ак конвективной теплоотдачи в расплаве олова при температуре 573 К (300 С), определенная по критерию Нуссельта [72], составляет 6570 Вт/м2К. Из решения уравнений теплового баланса отливки следует, что при температуре поверхности отливки 1473 К (1200 С) и толщине стенки формы 10 мм процесс LMC в расплаве олова превосходит процесс Бриджмена-Стокбаргера при величине коэффициента облученности = 0,5, по скорости охлаждения в 5,9 раза.
В период с семидесятых по девяностые годы в России [73] было создано опытное оборудование и в настоящее время за рубежом - опытно-промышленное оборудование для направленной кристаллизации с охлаждением в расплаве олова [74,75].
Расплав олова имеет невысокую химическую активность по отношению к стали, что позволяет при погружении формы в охладитель обеспечить перелив вытесняемого олова в дополнительную стальную подогреваемую емкость и последующее пневматическое возвращение олова в основной тигель после извлечения формы с отливкой из охладителя.
Это обеспечивает в процессе LMC постоянство уровня олова вблизи нижней поверхности теплоизолирующего экрана между зонами нагрева и охлаждения установки. Кроме того, появляется возможность на поверхности оловянной ванны разместить плавающий теплозащитный экран, достаточно плотно облегающий поверхность формы при ее погружении в охладитель.
Эти мероприятия позволяют обеспечить максимальную величину продольной и минимальную величину поперечной векторных составляющих температурного градиента на фронте ликвидуса, а также высокие скорости кристаллизации, что способствует формированию монокристаллической структуры и подавлению структурных дефектов в отливках.
Вместе с тем промышленному внедрению жидкометаллического охлаждения в расплаве олова препятствует ряд обстоятельств.
Так, узел охлаждения в олове для промышленного оборудования должен представлять громоздкую и дорогостоящую конструкцию. Для литья крупногабаритных лопаток вес оловянной ванны достигает нескольких тонн, при этом приходится применять достаточно сложные системы терморегулирования для исключения перегрева олова в верхней части емкости и поддержания заданной температуры в ее нижней части. Недостатком при использовании оловянной ванны является чрезмерно высокая скорость охлаждения отливки в области средних и низких температур. Это, как показывает практика направленной кристаллизации, приводит к возникновению больших остаточных напряжений, что способствует короблению отливки, растрескиванию отливки и формы.
Главный же недостаток охлаждения в расплаве олова - возможность попадания олова на поверхность отливки через трещины формы, неизбежно возникающие при затрудненном термическом сжатии отливки и формы в процессе охлаждения. При попадании олова на поверхность отливки образуются коррозионные раковины, что является недопустимым. Как известно, олово (Sn) является вредной примесью жаропрочных сплавов, резко снижающей свойства отливок даже при малой концентрации Sn в сплавах, поэтому совместное использование жаропрочных сплавов и олова представляется нетехнологичным.
Указанные недостатки в значительной степени устранены в процессе направленной кристаллизации в расплаве алюминия, длительное время применяемом в промышленном производстве литых лопаток в России [76-82]. На рисунке 2 показана протяжка формы с расплавом из жаропрочного сплава в ванну с расплавом алюминия, впервые реализованная на опытной установке в 1975 году [73]. Установки для реализации этого метода представлены в работах [83,84]. Из теплофизического расчета по критерию Нуссельта [72, 85] следует, что средняя величина коэффициента ак конвективной теплоотдачи при охлаждении в расплаве алюминия (А1) при температуре 973 К (700С) составляет 11600 Вт/м2К, что в 1,7 раза выше, чем величина к при охлаждении в расплаве олова. Это объясняется значительно более высокой теплопроводностью Al по сравнению с Sn. Вместе с тем температурный напор от поверхности формы в поверхность алюминиевой ванны существенно ниже, чем в олово.
Аналитическое исследование тепловых параметров газового охлаждения при направленной кристаллизации
Однако, при отливке крупногабаритных лопаток с использованием расплава алюминия возникают ряд трудностей. Ниже приведено содержание этих проблем, описанных специалистами ВИАМ [86].
Изменение масштабного фактора вызывает значительное увеличение напряжений, действующих на оболочку формы при высоких температурах в процессах литья и кристаллизации отливок. Увеличивается глубина погружения формы в охладитель и время пребывания формы с отливкой в нем. Значительная усадка закристаллизовавшегося сплава малогабаритной отливки происходит, как правило, уже после того, как форма с отливкой извлечена из охладителя и находится в печи подогрева форм при 1373-1473 К (1100 - 1200C). При дальнейшем охлаждении из-за разных коэффициентов терморасширения материала формы и металла при затрудненной усадке происходит растрескивание формы без каких-либо отрицательных последствий для отливки или оборудования. При получении же крупногабаритных отливок, в связи с увеличением времени пребывания формы с отливкой в охладителе и большом гидростатическом давлении охладителя, происходит растрескивание оболочки формы и попадание охладителя на отливку, еще не поднятую в исходную перед заливкой позицию, что недопустимо, так как вызывает немедленный брак деталей или неустранимые «язвы» при травлении на макроструктуру. Также недостатками использования алюминиевой ванны являются: дорогостоящий контейнер для расплава металла, расходы на приобретение большого количества алюминия, большое количество затрачиваемой электроэнергии для частого расплавления больших объемов охладителя (алюминия) [86].
В существующем процессе, в связи с высокой химической активностью расплава алюминия, не удалось реализовать перелив расплава в другую емкость для обеспечения стабильного уровня в непосредственной близости от теплоизолирующего экрана между зонами нагрева и охлаждения. Исходный уровень расплава алюминия находится на расстоянии 50-70 мм от нижней поверхности экрана и постепенно поднимается по мере погружения формы в расплав. Таким образом, на первом этапе этого процесса происходит охлаждение боковой поверхности формы излучением, как в процессе Бриджмена-Стокбаргера, с тем лишь отличием, что излучение в процессе Бриджмена-Стокбаргера происходит в водоохлаждаемое кольцо с температурой поверхности около 293 К (20С), расположенное непосредственно под теплоизолирующим экраном между зонами нагрева и охлаждения установки, а в рассматриваемом процессе – в верхние поверхности тигля с расплавом алюминия, имеющие температуру около 773 К (500С) и в поверхность алюминиевой ванны с температурой 973 К (700С). Указанные факторы приводят к смещению расплава в интервале температур кристаллизации в зону охлаждения и уменьшению величины продольной векторной составляющей градиента температуры на фронте ликвидуса. В условиях охлаждения в расплаве алюминия допустимое для формирования монокристаллической структуры соотношение продольной и поперечной величин векторных составляющих градиента G 0,3 [68] достигается при скоростях перемещения формы в диапазоне 3-6 мм/мин.
Также при использовании алюминиевой ванны с неизбежной верхней подвеской формы, в процессе заливки величина динамического давления на дно формы в 2 раза превосходит статическое давление расплава, что увеличивает опасность разрушения формы.
Кроме того, при использовании оловянной или алюминиевой ванны происходит загрязнение ванны при попадании в нее порошка углерода от нагревателей и теплоизоляции, частиц керамики от погружаемых форм и брызг расплава при заливке, что приводит к необходимости периодической замены ванны. Также при разрушении формы, расплав металла попадает в жидкометаллическую ванну, после чего ее необходимо немедленно заменять.
Надо отметить, что при жидкометаллическом охлаждении форм затрудняется возможность регенерации керамики после литья, так как поверхность форм загрязняется охладителем. Трудности реализации процесса жидкометаллического охлаждения многократно возрастают при направленной кристаллизации блока крупногабаритных лопаток, когда резко увеличивается объем ванны и трудности ее терморегулирования, а также повышается опасность разрушения керамических оболочек [87].
В связи с недостатками процесса жидкометаллического охлаждения в расплаве алюминия указанных выше, в последнее время делаются попытки изыскания новых способов получения крупногабаритных лопаток с монокристаллической (МК) и направленной структурами (НК). В ВИАМе предложен так называемый «альтернативный кристаллизатор», который представляет собой водоохлаждаемую емкость с раздвигающимися над ней тепловыми экранами [86]. После заливки расплава в форму высоковакуумный насос перекрывается. В установку вводится инертный газ под давлением 30-150 мм рт. ст. ((0,04-0,2).105Па), и начинается процесс направленной кристаллизации путем перемещения формы с расплавом из зоны нагрева в зону охлаждения через раздвигающийся по программе тепловой экран. Разность температур между холодной и горячей зонами печи, по мнению авторов, вызывает конвективные потоки, омывающие оболочку формы с расплавом, что, дополнительно к теплопередаче излучением, увеличивает коэффициент теплоотдачи к холодным стенкам кристаллизатора от затвердевающей отливки [86]. Однако, из расчета по критерию Нуссельта [72] следует, что при стационарном давлении инертного газа 30-150 мм рт. ст. ((0,04-0,2).105Па) коэффициент теплоотдачи к повысится на 5-7 Вт/м2К по сравнению с этой величиной в методе Бриджмена-Стокбаргера (среднее значение к в альтернативном кристаллизаторе составит 55-57 Вт/м2К). Этого недостаточно для существенного повышения скорости охлаждения отливки, а следовательно стабильного структурообразования и высокой производительности получения крупногабаритных лопаток с МК и НК структурами [88].
Процесс направленной кристаллизации с охлаждением поверхности форм струями инертного газа в вакууме (GCC). Процесс направленной кристаллизации с газовым охлаждением отливок (Gas Cooling Casting – GCC), который заключается в конвективном охлаждении поверхности форм струями инертного газа в вакууме, не имеет вышеуказанных недостатков других процессов направленной кристаллизации [88]. Процесс GCC был запатентован корпорацией «АВВ» в Европе (ЕРО 749790А1 В 22 27/04 26.03.1996) и США (US 5.921.310 Jnt Cl6 B22 27/04 164/61 13.07.1999) [43,44]. Этот процесс с 2005 года внедрен известной фирмой «Howmet» (ныне «Alcoa Howmet») в производство крупногабаритных лопаток, с монокристаллической и направленной структурами для авиационных и энергетических турбин. По данным фирмы «ALSTOM» (заказчика литых лопаток у «Howmet»), на трех заводах фирмы «Howmet» в США все промышленные установки для литья крупногабаритных лопаток НК и МК переоборудованы с процесса Бриджмена-Стокбаргера на процесс GCC. Так «Howmet» изготавливают с НК структурой лопатки III и IV ступеней турбины MS7001H для «General Electric Company» длиной 910 мм [67]. В проектах мощных энергетических турбин предусмотрены лопатки с направленной структурой длиной свыше 1000 мм. Однако ознакомиться с практической реализацией процесса GCC не удалось. Известно, что фирмой «Howmet» была выбрана для охлаждения форм газовая смесь Ar + 20 мас. % He, так как она обладает более высокой теплопроводностью и поэтому способна обеспечить повышение интенсивности конвективного охлаждения, достигаемого при использовании аргона. Однако для определения целесообразности использования того или иного инертного газа необходим анализ скорости охлаждения при направленной кристаллизации, влияния этого фактора на сокращение используемого в промышленности полунепрерывного цикла литья и учет стоимости охлаждающего газа. Одним из отличительных признаков процесса является позиционирование центров пятен охлаждения в пределах от 0 до 50 мм вниз от теплоизолирующего экрана между зонами нагрева и охлаждения установки, однако если в зоне нагрева происходит интенсивное охлаждение за счет рассеяния газа в струе, это может привести к образованию структурных дефектов.
Моделирование на «тонкой стенке».
По результатам проведенных экспериментальных исследований в разделах 4.1. - 4.4. и показанных на рисунке 19, можно считать, что при отливке методом газового охлаждения лопаток с хордой до 50 мм установка одного сопла достаточна, а для отливки лопаток с хордой 50 - 70 мм нужно использовать схему установки двух сопел, чтобы обеспечить приемлемые значения к по профилю.
В том случае, когда газовое охлаждение применяется при литье крупногабаритных лопаток с хордой более 70 мм, целесообразно использовать вариант расположения трех сопел, ориентированных на спинку, корыто и переднюю кромку.
Исходя из экспериментальных данных разделов 4.1- 4.4 в связи с высокой скоростью газовой струи (близкой к скорости звука) [89] и достаточно большим значением к можно сделать принципиальный вывод том, что при обдуве блока с плотным радиальным расположением лопаток возникают вихри охлаждающего газа в полостях между лопатками (рисунок 24), что приводит к улучшению конвективного теплообмена между нагретой формой и охлаждаемыми поверхностями А и В. Так отработанный газ, покидая центральную часть формы, образует пространственную точку растекания - Т. С. После Т. C одна часть уходит через щель А, а другая, охладившись на стенке В, поднимается к соплам и вновь участвует в охлаждении формы с новыми порциями газа. На стационарном режиме, количество газа, ушедшего вниз через щель А безусловно равно количеству газа, вышедшего из сопел за то же время. Но при этом выше Т. C находится постоянно большее количество газа зависящее от величины давления в камере, в частности при Рк = 0,15105 Па - примерно в 2 - 3 раза. Наличие этой дополнительно охлажденной на поверхности Т. C массы увеличивает теплоемкость струи газа и позволяет аккумулировать в 2 -3 раза большее количество тепла. В то время, как сбросить тепло с этих элементов за счет одного только лучистого теплообмена в процессе Бриджмена-Стокбаргера крайне затруднительно (в этих местах 20 Вт/м2к).
Таким образом, более интенсивное охлаждение центральной части блока лопаток в процессе газового охлаждения форм повысит скорость протяжки при кристаллизации и увеличит количество лопаток в блоке за счет более тесного их расположения, чем в процессе Бриджмена-Стокбаргера.
Отметим, что площадь щелевого кольца А превышает в «104 раз суммарную площадь критических сечений сопел системы охлаждения.
Так как через вакуумную печь (рисунок 24), расположенную выше защитного экрана, отсутствует проток отработанного газа, то в ней реализуется «застойная зона» с тороидальным вихрем. Этот стационарный вихрь практически не обменивается теплом с газом, истекающим из сопел. Тороидальный вихрь в вакуумной печи поддерживает практически постоянную температуру газа, близкую к температуре в самой печи.
Теплофизическая оценка температуры аргона после контакта с нагретой керамической формой при направленной кристаллизации составляет величину около 500С. Охлаждение воздухом аргона в коллекторе, а также наличие охлаждаемых поверхностей А и В (рисунок 24) приводит к снижению температуры отработанного газа до температуры 250 - 300С, но и эта температура недопустима для нормальной работы форвакуумного насоса. Поэтому на входном патрубке форвакуумного насоса должен быть установлен лабиринтный водоохлаждаемый теплообменник.
На основании аналитических и экспериментальных данных раздела 4.4 сделан вывод о целесообразности при реализации процесса газового охлаждения форм размещения центров пятен охлаждения на расстоянии в пределах 52 – 70 мм от экрана, что достигается соответствующим расположением коллектора с соплами и поворот сопел вниз на 20. Доказана высокая эффективность использования аргона в качестве охлаждающего газа, вместо гораздо более дорогих гелия и смесей гелия с аргоном (раздел 4.3). Эти положения, в сочетании с оптимальным диапазоном полного давления струи газа Ро = (4 – 5).105 Па (а в случае массивного замка (толщиной более 40 мм) – (7,0 - 7, 5).105 Па) и давления газа в установке Рк = (0,1-0,3).105 Па, являются существенным отличительным признаком от параметров, заявленных в работе [44].
Возможность плотного радиального расположения лопаток в сочетании с более высокой скоростью охлаждения в процессе ПГО может повысить производительность в 1,8 - 2,2 раза, в сравнении с методом Бриджмена-Стокбаргера. Таким образом, на этой основе разработан и запатентован [94] (Приложение №1) процесс направленной кристаллизации с газовым охлаждением форм аргоном ПГО для литья крупногабаритных лопаток газовых турбин, который, сохраняя достоинства ускоренного охлаждения, вместе с тем не имеет недостатков использования жидкометаллических охладителей [96]. Принципиальная схема ПГО для литья крупногабаритных лопаток газовых турбин показана на рисунке 25.
Рисунок 25 Процесс направленной кристаллизации ПГО. 1. Отливка, 2. Мягкий теплозащитный экран, 3. Твердый теплозащитный экран 4. Печь подогрева форм, 5. Кристаллизатор, 6. Коллектор аргона, 7. Струи
аргона, 8. Зона охлаждения. На основе установленных зависимостей в разделах 4.1. -4.6. выбраны целесообразные параметры газового охлаждения форм при направленной кристаллизации: использование в качестве охладителя - инертного газа аргона; скорость газовой струи на выходе из сопла - 2,8 М (числа Маха); полное давление струи газа Ро = (4,0 - 5,0)105 Па, при кристаллизации массивного замка (толщиной более 40 мм) - (7,0 - 7, 5)105 Па; давление в барокамере Рк = (0,10 - 0,30) 105 Па; горизонтальный угол наклона оси сопел = (45 ± 15); вертикальный угол наклона оси сопел = (20 ± 10); расположение центров пятен охлаждения на расстоянии в пределах 52 - 70 мм от экрана; расстояние от оси сопла до модели Xw = (55 ± 30) мм; плотное радиальное расположение лопаток в блоке c центральным размещением стояка; при литье крупногабаритных лопаток целесообразно использовать следующие варианты: с хордой менее 50 мм - схему расположения одного сопла, с хордой 50 - 70 мм -схему расположения двух сопел, с хордой более 70 мм - схему расположения трех сопел.
Зависимость коэффициента теплоотдачи к от полного давления струи газа и давления газа в барокамере.
Более того, такая компьютерная программа позволяет индивидуально подходить к каждой плавке ПШЗ с конкретно определяемыми температурами: солидуса, ликвидуса, полного растворения -фазы-сольвуса, что уменьшает трудности при назначении температуры плавки, штамповки, термообработки (ТО) деталей из ЖС. С помощью этой КП уточнены пределы допустимого легирования отечественных ЖС для лопаток и дисков, проанализированы особенности легирования зарубежных композиций ЖС аналогичного назначения. Крайне важно, как показал зарубежный опыт, и знание с минимальной погрешностью критических точек солидуса, ликвидуса и особенно полного растворения -фазы-сольвуса при проведении изостатического прессования в газостате (ГИП).
При этом, как удалось установить, погрешности определения физико-механических характеристик по КП невелики – коэффициенты множественной корреляции имеют величины от 0,92 до 0,98.
В усовершенствованной компьютерной программе представлены расчетные уравнения для анализа физико-механических свойств КЖС в состоянии литья (с учетом дендритной ликвации) и термообработки с минимальными погрешностями – не более 2-4% [109] .
Для достижения необходимого уровня жаропрочности на основе канонических зависимостей в расчет закладывается количество легирующих элементов формирующих требуемый объем упрочняющей -фазы (Al,Тi), а также корректируется содержание вольфрама и других тугоплавких компонентов с коэффициентом эффективного распределения кэф 1. Обеспечение коррозионной стойкости рассчитывается на основе уравнения коррозионных потерь в европейской среде с учетом всех легирующих элементов.
Кроме того в составе сплава для направленной кристаллизации должно быть ограничено содержание элементов зернограничных упрочнителей, в отличие от сплава для лопаток с равноосной структурой.
Эта компьютерная программа по данным о химическом составе с учетом дендритной ликвации и коэффициентов распределения элементов между – и – фазами в исходном состоянии и после ТО рассчитывает основные параметры структуры: объем – фазы, химический состав осей дендритов и межосных пространств в состоянии литья и ТО. химический состав – и – фаз и карбоборидных фаз, mismatch – a (несоответствие параметров решеток – и – фаз), фазовую стабильность (выделение охрупчивающих (ТПУ) - и -фаз; а-W; a-Cr; Ni3Ti), долю эвтектической – фазы, критические точки, плотность, модуль Е20дин, КТЛР – коэффициент термического линейного расширения, коррозионную стойкость, жаропрочность до 10 тыс. часов при 750-950С. Данная программа позволяет провести расчеты для создания коррозионностойкого жаропрочного сплава с направленной структурой для литья лопаток перспективных ГТУ с температурой металла 870-910 С.
С целью обеспечения заданных служебных свойств сплава для высокоэффективных газовых турбин и с учетом особенностей распределения химических элементов в осях и межосных пространствах направленной структуры на основе рассмотренной программе «Расчетная система суперсплавов» [108] был определен состав нового жаропрочного 112 коррозионностойкого сплава НКМ-1 (Патент № 2524515 от 27.07.2014г. [110], Приложение № 4) [111]. Личное участие состояло в уточнении состава сплава с учетом технологического процесса направленной кристаллизации [112]. С учетом того, что в процессе ПГО реализованы высокие скорости охлаждения при направленной кристаллизации возможно образование несколько большего количества неравновесной эвтектики. Поэтому в составе нового сплава НКМ-1 для направленной кристаллизации ограничивалось содержание – образующих эвтектических элементов (Ti, Nb, Hf). Разработанный технологический процесс литья шихтовой заготовки на металлургической базе ОАО НПО «ЦНИИТМАШ» сплава НКМ-1 позволил получить литую заготовку в заданном (узком) интервале легирования с минимальным уровнем вредных примесей и газов. Это дало основание разработать временные Технические условия 27.03.11.04 на поставку шихтовой заготовки по комплексу требований, близких к зарубежным стандартам на ПШЗ.
Ограниченный предел ползучести и предел длительной прочности сплава НКМ-1 определялись по результатам испытаний и обрабатывались по универсальному уравнению жаропрочности [113]. Допустимое содержание примесей и служебные характеристики НКМ-1, полученные на основе экспериментальных и расчетно-аналитических методов, включая плотность, критические точки, коррозионную стойкость и др. приведены в паспорте на сплав [114].
В данной работе были получены опытные отливки с направленной структурой и определен следующий оптимальный режим термообработки сплава НКМ-1: нагрев до 1220С (не ниже Tsol ), выдержка 2 часа, охлаждение до 900С со скоростью 40-50 град/мин, далее с произвольной скоростью; нагрев до 1050С, выдержка 1,5 часа, охлаждение до 800С со скоростью 30-40 град/мин.; далее с произвольной скоростью, нагрев до 870 С, выдержка 16 час.; охлаждение на воздухе. Макро- и микроструктура исследованных образцов в состоянии литья и после термообработки является типичной для данного класса зарубежных коррозионностойких жаропрочных сплавов после процесса НК.
Некоторое повышенное количество эвтектической -фазы в литом состоянии было существенно снижено за счет гомогенизирующего отжига при температуре, близкой к сольвусу -фазы.
В НКМ-1 при длительной наработке при температурах 800-900С на ресурс до 25 тыс. часов не прогнозируется выпадение охрупчивающих фаз типа -фазы. Свойства сплава НКМ-1 с направленной структурой представлены при кратковременном растяжении в таблице 18 (методика проведения испытаний соответствует нормативной документации (НД) ГОСТ 1497-87, ГОСТ 9651-84, испытания проведены на оборудовании: машина ИМ-4), а по длительной прочности и ползучести - в таблице 19 (методика проведения испытаний соответствует нормативной документации (НД) ГОСТ 10145-81, ГОСТ 3248 81, испытания проведены на оборудовании: машина АИМА-5, ИП-4). Протоколы проведенных исследований, а так же кривые разрушения и ползучести представлены в Приложении №5.