Получение керамических теплозащитных покрытий для рабочих лопаток турбин авиационных ГТД магнетронным методом

УДК 629.7.023.224:621.438

С.А. Мубояджян, С.А. Будиновский, A.M. Гаямов, A.A. Смирнов

ПОЛУЧЕНИЕ КЕРАМИЧЕСКИХ ТЕПЛОЗАЩИТНЫХ ПОКРЫТИЙ ДЛЯ РАБОЧИХ ЛОПАТОК ТУРБИН АВИАЦИОННЫХ ГТД МАГНЕТРОННЫМ МЕТОДОМ

Разработаны и исследованы теплозащитные покрытия с керамическим слоем на основе Zr02-Y203, формируемые магнетронным плазмохимическим методом. Керамический слой покрытий имеет столбчатую структуру и низкую теплопроводность, что делает их конкурентоспособными с зарубежными аналогами, получаемыми более дорогостоящим электронно-лучевым (EB-PVD) методом.

Ключевые слова: теплозащитные покрытия, рабочие лопатки, ренийсодержащие жаропрочные сплавы, магнетронное среднечастотное распыление, теплопроводность.

Наиболее эффективным средством защиты рабочих лопаток ГТД являются теплозащитные покрытия (ТЗП), поскольку их применение позволяет значительно (на 100°С и более) снизить рабочую температуру пера лопатки и, следовательно, повысить ее ресурс. ТЗП представляют собой комбинацию из внешнего керамического (собственно теплозащитного) слоя и внутреннего жаростойкого металлического слоя. В качестве материала керамического слоя применяют диоксид циркония, стабилизированный оксидом иттрия (yttria stabilized zirconia - YSZ). Диоксид циркония по сравнению с другими оксидами имеет более низкую теплопроводность (<3 Вт/(м-К)), что обеспечивает высокий теплозащитный эффект изделия, а наличие Y203 необходимо для стабилизации наиболее устойчивой модификации диоксида циркония - кубической [1-3].

Первоначально такие покрытия и технологии их нанесения на основе атмосферного плазменного напыления (APS) были разработаны для деталей камер сгорания, сопловых лопаток турбин, но использование таких ТЗП на рабочих лопатках турбин неэффективно вследствие низкой термостойкости и скалывания керамического слоя в условиях интенсивных теплосмен. Только после разработки электронно-лучевой технологии нанесения покрытий (EB-PVD) со столбчатой структурой из керамических материалов [4] стало возможным эффективное применение ТЗП на рабочих лопатках турбин высокого давления авиационных ГТД и для промышленных турбин.

Применение ТЗП на ГТД гражданских самолетов ведущих зарубежных производителей, несмотря на его высокую стоимость и удорожание производства лопатки турбины на 10-12% [5], обеспечивает ресурс работы двигателей в течение 14000 ч и более без замены лопаток ТВД из жаропрочных никелевых сплавов. Например, фирма «Pratt and Whitney» применяет на двигателях серии PW 2000 электронно-лучевое ТЗП (PWA 264) c жаростойким слоем системы Me-Cr-Al-Y (PWA286), который наносится либо также электронно-лучевым методом, либо плазменным порошковым напылением при пониженном давлении (LPPS). Фирма «General Electric» на двигателях серии CF6-80 применяет на рабочих лопатках турбины аналогичное покрытие с жаростойким платино-алюминидным (Pt-Al) металлическим слоем, который получают с использованием современных методов химического вакуумного осаждения. Для перспективных двигате-

лей военной авиации типа F-119 или F-135 из-за экстремально высокого уровня рабочих температур применение ТЗП, по-видимому, является средством обеспечения их работоспособности. Указанные системы ТЗП: Me-Cr-Al-Y+YSZ и Pt-Al+YSZ - являются на сегодня основными для всех производителей ГТД и ГТУ за рубежом.

Однако тридцатилетний опыт эксплуатации электронно-лучевых ТЗП с использованием для керамического слоя оксидов YSZ обозначил ряд проблем, без решения которых дальнейшее развитие газотурбинной техники не представляется возможным. На границе керамического и металлического слоев при высоких температурах развиваются два конкурирующих процесса. Происходит окисление поверхности металлического слоя с образованием оксидов металлов, в основном алюминия, что ведет к росту отрывающих керамический слой напряжений, направленных по нормали к поверхности [6-9]. Одновременно происходит снижение прочности сцепления керамики с металлом как следствие изменения при высоких температурах ее химического состава и эрозионного повреждения набегающим газовым потоком [10]. При достижении некоторого критического значения толщины растущей оксидной пленки (обычно 8-10 мкм) на границе «керамика-металл» происходит скол керамического слоя. В работе [11] по результатам анализа значительного количества опубликованных экспериментальных данных по исследованию ТЗП типа Me-Cr-Al-Y+YSZ и Pt-Al+YSZ показано, что определяющим фактором для работоспособности ТЗП является максимальная температура испытаний. Для известных видов ТЗП скол керамического слоя и при циклическом, и при изотермическом нагреве при температуре 1200°С происходит за 100-150 ч испытаний, при 1050°С - через 400-500 ч и только при температурах <1000°С - за 1000 ч и более. Поэтому в последнее десятилетие значительные усилия специалистов были направлены на создание новых более высокотемпературных керамических материалов и металлических покрытий для ТЗП.

В качестве перспективных материалов для ТЗП рассматриваются керамики на основе цирконатов редкоземельных металлов типа Me2Zr2O7 (где Me: Gd, Nd, Sm, La, Ce), имеющие теплопроводность <1,6 Вт/(м-К), рабочую температуру - до 2300°С и не склонные к спеканию [12-15]. Фундаментальные исследования в области новых материалов для ТЗП выполнены в течение последних лет агентством NASA (США), в результате предложено использовать для ТЗП материал системы (ZrO2-Y2O3)-Nd2O3(Gd2O3, Sm2O3)-Yb2O3(Sc2O3) [16]. Теплозащитные материалы при температурах до 1300°С имеют уникально низкую теплопроводность: 0,6 Вт/(м-К) - для покрытия APS; ~1 Вт/(м-К) - для покрытия EB-PVD, которая слабо зависит от продолжительности высокотемпературной выдержки. Высокие свойства такой керамики авторы связывают с образованием в структуре керамического слоя наноразмерных кластеров оксидов Nd2O3-Yb2O3 или Gd2O3-Yb2O3.

Таким образом, в течение нескольких последних десятилетий в США и Западной Европе значительное внимание уделялось дальнейшему развитию систем ТЗП - как одному из основных путей повышения эффективности, экономичности и продления ресурса ГТД. В России исследования в области развития ТЗП имели крайне ограниченный характер, центром создания этих покрытий в предыдущие годы был Институт электросварки им. Е.О. Патона (Украина).

В настоящее время в ВИАМ разработана технология получения керамического слоя ТЗП на основе процессов магнетронного распыления, ранее используемого исключительно для формирования тонких (2-3 мкм) оксидных пленок [17, 18]. Данный метод основан на плазмохимическом синтезе оксидов в процессе напыления и обеспечивает ряд преимуществ (в сравнении с EB-PVD-методом): снижение энергопотребления в 15-20 раз, уменьшение массы и габаритов установки более чем в 20 раз (в сравнении с немецкой установкой фирмы ALD).

Внешний вид и принципиальная схема установки магнетронного распыления УОКС-2 для получения керамических слоев ТЗП показаны на рис. 1. Установка содержит 4 пары планарных магнетронов с размерами мишени 100*440 мм. Для окончательной очистки поверхности обрабатываемых изделий в установке УОКС-2 предусмотрен газоразрядный источник ионов холловского типа. Для термоактивации поверхности изделий в камере установки предусмотрены нагреватели, обеспечивающие радиационный нагрев изделий перед началом процесса осаждения керамического слоя. Для подачи технологических газов (аргона и кислорода) в рабочий объем установки предусмотрен газовый блок, обеспечивающий регулируемую подачу газов в газоразрядный источник ионов и в область расположения каждой пары магнетронных испарителей. Планетарный привод перемещения изделий с двумя степенями свободы обеспечивает вращение изделий на осях их размещения и вокруг оси вакуумной камеры установки. Электрическое питание каждой пары магнетронных испарителей осуществляется от инверторного источника питания (напряжение 600 В, ток 30 А) и дуального электрического ключа, переключающего полярность питающего напряжения от одного магнетрона к противоположному с частотой до 40 кГц. Такое переключение обеспечивает стабильную работу магнетронов, поверхность которых в процессе распыления в смеси кислород-аргон подвержена окислению.

а) б)

Рис. 1. Внешний вид (а) и схема рабочей камеры (б) установки УОКС-2: О - обрабатываемые изделия; I I - нагреватель; Ф I л - магнетронный распылитель

Формируемые магнетронным методом керамические покрытия 2г-У-0ё-0 в соответствии с результатами рентгено-структурного фазового анализа имеют в своем составе кубическую и тетрагональную модификации оксида циркония 2г02, а также кубическую модификацию оксида иттрия У203. Металлографические исследования методом растровой электронной микроскопии показали, что полученные покрытия имеют столбчатую структуру (рис. 2), наименее подверженную спеканию и скалыванию в условиях частых теп-лосмен. При этом толщина покрытия прак-

10 мкм

Рис. 2. Микроструктура (*1500) магнетронного керамического покрытия 2г-У-в^0 в исходном состоянии

тически одинакова по всему профилю пера рабочей лопатки турбины (рис. 3), в том числе на входной и выходной кромках (точки 1 и 3). Незначительное снижение толщины наблюдается лишь в теневой зоне «корыта» лопатки (точка 2).

'"•¿¿У V ^

я

50 мкм

50 мкм

50 мкм

50 мкм

Рис . 3. Внешний вид пера рабочей лопатки в разрезе

На рис. 4 представлены результаты определения величины коэффициента теплопроводности магнетронного керамического покрытия Zr-Y-Gd-O при различных температурах. При этом коэффициент теплопроводности рассчитывался по формуле:

где Н, х, cp - коэффициенты теплопроводности, температуропроводности и удельной теплоемкости соответственно; p - плотность.

Коэффициенты температуропроводности и удельной теплоемкости определялись экспериментально, максимальные относительные погрешности измерений составили 4 и 7% соответственно.

Значение коэффициента теплопроводности магнетронного покрытия Zr-Y-Gd-O незначительно изменяется с ростом температуры и при 1000-1150°С составляет всего ~1 Вт/(м-К), что соответствует перспективным теплозащитным покрытиям, получаемым EB-PVD-методом.

Разработанные керамические теплозащитные покрытия Zr-Y-Gd-O являются конкурентоспособными по сравнению с зарубежными аналогами, при этом магнетрон-ный метод формирования таких покрытий обеспечивает высокое энергосбережение и экономическую эффективность в отличие от нашедшего широкое применение за рубежом EB-PVD-метода.

ЛИТЕРАТУРА

1. Каблов Е.Н., Мубояджян С.А. Жаростойкие и теплозащитные покрытия для лопаток турбины высокого давления перспективных ГТД /В сб.: Авиационные материалы и технологии: Юбилейный науч.-техн. сб. (приложение к журналу «Авиационные материалы и технологии»). М.: ВИАМ. 2012. С. 60-70.

2. Мубояджян С.А., Галоян А.Г. Комплексные термодиффузионные жаростойкие покрытия для безуглеродистых жаропрочных сплавов на никелевой основе //Авиационные материалы и технологии. 2012. №3. С. 25-30.

3. Goward G.W. Progress in coatings for gas turbine airfoils //Surface and Coatings Technology. 1998. №108-109. P. 73-79.

4. Shafrik R., Sprague R. Superalloy technology - a perspective on critical innovations for turbine engines //Key Engineering Materials. 2008. V. 380. P. 113-134.

5. Terry S.G., Litty J.R., Levi C.G. Evolution of porosity and texture in thermal barrier coatings grown by EB-PVD /Elevated Temperature Coatings: Science and Technology III edited by J.M. Hampikian and N.B. Dahotre //The Minerals, Metals and Materials Society.1999. P. 13-26.

6. Arnault V., Mevrel R., Alperine S., Jasler Y. TBC for aiircraft turbine airfoils: thermal challenge and materials //Le Revue de Metallurgie - CIT /Science et Genie des Materiaux. 1999. P. 585597.

7. Schlichting K.W., Padture N.P., Jordan E.H., Gell M. Failure modes in plasma-sprayed thermal barrier coatings //Materials Science and Engineering. 2003. V. A342. P. 120-130.

8. Hsueh C.H., Fuller E.R. Analytical modeling of oxide thickness effects on residual stresses in thermal barrier coatings //Scripta materials. 2000. V. 42. P. 781-787.

200 400 600 800 1000°C

Рис. 4. Температурная зависимость коэффициента теплопроводности магнетронного керамического покрытия Zr-Y-Gd-0

9. Gell M., Vaidyanathan K., Barber B. Mechanism of spallation in platinum aluminide/electron beam physical vapor-deposited thermal barrier coatings //Metallurgical and materials transactions A. 1999. V. 30A. P. 427.

10. Evans A.G. Failure mechanisms associated with the thermally grown oxide in plasma-sprayed thermal barrier coatings //Acta materials. 2000. V. 48. P. 3963-3976.

11. Будиновский C.A., Каблов E.H., Мубояджян C.A. Применение аналитической модели определения упругих напряжений в многослойной системе при решении задач по созданию высокотемпературных жаростойких покрытий для рабочих лопаток авиационных турбин //Вестник МГТУ им. Н.Э. Баумана. Спец. выпуск «Перспективные конструкционные материалы и технологии». 2011. С. 26-27.

12. Wellman R.G., Deakinb M.J., Nicholls J.R. The effect of TBC morphology on the erosion rate of EB PVD TBCs //Wear. 2005. №258. P. 349-356.

13. Evans H.E., Taylor M.P. Delamination Processes in Thermal Barrier Coating Systems //Journal of corrosion science and engineering. 2003. 6 Paper H011. P. 1-28.

14. Nicholls J.R., Lawson K.J., Johnstone A., Rickerby D.S. Methods to reduce the thermal conductivity of EB-PVD TBCs //Surface and Coatings Technology. 2002. № 151-152. P. 383-391.

15. Wu J., Wei X., Padture N.P. Low-thermal-conductivity rare-earth zirconates for potential thermal-barrier-coating applications //J. Am. Ceram. Soc. 2002. V. 85. №12. P. 3031-3035.

16. Rebollo N.R., Gandhi A.S., Levi C.G. Phase stability issues in emerging tbc systems //Electrochemical Society Proceedings. 2003. V. 16. P. 431-442.

17. Viatsumoto V. Development of plasma-sprayed thermal barrier coatings with low thermal conductivity and high oxidation resistance //Journal of Ceramic Society of Japan. 2007. V. 115 (2). P. 118-123.

18. Zhu D., Miller R.A. Thermal conductivity and sintering behavior of advanced thermal barrier coatings //NASA/TM 2002-211481. 2002. 15 p.

УДК 669.018.44

B.B. Сидоров, О.Б. Тимофеева, В.А. Калицев, A.B. Горюнов

ВЛИЯНИЕ МИКРОЛЕГИРОВАНИЯ РЗМ НА СВОЙСТВА И СТРУКТУРНО-ФАЗОВЫЕ ПРЕВРАЩЕНИЯ В ИНТЕРМЕТАЛЛИДНОМ СПЛАВЕ ВКНА-25-ВИ

Исследовано влияние РЗМ (лантана и скандия) на долговечность сплава ВКНА-25-ВИ при испытании на длительную прочность при 1100°С, его сопротивление высокотемпературному окислению, а также микроструктура сплава до и после испытаний. Установлено, что наиболее эффективное влияние на свойства сплава оказал лантан: предел

длительной прочности oJJ00 увеличился на 18 МПа, а величина привеса на образцах при испытаниях на жаростойкость при 1100°С за 300 ч уменьшилась в 2-2,5 раза. Структурные исследования металла до и после испытаний подтвердили полученные результаты.

Ключевые слова: интерметаллидный сплав, длительная прочность, микролегирование, жаростойкость, микроструктура.

Для получения высоких и стабильных свойств литейных жаропрочных сплавов необходимо обеспечить получение металла с ультранизким содержанием примесей, что достигается путем подбора особо чистых по примесям шихтовых материалов и рафинированием расплава в процессе вакуумной плавки [1, 2]. Наряду с этим не менее эффективный метод повышения свойств литейных жаропрочных сплавов - это их микро-