Оценка напряженно-деформированного состояния монокристаллической отливки охлаждаемой турбинной лопатки и выбор режима релаксационного отжига

УДК 669.245

М. Р. Орлов, В. А. Поклад

ОЦЕНКА НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ МОНОКРИСТАЛЛИЧЕСКОЙ ОТЛИВКИ ОХЛАЖДАЕМОЙ ТУРБИННОЙ ЛОПАТКИ И ВЫБОР РЕЖИМА РЕЛАКСАЦИОННОГО ОТЖИГА

Выполнена оценка напряженно-деформированного состояния монокристаллической отливки турбинной лопатки из жаропрочного никелевого сплава ЖС26-ВИ после направленной кристаллизации и последующего охлаждения в приближении полого металлического цилиндра с керамическим стержнем внутри. На основании экспериментальных данных по исследованию процесса релаксации монокристаллических образцов сплава ЖС26-ВИ предложен режим релаксационного отжига отливок турбинных лопаток.

В процессе остывания монокристаллической отливки охлаждаемой турбинной лопатки после направленной кристаллизации жаропрочного никелевого сплава происходит усадка металла, определяемая величиной линейного коэффициента температурного расширения сплава и температурой охлаждения отливки.

Наличие внутри отливки керамического стержня, оформляющего внутреннюю полость лопатки и имеющего меньшую величину линейного коэффициента температурного расширения, приводит к возникновению термических напряжений — растягивающих в металле и сжимающих в керамике. Величина термических напряжений в отливке определяется соотношением значений модуля упругости Е металла и керамики, а также температурой охлаждения отливки относительно температуры солидус Т5.

Напряженно-деформированное состояние отливки (НДС) приводит к замедленному разрушению жаропрочного сплава в процессе вылеживания лопаток до удаления керамических стержней в тонких сечениях вихревой охлаждаемой матрицы, а также образованию хрупких технологических (водородных) трещин в процессе макротравления лопаток и гидротермического выщелачивания керамики [1,2].

Задачей настоящей работы является оценка НДС монокристаллического жаропрочного сплава ЖС26-ВИ в составе охлаждаемой лопатки после направленной кристаллизации и определение условий релаксационного отпуска.

Определение НДС монокристаллического сплава ЖС26-ВИ в охлаждаемой турбинной лопатке в приближении полого цилиндра с керамическим стержнем

Для оценки НДС монокристаллического сплава ЖС26-ВИ в охлаждаемой турбинной лопатке с керамическим стержнем внутри, рассмотрим зону

входной кромки пера, имеющую цилиндрическую форму — охлаждаемый канал радиусом ^ и наружную цилиндрическую поверхность радиусом ^2.

Упрощенную модель входной кромки лопатки можно представить в виде полого цилиндра с внутренним радиусом ^ = 1,2 мм и наружным радиусом ^2 = 2,1 мм из монокристаллического сплава ЖС26-ВИ с аксиальной кристаллографической ориентировкой [001] и керамическим стержнем из корунда (А12О3) внутри. При охлаждении отливки в процессе направленной кристаллизации в момент достижения температуры солидус (Т5 = 1345 °С, [3]) металл и керамика находятся в равновесии — все компоненты тензора напряжений в зоне контакта, как для жаропрочного сплава, так и для корундового стержня равны нулю. При дальнейшем охлаждении отливки на границе контакта металл — керамика возникают термические напряжения, обусловленные различием свойств материалов. В рассматриваемом случае необходимо определить НДС металла со стороны керамического стержня при нормальной температуре в процессе вылеживания лопатки, или при температуре автоклавного гидротермического выщелачивания керамики (ТА = 390 °С).

В связи с тем, что задача расчета НДС в предложенной модели связана с неоднородностью свойств материалов, рассмотрим решение для каждого материала отдельно, предположив согласованность граничных условий на их общей границе, т. е. равенство нормальных напряжений на границе со стороны металла и керамики и равенство координат внутренней поверхности металлического цилиндра и поверхности керамического стержня.

Воспользуемся известными решениями [4, 5] для НДС бесконечного полого цилиндра. В цилиндрической системе координат формулы для

© М. Р. Орлов, В. А. Поклад, 2009 - 86 -

расчета радиальных агг(г) и тангенциальных °фф(г) напряжений в зависимости от внутреннего (Р-) и внешнего (Р.) давления имеют вид:

а (г) = Íp^prrL ± + " P2Rl

r\ - R2

..2

R2 - R2

аФФ(г) = -

(P2 - Pi)R2r2 1 + PR2 - P2R2

r2 - R,2

R22 - R,2

где Я- и — радиусы внутренней и наружной поверхности цилиндра, г — координата рассматриваемой точки.

Радиальные перемещения в полом цилиндре определяются [5]:

urr (r) = —

E

п \ (P2 - Pi)Ri2R2 1

- (1 + v)v 2 1 ~ +

R2 - Rl r

P Rl2 - P + -V4l-v- 2v2)r

R22 - R2

где Е — модуль Юнга, V — коэффициент Пуассона.

Найдем размеры керамического и металлического цилиндров при температуре автоклавного выщелачивания керамики ТА, «вынув» один из другого. Известно, что выражения для определения термических деформаций егг и перемещений игг в цилиндрической системе координат имеют следующий вид:

еrr = a(T2 - T,) = aAT,

го сплава соответственно; AT = TÁ — Ts.

Необходимо отметить, что для анизотропного материала — монокристаллического жаропрочного сплава — линейный коэффициент температурного расширения является изотропной характеристикой [6], в соответствии с этим полый металлический цилиндр при остывании уменьшается в размерах, не изменяя своей формы.

Для того чтобы «собрать» конструкцию обратно при температуре выщелачивания, нужно согласовать граничные условия системы металл-керамика следующим образом. Внутри металлического и снаружи керамического цилиндров следует создать компенсирующее давление P^, обеспечивающее совмещение поверхностей Ra и R-M1 (Reí = Rmi). Это эквивалентно тому, что сумма упругих перемещений (с учетом их направления) на общей границе металл-керамика, вызванных давлением Pí, равна

u

(RMl) - Ucrr (RCl) = RC1 - R

Mrr

M1-

С учетом компенсирующего давления Р- и при условии Р. = 0 формулы для перемещения металла и керамики можно представить в виде:

Mrr

(r) =

E

M

(1+VM) P1 -fM1 • М1+

R

M 2 - RM1

P • R

ГАM1

R

M 2 - RM1

-(1-VM - 2vM )r

,

uCrr(r)=-t1(1-VC - 2vC)r'

urr = JaATdr = aATr, 0

где Т- — начальная, а Т. — конечная температура; а — линейный коэффициент температурного расширения материала.

Радиус керамического стержня Яа при температуре выщелачивания можно определить из условия:

RC1 = R1 + uCrr (R1) = R1(1 + aCAT),

аналогично и размеры Rm1 и Rm2 металлического полого цилиндра:

Rm1 = R1(1 + a M AT);

Rm 2 = R2(1 + a M AT),

где ас и ам —линейные коэффициенты температурного расширения керамики и жаропрочно-

Подставив (10) и (11) в (9), получим выражение для расчета давления на границе металл-керамика:

P, = Rc, - RM, /

R

M1

EM

x[RMf2

-Rmi (1 -v M - 2v M

+ RC1 (1 -v C - 2v C EcK C

,

где значения Яс-, Ям- и Я^. определяются по формулам (6-8).

Давление Р- не зависит от кристаллографической ориентировки монокристалла в рассматриваемой точке на внутренней поверхности металлического цилиндра, что обусловлено изотропностью линейного коэффициента теплового расширения.

2

r

1

+

/

В соответствии с тем, что нас интересует НДС монокристаллического сплава в зонах образования водородных трещин, соответствующих условию совмещения системы координат кристаллической решетки монокристалла и цилиндрической системы координат в рассматриваемой точке, для расчетов Р1, агг(г) = о[100](г), афф(г) = °[010](г) и огг(г) = 0[001](г) возьмем значения Ем и нм для кристаллографических направлений <100>.

Для температуры выщелачивания керамического стержня 390 °С расчет модуля Юнга Ем по аналитическим выражениям температурной зависимости коэффициентов тензора упругой податливости для монокристалла жаропрочного сплава типа ЖС [6, 7] дает величину 124 ГПа для кристаллографических направлений <100>. Коэффициент Пуассона для этих кристаллографических направлений равен Vм = 0,38 [7]. Согласно справочным данным

[8] для корунда модуль упругости Ес =400 ГПа, а коэффициент Пуассона vc = 0,236. Линейные коэффициенты теплового расширения корунда и жаропрочного сплава равны: ас = 8,010-6 °С-1

[9], ам = 15,910-6 °С-1 [10].

Рассчитав величину Р^, определим компоненты тензора напряжений для металла и керамики, преобразовав уравнения (66) и (67):

>Mrr

(r) =

p  rli • rm

^M 1 ' ЛМ 2

1

22 RM 2 - RM1

*Мфф (r) - ~

P  Rui  RM

M1 M2

RM2 - RMi r 2

0Crr (r) --P1>

оСфф (r) --P1-

P1  RM1 22 RM 2 - RM1

P1RM1 22 RM 2 - RM1

В условиях плоскодеформированного состояния осевые компоненты тензора напряжений имеют вид:

о

Mzz\

(r) - VM (оMrr (r) + 0Мфф (rЯ

Результаты расчетов НДС цилиндра из монокристаллического сплава ЖС26-ВИ с керамическим стержнем внутри при температуре выщелачивания керамики в графическом виде приведены на рис. 1. Полученные результаты показывают, что в рассмотренной модели тангенциальные напряжения на поверхности металлического цилиндра со стороны керамического стержня в кристаллографическом направлении <100> достигают величины 775 МПа. Такой уровень растягива-

ющих напряжений приводит к развитию водородных трещин вдоль кристаллографических плоскостей {100} в монокристаллических лопатках при выщелачивании керамики [1].

Величина тангенциальных напряжений растяжения в монокристаллическом цилиндре из сплава ЖС26-ВИ со стороны керамического стержня при нормальной температуре достигает значения 1075 МПа, что значительно превосходит величину предела текучести сплава и предопределяет пластическую деформацию монокристаллической отливки турбинной лопатки. В случае стеснения реализации пластической деформации (илли ее локализации) в зонах пересечения ребер охлаждаемой вихревой матрицы происходит статическое разрушение монокристаллического сплава.

Одним из направлений решения проблемы образования водородных трещин в отливках монокристаллических турбинных лопаток на операции автоклавного выщелачивания керамических стержней является проведение релаксационного отжига отливок с неудаленными керамическими стержнями.

Исследование кинетики релаксации монокристаллического жаропрочного сплава ЖС26-ВИ и определение параметров релаксационного отжига отливок турбинных лопаток

Для определения кинетики релаксации жаропрочного сплава ЖС26-ВИ, имеющего большую склонность к развитию водородных трещин при выщелачивании керамических стержней, были выполнены испытания монокристаллических образцов на релаксацию. Образцы для испытаний изготовили в соответствии с чертежом (рис. 2) из монокристаллических заготовок из сплава ЖС26-ВИ, отлитых по технологии литья турбинных лопаток с кристаллографической ориентировкой [001] (отклонение продольной оси образцов относительно кристаллографической оси [001] сплава не превышало 5°). Монокристаллические заготовки прошли серийную термическую обработку в соответствии с технологическим процессом изготовления лопаток.

Испытания на релаксацию проводили на сер-вогидравлической испытательной машине Fast Track 8800 производства фирмы INSTRON, оснащенной высокотемпературной камерой нагрева образцов и высокотемпературным экстензо-метром. Образец устанавливали в специальные захваты, обеспечивающие перепад температур между рабочей и резьбовой частями монокристаллического образца не более 10 °С. Испытания на релаксацию проводили при температурах 700, 800 и 900 °С

После достижения заданной температуры, прогрева образца и захватов испытательной машины, проводили нагружение образца со скорос-

2

r

1

а, МПа 800

600

400

200

0

-200

-400

0 0,4 0,8 1,2 1,6 2,0 К, мм

Рис. 1. Распределение напряжений в монокристаллическом цилиндре К. = 2,1 мм из жаропрочного никелевого сплава с керамическим стержнем К- = 1,2 мм внутри при температуре автоклавного выщелачивания

формации 10 %, в соответствии с программой испытаний нагружение прекращалось, после чего фиксировалась постоянная деформация рабочей части образца и изменяющаяся во времени нагрузка на образце с регистрацией параметров в течение всего времени испытаний на релаксацию (в течение 5 часов).

Результаты испытаний монокристаллических образцов жаропрочного сплава ЖС26-ВИ на релаксацию представлены в таблице 1.

Согласно литературным данным [4], процесс релаксации жаропрочных сплавов описывается уравнением:

а

где а0 — исходный уровень растягивающих напряжений;

а(0 — изменяющийся во времени уровень растягивающих напряжений;

к, й — параметры, зависящие от температуры и материала.

На основании результатов испытаний моно-

- 775 МПа

АЪОз \ ЖС26-ВИ \а.Мфф

- 394 МПа

- амМ) = ам[001](К) =145 МПа

-

асАК) = -186 МПа

/ аМг

аСфф(К) = асп(К) = -394 МПа /

..... 1111

Рис. 2. Чертеж образца для испытаний монокристаллического жаропрочного сплава ЖС26-ВИ на релаксацию

тью 1 кН/с, с контролем деформации образца посредством экстензометра, прикрепленного к рабочей части образца, до момента достижения суммарной (упругой и пластической) деформации 10 %.

В момент достижения образцом заданной де-

кристаллических образцов жаропрочного сплава ЖС26-ВИ на релаксацию установлены значения параметров й и к в исследуемой области температур, а также определены температурные зависимости этих параметров в виде полиномов:

к = 1,46 - 4,3-10-3Г + 3-10-6Г2;

а = 14,8 - 3,4-10-2Г + 2-10-5Г2,

где Т — температура релаксации, °С.

При выборе режима релаксационного отжига монокристаллических лопаток следует учитывать, что с повышением температуры отжига, наряду с ускорением процесса релаксации уменьшается исходная величина растягивающих напряжений в металле на границе с керамикой вмщ>(1 =0) согласно уравнениям (7-14). Величина исходного уровня растягивающих напряжений в металле на границе с керамикой при рассматриваемых температурах релаксационного отжига представлена в таблице 1.

В качестве рационального времени релаксационного отжига охлаждаемых лопаток с керамическими стержнями внутри (с точки зрения технологичности) была выбрана его продолжительность в пределах 4 часов. Для этой продолжительности отжига была рассчитана величина снижения растягивающих напряжений на

внутренней поверхности отливок турбинных лопаток на границе с керамикой с учетом исходных напряжений растяжения при температуре релаксационного отжига.

На основании выполненных оценочных расчетов, результаты которых представлены в таблице 1, была выбрана температура 900 °С для четырехчасового релаксационного отжига монокристаллических охлаждаемых лопаток турбины из сплава ЖС26-ВИ, позволяющего снизить уровень растягивающих напряжений на величину около 200 МПа. Повышение температуры отжига

до 1000 °С приводит к окислению жаропрочного сплава в воздушной атмосфере и снижает эффективность отжига в результате уменьшения термических напряжений в отливке с керамическим стержнем внутри.

Выводы

1. В приближении монокристаллического цилиндра из жаропрочного сплава ЖС26-ВИ выполнен оценочный расчет величины растягивающих напряжений в сплаве со стороны керамического стержня.

2. Установлено, что при нормальной температуре в процессе вылеживания отливки охлаждаемой лопатки перед удалением керамического стержня уровень растягивающих напряжений превышает предел текучести сплава, что сопровождается пластической деформацией отливки и образованием трещин в зонах стеснения пластической деформации.

3. Растягивающие напряжения при температуре гидротермического автоклавного выщелачивания керамических стержней из охлаждаемых лопаток достигают величины 775 МПа, что является одним из условий развития водородных трещин в монокристаллических отливках турбинных лопаток.

4. На основании исследований кинетики релаксации монокристаллического жаропрочного сплава ЖС26-ВИ определен режим релаксационного отжига охлаждаемых отливок турбинных лопаток после направленной кристаллизации, позволяющий исключить образование технологических трещин.

Перечень ссылок

1. Орлов М. Р. К вопросу об образовании хрупких технологических трещин в охлаждаемых монокристаллических рабочих лопатках турбины из сплавов ЖС26-ВИ и ЖС32-ВИ / М. Р. Орлов // Авиационные технологии XXI

Параметр Температура испытаний

700 °С 800 °С 900 °С

0(0 мин), МПа 900 900 875

о (20 минЬ МПа 859 709 500

0 (1 ч, 40 минь МПа 739 625 400

о (5 ч), МПа 659 563 340

а 0,6981 0,2495 0,1926

к 3,34-10-4 4,06-10-2 1,43 10-1

Величина растягивающих напряжений в металле на границе с керамическим стержнем в начальный момент

релаксационного отжига согласно уравнениям

Омфф, МПа 523 442 361

Величина снижения растягивающих напряжений в металле на границе с керамическим стержнем после 4 часов

релаксационного отжига

АоМфф, МПа 123 158 215

Таблица 1 — Результаты испытаний монокристаллического жаропрочного сплава ЖС26-ВИ на релаксацию

века: сб. тр. 5-го междунар. науч.-техн. симп. 17-22 авг. 1999. г. Жуковский, Россия. — С. 197—201.

2. Технологическое обеспечение эксплуатационных характеристик деталей ГТД. Лопатки турбины. Часть II. / [В. А. Богуслаев, Ф. М. Муравченко, П. Д. Жеманюк, и др.]. — [изд. 2-е, перераб. и доп.]. — Запорожье: Изд-во ОАО «Мотор Сич», 2007. — 496 с.

3. Шалин Р. Е Монокристаллы никелевых жаропрочных сплавов / Р. Е. Шалин, И. Л. Светлов, Е. Б. Качанов. — М.: Машиностроение, 1977. — 336 с.

4. Биргер И. А. Термопрочность деталей машин / И. А. Биргер, Б. Ф. Шор. — М.: Машиностроение. — 1975. — 455 с.

5. Хан X. Теория упругости: Основы линейной теории и ее применения / X. Хан ; [пер. с нем.]. — М.: Мир, 1988. — 344 с.

6. Светлов И. Л. Температурная зависимость характеристик кратковременной прочности, моду-

ля Юнга и коэффициента линейного расширения монокристаллов сплава ЖС6Ф / И. Л. Светлов, Н. Н. Суханов, А. И. Кривко // Проблемы прочности. — 1987. — № 4. — С. 51—56.

7. Упругие свойства монокристаллов никелевых сплавов / [А. И. Кривко, А. И. Епишин, И. Л. Светлов, А. И. Самойлов] // Проблемы прочности. — 1988. — № 2. — С. 68—75.

8. Андриевский Р. А. Прочность тугоплавких соединений и материалов на их основе : Справочник / Р. А. Андриевский, И. И. Спивак. — Челябинск : Металлургия, 1989. — 368 с.

9. Физико-химические свойства окислов. Справочник / [Г. В. Самсонов, А. Л. Борисова, Т. Г. Жидкова и др.]. — М.: Металлургия, 1978. — 478 с.

10. Справочник по авиационным материалам. Коррозионностойкие и жаропрочные стали и сплавы. Т. III. / [под ред. А. Т. Туманова]. — М.: Машиностроение, 1965. — 632 с.

Поступила в редакцию 25.06.2009

Виконано оцтку напружено-деформованого стану монокристал1чно1 в1дливки mypôimoï лопатки з жаромщного ткелевого сплаву ЖС26-ВИ тсля напpавленoï кpисmалiзацiï i подалъшого охолоджування в наближент порожнього металевого цилтдра з кеpамiчним стрижнем всередит. На пiдсmавi експерименталъних даних по до^дженню процесу ре-лаксацiï мoнoкpисmалiчних зразтв сплаву ЖС26-ВИ запропонований режим релаксацшного вiдпалy вiдливoк турбшних лопаток.

Estimation of the tensely-deformed state of the single crystal founding of air-cooled turbine blade from the nickel-base superalloy ЖС26-ВИ after the direct crystallization and subsequent cooling in approaching of hollow metallic cylinder with a ceramic bar inwardly is executed. On the basis of experimental information on research of relax-process of single crystal samples of the superalloy ЖС26-ВИ the mode of the relax-annealing of founding of turbine air-cooled blades is offered.