Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Состояние вопроса . 7
1.1. Сведения об интерметаллидах 7
1.2. Интерметаллид TiAl 11
1.3. Влияние строения границ зёрен на пластичность интерметаллидов . 17
1.4. Структура и свойства интерметаллидов -TiAl и 2-Ti3Al, выплавленных в индукционной установке . 23
1.5. Плавка и литьё интерметаллидов титана 39
1. 6. Эффективность применения газостатирования для устранения внутренних дефектов в титановых отливках . 46 1.7. Выводы и задачи исследования . 48
ГЛАВА 2. Методики исследования 51
2.1. Плавильно-заливочная установка Consarc 51
2.2. Методы качественной и количественной металлографии . 52
2.3. Методика исследования на горячую твердость 55
2.4. Испытание на длительную прочность . 58
2.5. Методика определения жаростойкости и коррозионной стойкости 60
2.6. Методика математической обработки результатов эксперимента 62
2.7. Методы оценки физико-химического и структурно-фазового состава поверхностного слоя и эксплуатационных свойств исследуемых материалов . 64
2.7.1. Методика рентгенострунтурного анализа 65
2.7.2. Методика вторичной ионной масс-спектроскопии (ВИМС) 65
2.8. Методы определения микротвердости, механических свойств,
жаропрочности, усталостной прочности . 68
ГЛАВА 3. Особенности формирования структуры и свойств интерметаллидного титано-алюминиевого сплава в литом состоянии . 70
3.1. Исследование химического, фазового состава и микроструктуры исходной шихтовой заготовки для выплавки интерметаллидного титанового сплава . 70
3. 2. Исследование влияния технологических параметров плавки и литья на структуру и свойства интерметаллидных титановых сплавов 86
3.3. Разработка методики и расчет литниково-питающей системы для изготовления лопаток ТНД из интерметаллидного титанового сплава литьем по выплавляемым моделям центробежным способом 104
3.4. Анализ структуры и свойств литых лопаток ТНД из интерметаллидного титанового сплава 116
3.5. Выводы по главе 3 137
ГЛАВА 4. Опытно-промышленное испытание технологии получения лопаток из интерметаллидного титанового сплава 139
4.1. Анализ качества отливок, полученных при различных технологических параметрах 139
4.2. Анализ характера разрушения интерметаллидного титанового сплава .. 153
4.3. Результаты испытаний образцов лопаток из интерметаллидного титан-алюминиевого сплава 164
4.4. Выводы по главе 4 168
Выводы по работе 170
Библиографический список
- Структура и свойства интерметаллидов -TiAl и 2-Ti3Al, выплавленных в индукционной установке
- Испытание на длительную прочность
- Исследование влияния технологических параметров плавки и литья на структуру и свойства интерметаллидных титановых сплавов
- Анализ характера разрушения интерметаллидного титанового сплава
Введение к работе
Актуальность работы
В настоящее время интерметаллидные сплавы стали достаточно востребованными материалами. Постоянно растущий интерес к ним связан как с решением технологических, так и фундаментальных проблем. Благодаря своей уникальной природе некоторые из интерметаллидов, в частности алюминиды титана, уже стали основой аэрокосмических материалов нескольких поколений. Алюминиды титана представляют значительный интерес для авиационной и аэрокосмической техники вследствие высокой стабильности механических свойств, жаропрочности и жаростойкости. Содержание алюминия в этих сплавах составляет 25,8-28,6 мас. %, титана 59,68-60,18 мас. %.
Серьезным недостатком этих сплавов, сдерживающим широкое применение их в промышленности, является их низкая пластичность. Для повышения пластичности интерметаллидных сплавов Ti-Al их легируют цирконием, хромом, ниобием, молибденом, ванадием. Измельчение зерна достигается легированием бором.
Исследованиями российских и зарубежных ученых Гринберг Б.А., Имаевым Р.М., Имаевым В.М., Салищевым Г.А., Колачевым Б.А., Kong F., Chen Y., Clemens H., Dimiduk D.M. и др. разрешен ряд важнейших теоретических задач, связанных с проблемами получения необходимых свойств изделий из интерметаллидов для авиакосмической отрасли, а также изучена их зависимость от структуры этих сплавов.
Будущее этих сплавов существенно зависит от того, насколько быстро и эффективно будет создана законченная технологическая цепочка: состав – плавка – литье – структура – свойства. В связи с этим разработка технологии плавки и литья тонкостенных сложнопрофильных отливок на примере лопаток компрессора высокого давления (КВД) и турбины низкого давления (ТНД) современных газотурбинных авиационных двигателей, исследование их структуры и свойств являются важной и актуальной задачей.
Работа выполнялась в рамках государственной программы по созданию высокотехнологичного производства (Постановление Правительства № 218 от 9.04.2010, договор № 13.G 25.310047).
Цель работы
Разработка технологии плавки и литья тонкостенных сложнопрофильных отливок из интерметаллидного титано-алюминиевого сплава методом литья по выплавляемым моделям на примере лопаток авиационных двигателей.
Основное внимание было уделено решению следующих задач:
- исследованию химического и фазового состава исходной шихтовой заготовки для выплавки интерметаллидного титано-алюминиевого сплава;
- определению технологических параметров плавки интерметаллидного титано-алюминиевого сплава и центробежной заливки литейных форм с учетом свойств сплава и технологии изготовления керамических оболочек при изготовлении отливок литьем по выплавляемым моделям;
- химическому и металлографическому анализу отливок из интерметаллидного титано-алюминиевого сплава, полученных в вакуумной индукционной плавильно-заливочной установке «Consarc» с «холодным» медным тиглем, и определению эксплуатационных свойств отливок после их газостатирования и термической обработки;
- разработке технологического регламента плавки и изготовления литых лопаток из интерметаллидного титано-алюминиевого сплава на основании результатов исследования и опытно-промышленных испытаний.
Научная новизна работы
1. Установлены требования к химическому и фазовому составу шихтовой заготовки интерметаллидного титано-алюминиевого сплава, обеспечивающие получение отливок с необходимыми служебными свойствами в процессе их эксплуатации при температуре 750…800С.
2. Установлены закономерности влияния параметров плавки и заливки интерметаллидното титано-алюминиевого сплава на распределение -, 2- и -фаз в литом металле, их размеры, химический состав и перераспределение легирующих элементов в этих фазах.
3. Установлен характер разрушения литого сплава, которое происходит по границам структурных составляющих и особенно в областях с повышенным содержанием бора.
Практическая значимость работы
Определены технологические параметры плавки интерметаллидного титанового сплава в условиях вакуума с последующей подачей аргона для уменьшения потери элементов, входящих в состав сплава. Рекомендованы температура заливки сплава, давление аргона, частота вращения формы при заливке и время заливки сплава. Предложен состав огнеупорной суспензии для изготовления оболочковых форм по выплавляемым моделям. Разработана конструкция литниково-питающей системы для получения тонкостенных сложнопрофильных отливок на примере лопатки из интерметаллидного сплава системы Ti-Al.
Апробация работы
Основные положения и результаты диссертационной работы доложены и обсуждены на 13th Joint China-Russia Symposium on Advanced Materials and Processing Technology, Harbin, China, 2012 г.; XI Съезде литейщиков России, г. Екатеринбург, 2013 г.; Modern materials and technologies 2013: International Russian-Chinese Symposium, г. Хабаровск, 2013 г.
Публикации
По теме диссертационной работы опубликовано 12 печатных работ, в том числе 5 работ в изданиях, рекомендованных ВАК Минобрнауки РФ, 2 патента РФ.
Структура и объем работы
Диссертация состоит из введения, четырех глав, общих выводов по работе, библиографического списка из 82 наименований и приложений, изложена на 189 страницах машинописного текста, содержит 109 рисунков, 20 таблиц.
Структура и свойства интерметаллидов -TiAl и 2-Ti3Al, выплавленных в индукционной установке
Ниобий существенно повышает пластичность интерметаллида за счет снижения степени упорядочения 2-фазы и активизации дополнительных систем скольжения. Однако в наибольшей степени увеличение пластичности достигается созданием двухфазной 2+-структуры, в которой -фаза может переходить в упорядоченную модификацию В2. Улучшение комплекса свойств достигается также легированием Мо, V, W, Zr, Ta. Лучшим зарубежным (США) промышленным сплавом этого типа является сплав супер 2, имеющий состав Ti – 15Al – 20Nb – 3V – 2Mo (мас. %). Из российских сплавов наиболее известны сплавы ВТИ – 1 (Ti – 14,5 Al – 22 Nb – 1,5 Zr – 0,25 Si) и ВТИ – 50 (Ti – 15 Al – 24 Nb – 1,5 Mo – 1,5Zr). Получены опытные фасонные отливки статорных дисков с лопатками из сплава ВТИ – 1 [31].
К наиболее перспективным технологиям следует отнести водородные технологии, основанные на обратимом легировании водородом, – термоводородную обработку и водородное пластифицирование. В МАТИ создан сплав 7115 на основе Ti3Al, имеющий состав Ti-14Al-3Nb-3V-0,5Zr под водородную технологию (патент РФ № 2081929) [32].
Для получения точных отливок из титановых сплавов применяют способ литья по выплавляемым моделям в оболочковые формы из огнеупорных материалов. При этом формы подвергаются значительным термомеханическим напряжениям, величина которых прямо пропорциональна разности температур и разности коэффициентов температурного расширения материала формы и металла и обратно пропорциональна коэффициенту теплопроводности материала формы. На величину напряжений также влияют толщина формы, общая масса заливаемого металла и конфигурация отливки, определяющая условия теплоотвода от поверхности формы. При центробежной заливке формы подвергаются динамическому давлению массы металла с преобладанием изгибающих нагрузок. Напряжения при этом довольно велики, поэтому для получения качественной литой детали керамическая форма должна иметь высокую прочность.
Учитывая особенность структуры отливок из титановых сплавов – крупнозернистость, чрезвычайно важным в технологии плавки является разработка методов измельчения структуры. Такими методами воздействия на структуру отливок могут быть вибрация, ультразвук, перемешивание расплава за счет создаваемого магнитного поля. Одним из эффективных способов уменьшения величины зерна является модифицирование – создание дополнительных центров кристаллизации. Измельчение зерна достигается при гарнисажной плавке с переливом в форму за счет уменьшения перегрева металла при переливе.
Сплавы на основе iAl создавались как перспективные конструкционные материалы для широкого использования в авиастроении, автомобильной и химической промышленности. В технической литературе рассмотрен iAl сплав с номинальным химическим составом Ti-45Al-5V-4Nb-0,3Y, который был приготовлен по обычной слитковой технологии, исследована его микроструктура и свойства. Результаты показывают, что сплав Ti-45Al-5V-4Nb-0,3Y имеет равноосную и полностью пластинчатую структуру с размером зерна 30-50 мкм и размером пластинок 100-300 нм и он состоит из -, 2-фаз и B2-фазы, расположенной по границам зерен. Кроме того, сплав Ti-45Al-5V-4Nb-0,3Y демонстрирует высокую прочность при комнатной температуре до 650 МПа, отличную способность к деформации при повышенных температурах и хорошую жаростойкость [33].
Интерметаллидные сплавы TiAl являются перспективными материалами благодаря сочетанию низкой плотности, высокой прочности, высокой жесткости, сопротивлению ползучести до температуры 700С и более высокой жаростойкости, чем у титановых сплавов, которые являются важными для систем двигателей самолетов, а также для автомобильных двигателей. Однако низкая пластичность при комнатной температуре и плохая деформируемость ограничивают широкое применение TiAl сплавов. В течение последних десятилетий были предприняты большие усилия для достижения высокой пластичности при комнатной температуре и деформируемости TiAl сплавов при высоких температурах за счет оптимизации химического состава и режимов обработки. Например, Клеменс (Clemens) и др. [34] разработали сплавы AB (Ti-47Al-4(Cr, Mn, Nb, Si, B)), -Met (Ti-46,5Al-4(Cr, Nb, Ta, B)) и NB с мелким зерном размером 5-8 мкм; Герлинг и Шиманский (Gerling and Schimansky) и др. [35] изготовили листы из сплава Ti-45Al-5Nb-0,05C горячей прокаткой. Тетсуи (Tetsui) и др. [36] использовали горячую обработку для изготовления деталей из TiAl сплавов. Недавно Ким и Димидук (Kim and Dimiduk) [37] создали новую концепцию бета iAl сплавов, которые кристаллизуются по бета-процессу и такие сплавы имели состав Ti-(40-45)Al-(2-7)Nb-(1-9) (Cr, Mn, V, Mo)-(0-0,5) (B,C). Такого рода сплавы имеют отличную деформируемость при температуре выше 1100С благодаря наличию стабильной -фазы (называемой фазой В2 при комнатной температуре).
Одновременно Чен и Конг (Chen and Kong) [38] создали подобный TiAl сплав с номинальным составом Ti-43Al-9V-0,3Y (ат. %), состоящий из , и 2 фаз и демонстрирующий хорошую деформируемость при температуре 1200С. Другой тип TiAl сплава Ti-45Al-5Nb-0,3Y был приготовлен Ченом и Ли (Chen and Li) [39], сплав обладал хорошей деформируемостью при повышенных температурах. Авторы исследовали микроструктуру и свойства нового iAl сплава с номинальным составом Ti-45Al-5V-4Nb-0,3Y.
Слитки сплава Ti-45Al-5V-4Nb-0,3Y были получены дуговой плавкой в среде аргона с использованием нерасходуемого электрода. Цикл плавки был повторен 5 раз для достижения гомогенности слитков, а также была проведена термическая обработка при температуре 900С в течение 72 ч с последующим охлаждением с печью до комнатной температуры. Испытание на сжатие проводилось при температуре 1200С с применением испытательной машины Gleeble 1500D, использовался образец диаметром 8мм и длиной 12 мм, скорость деформации составляла 10-2 с-1, степень деформации – 60%. При комнатной температуре испытание на сжатие проводилось на образце диаметром 4 мм и длиной 6 мм на машине Instron со скоростью нагружения около 5,5610-4 с-1. Образцы для испытания жаростойкости имели размеры 864 мм, поверхность образца была отполирована карбидом кремния, обезжирена в ацетоне перед испытаниями на жаростойкость. Испытание на жаростойкость проводили при температуре 800С в течение 80 ч в спокойном воздухе.
Испытание на длительную прочность
Образцы 1 устанавливаются в приспособлении, состоящем из верхней 2 и нижней 3 державок и помещаются в основание 10 электропечи сопротивления с силитовыми нагревателями 4. Температура испытаний контролируется с помощью платино – платино-родиевой термопары 5. После прогрева образцов в печи в течение 5 минут производится нагружение усилием Р (5000 Н). Образцы выдерживаются в течение 5 минут под нагрузкой Р. Испытания проводятся в изотермических условиях при температурах 900, 950, 975, 1000 С. Замер диаметров отпечатков на образцах производится на инструментальном микроскопе ММИ-2 в двух взаимно-перпендикулярных плоскостях. 2.4. Испытание на длительную прочность
Сущность метода заключается в доведении образца до разрушения под действием постоянной растягивающей нагрузки при постоянной температуре (до 1200 С).
В результате испытаний определяют предел длительной прочности, т.е. напряжение, вызывающее разрушение металла за определенное время испытания при постоянной температуре или устанавливают контрольную характеристику – время до разрушения при заданном напряжении, которое равно или превышает норму времени, указанную в стандартах или ТУ на металлопродукцию.
Использовались образцы цилиндрического типа диаметром 5 мм с начальной расчетной длиной 25 мм. Допускаемое отклонение диаметра рабочей части цилиндрических образцов ±0 0,02 мм, параметр шероховатости Ra 0,63 мкм. Биение цилиндрического образца при проверке в центрах не должно превышать 0,02 мм. Допускаемое отклонение по величине площади попереч-ного сечения не должно превышать ±0 0,5%.
Образец, установленный в захватах испытательной машины и помещенный в печь, нагревался до заданной температуры (время нагрева должно быть не более 8 часов) и выдерживался при этой температуре не менее 1 часа.
Для измерения температуры образцов на концах их рабочей части должно быть установлено не менее 2-х термопар. Термопары устанавливались так, чтобы горячие спаи плотно соприкасались с поверхностью образца. Горячий спай термопары был защищен от воздействия раскаленных стенок печи.
После нагрева образца и выдержки при заданной температуре к образцу плавно прикладывали нагрузку. Время до разрушения при заданной величине напряжения, т.е. нагрузки, отнесенной к начальной площади поперечного сечения образца, являлось основным показателем данного вида испытания. После разрушения образца определялись: относительное удлинение () и относительное сужение ().
В результате испытаний устанавливалась зависимость между напряжением и временем до разрушения при заданной постоянной температуре. При этом число уровней напряжений было не менее трех. По результатам испытаний серий образцов для каждого напряжения определялось среднее значение времени до разрушения. Графически зависимость между напряжением и средним значением времени до разрушения представлялась в логарифмических координатах. По этим графикам интерполяцией или экстраполяцией определялись средние значения пределов длительной прочности материала.
Относительное удлинение цилиндрических образцов после разрыва () в % подсчитывалось по формуле: = 100%, (2.11) где 10 - начальная расчетная длина, измеренная при комнатной температуре перед испытанием образца, мм; Ik - расчетная длина после разрыва, мм. Начальную расчетную длину (1о) - длину участка рабочей части образца, на котором измерялось удлинение - перед началом испытания ограничивают рисками или кернами с погрешностью ±0 1%.
Для измерения расчетной длины после разрыва (Ik) - разрушенные части образца плотно складывались так, чтобы оси их образовывали прямую линию. Расчетная длина образца до и после испытания измерялась с погрешностью до 0,05 мм.
Относительное сужение после разрыва цилиндрических гладких образцов в % подсчитывалось по формуле: (F -F) = ±0 2.100%5 (2.12) где F0 - начальная площадь поперечного сечения рабочей части образца, измеренная при комнатной температуре перед испытанием, мм2; Fk - площадь поперечного сечения образца после разрушения, подсчитанная по среднему арифметическому из результатов измерений минимального диаметра в месте разрыва в 2-х взаимно перпендикулярных направлениях, мм2.
Измерение образцов после испытаний производилось с погрешностью до 0,01 мм.
Перед испытанием исследуемые образцы (рисунок 2.2) взвешивали с точностью ± 00,1 мг на аналитических весах и затем помещали в печь. Увеличение массы образца определялось по разности результатов взвешивания холодного образца до испытания и непосредственного взвешивания в процессе испытания с интервалом в 5 часов. После испытания удаление продуктов коррозии с образцов осуществлялось следующим способом.
Образцы погружались в ванну с расплавленным металлическим натрием, через который непрерывно продувался аммиак (расход аммиака не более 0,5 л/мин на 1 см2 обрабатываемой поверхности). Температура расплава 400 С, длительность процесса 1 час.
После снятия окалины образцы должны быть тщательно промыты в проточной воде волосяной щеткой, осушены фильтровальной бумагой, очищены чернильной резинкой и промыты этиловым спиртом. Очищенные образцы помещались в эксикатор на 1 час, после чего взвешивались с точностью ± 00,1 мг.
В связи с тем, что штампы работают при повышенных температурах и давлениях, в условиях воздействия агрессивной среды, газовая коррозия является одним из наиболее распространенных видов химической коррозии. В связи с этим большое значение приобретают испытания, позволяющие, при малом времени и низкой стоимости, получить повреждения близкие к натурным.
Исследование влияния технологических параметров плавки и литья на структуру и свойства интерметаллидных титановых сплавов
Другое условие получения отливок заключается в том, что расстояние от верхнего уровня литниковой воронки до верхнего уровня отливки должно быть не менее 60 мм; это необходимо для обеспечения напора, требуемого для преодоления сопротивления продвижения жидкого металла в затвердевающие объемы отливки.
На основании большого объема производственных данных размеры элементов ЛПС были обобщены и сведены в таблицы и номограммы [78], из которых можно определить диаметр стояка, приведенную толщину сечения питателей в зависимости от приведенной толщины массива отливки и ее массы.
Далее выполним расчет размеров элементов ЛПС для отливки «Лопатка турбины низкого давления» с учетом рекомендаций, изложенных выше. Для расчета принимаем следующие исходные данные: масса отливки 700 г, длина питателя 15 мм (исходя из конструктивных особенностей отливки). С целью организации направленного затвердевания отливки и полного заполнения полости формы лопатку располагаем вертикально, причем замковая часть располагается вверху, бандажная полка – внизу. Поскольку заливка осуществляется во вращающуюся форму, для обеспечения качественного заполнения полости формы расплавом рекомендуется ориентировать лопатку в направлении –Х, поэтому целесообразно обеспечить наклон лопатки в сторону стояка на угол 10. Лопатка должна располагаться корытом пера в сторону стояка. На одном стояке располагается четыре лопатки, соединеные со стояком литниковыми ходами на двух ярусах. Подача расплава в рабочую полость осуществляется в торец бандажной полки и замковой части лопатки по ее вертикальной оси.
В начале расчета необходимо определить приведенную толщину массива отливки, который представляет собой параллелепипед со следующими размерами: высота а=20 мм, длина b=35 мм, ширина с=30 мм. Для определения приведенной толщины массива отливки z воспользуемся формулой [78]:
Для обеспечения эффективного питания отливок в процессе затвердевания и необходимой прочности модельного блока принимаем диаметр стояка равным 55 мм. В этом случае суммарная приведенная толщина сечения питателей по формуле (3.3) составит п=5,7 мм. Тогда приведенная толщина сечения одного питателя составит 2,85 мм. Определим размеры поперечного сечения питателя. Поскольку ширина массива отливки составляет 35 мм, то целесообразно принять ширину питателя также 35 мм. Приведенная толщина питателя рассчитывается как отношение площади сечения питателя к его периметру. Определим высоту питателя исходя из формул площади и периметра прямоугольника. Высота питателя в этом случае составит 7 мм.
Таким образом, ширина питателя составляет 35 мм, высота 7 мм, длина верхнего питателя 15 мм, нижнего - 65 мм. Высоту стояка с воронкой принимаем равной высоте контейнера 400 мм. Диаметр стояка 55 мм. Нижний диаметр воронки 55 мм, верхний - 80 мм. Высота воронки 50 мм.
Поскольку при разработке конструкции и расчете ЛПС для получения отливки «Лопатка ТНД» методом литья по выплавляемым моделям не учитывается влияние центробежных сил, действующих на металл при вращении литейной формы, то целесообразно использовать методику расчета ЛПС, учитывающую действие центробежных сил. Центробежные силы способствуют улучшению заполняемости формы, что дает возможность получать отливки из сплавов с низкой жидкотекучестью.
Чаще всего литниковые системы конструктивно состоят из приемной воронки, стояка и питателей, причем стояк выполняет роль прибыли во время затвердевания отливок. Наиболее распространенный тип литниково-питающей системы - разветвленная с центральным стояком. Заполнение металлом полостей формы происходит практически одновременно с заполнением стояка. Отношение
При изготовлении небольших отливок со стенками, толщина которых более 3 мм, литниково-питающая система может не содержать элементов, регулирующих скорость заливки. Скорость заливки в этом случае может колебаться в относительно широких пределах без ухудшения качества отливки.
При изготовлении отливок, имеющих более тонкие стенки, например, лопаток, скорость заливки начинает играть существенную роль. Низкая скорость заполнения приводит к недоливам, а чрезмерно высокая - к заносу в форму неметаллических включений.
Ориентировочно требуемую удельную массовую скорость заливки Qi можно вычислить по следующей формуле:
Для отливок с толщиной стенок более 2-3 мм следует выбирать литниково-питающие системы, при которых заполнение отливок металлом происходит снизу (сифоном). Течение металла в этом случае осуществляется спокойно, что обеспечивает наименьшее количество неметаллических включений в отливках и наилучшую чистоту их поверхности.
Анализ характера разрушения интерметаллидного титанового сплава
1. Химический состав шихтовой заготовки отвечает составу интерметаллидного титано-алюминиевого сплава. Содержание алюминия составляет 28,5…28,6 мас. %, титана 59,68…60,18 мас. %. Сплав дополнительно легирован ниобием, молибденом и бором.
2. Металлографический анализ показал, что шихтовая заготовка имеет крупнозернистую полностью ламельную структуру со средним размером зерна в центре заготовки 140…160 мкм, в поверхностной зоне – 60…80 мкм. Ламельный параметр изменяется в пределах от 0,7…1,25 мкм до 1,8…2,6 мкм при переходе от периферийной к центральной части слитка. Между зернами наблюдаются шнуры предположительно борида ниобия. Основными структурными составляющими являются соединения AlTi и Al2Ti. Измерения микротвердости отдельных структурных составляющих показали, что их твердость различна и составляет в среднем 375…401 HV (при нагрузке 300 г).
3. Рентгенофазовый анализ показал, что в структуре лопатки КВД наблюдаются следующие фазы: (2+), , (В2), О (Ti2AlNb) и нитевидные включения борида титана TiB2 длиной 50…70 мкм. В средней части пера лопатки размер пластин (2+)-фазы составляет в среднем (10…30)х(30…60) мкм, в тонкой – (10…20)х(20…40) мкм. В нижней части замка лопатки толщина и длина пластин увеличивается и составляет (20…50)х(70…100) мкм. Это различие в размере пластин можно объяснить разницей в скорости кристаллизации.
4. Определен химический состав структурных составляющих сплава. В фазе наблюдается повышенное содержание ниобия и молибдена (10,91 и 4,53 мас. % соответственно). В (2+)- и -фазах содержание ниобия и молибдена соответствует среднему составу сплава (9,08 и 2,20 мас. % соответственно). Такая закономерность распределения элементов наблюдается и в тонкой, и в массивной частях отливки.
5. Микротвердость на всех фрагментах литой лопатки носит пилообразный характер, а средние значения микротвердости меняются в пределах от 3000 до 4000 МПа. Такой характер изменения микротвердости можно объяснить различием твердости структурных составляющих сплава.
6. Предложена конструкция литниково-питающей системы для отливки лопатки ТНД и выполнен расчет элементов ЛПС.
7. Проведены опытные плавки и отливка лопаток ТНД с учетом ранее выполненного исследования. Технологические параметры процесса были следующие: Тзал=1680…1700С; температура нагрева форм 700С; частота вращения формы 400 об/мин; вакуум 55 мбар; натекание 0,03 мбар; давление аргона 2,0 мбар; время заливки 2,5 с. Выполненный металлографический анализ отлитых лопаток показал, что в структуре сплава наблюдается типичная для интерметаллида ламельная структура, состоящая из слоев -фазы, разделенных слоями 2-фазы. Кроме того, наблюдается неравновесная гетерофазная структура, состоящая из отдельных областей - и 2-фаз. Измеренная микротвердость сплава вблизи питателя находится в диапазоне 3080…6444 МПа, а вблизи пера лопатки – 3499…4934 МПа. Это различие можно объяснить наличием рассеянной газоусадочной пористости в литой лопатке.
На установке «Consarc» проведено опытно-промышленное испытание плавки интерметаллидного титанового сплава и отливки из него лопаток КВД и ТНД. Параметры плавки и литья представлены в таблице 4.1. Температура заливки назначена с учетом данных, представленных в главе 3.
Литниково-питающая система для лопаток ТНД изготовлена с учетом рекомендаций, указанных в п. 3.3, а для изготовления лопаток КВД представлена на рисунке 4.1. Форма устанавливалась в контейнер, представленный на рисунке 4.2. Температура нагрева формы контролировалась хромель-алюмелевой термопарой. Формы изготовлены по технологии производства титановых сплавов, в частности ВТ20Л и первая заливка была произведена из этого сплава.
Вероятно, сказалось влияние температуры расплава при заливке. Известно, что высокая химическая активность титана и его сплавов обуславливает необходимость их плавки в вакууме или атмосфере инертных газов. При этом в плавильно-заливочных установках при температурах плавки и заливки создаются условия для выделения газов и испарения компонентов из расплава, термической диссоциации и возгонки огнеупорных оксидов формы и плавильного тигля, а также конденсации газообразных продуктов в более холодных частях установки.
При определенных условиях для управления процессом плавки иногда необходимо повысить остаточное давление в плавильно-заливочной камере до 20…50 мм. рт. ст. С этой целью при плавке титановых сплавов вводится аргон или гелий.
Анализ испаряемости элементов в вакууме показывает, что из всех элементов интерметаллидного титанового сплава наиболее активным является алюминий, поскольку он имеет самую низкую температуру плавления и кипения – 660 С и 2500 С соответственно, а также давление пара – 98,9 Па чистого компонента и 42,1 Па с учетом его содержания (28,5 % мас.) в сплаве при 1700 С. Скорость испарения алюминия при температуре Т = 1700 С и остаточном
Влияние примесных элементов – кремния и железа – незначительно вследствие их невысокого содержания в сплаве. В общей системе металл-форма-тигель наибольшей химической активностью в условиях плавки и заливки форм обладает кремнезем связующего.
На рисунке 4.3 представлен блок литых лопаток КВД после заливки. Для изучения структуры и фазового состава сплава лопатка разрезалась на образцы (рисунок 4.4), которые полировали и подвергали химическому травлению 2% водным раствором смеси азотной и плавиковой кислот. Анализ микроструктуры проводили с помощью оптической и электронной сканирующей микроскопии.
