К вопросу о прогнозировании долговечности безопасной работы лопаток газовых турбин в сульфидно-окисной среде

К ВОПРОСУ О ПРОГНОЗИРОВАНИИ ДОЛГОВЕЧНОСТИ БЕЗОПАСНОЙ РАБОТЫ ЛОПАТОК ГАЗОВЫХ ТУРБИН В СУЛЬФИДНО-ОКИСНОЙ СРЕДЕ

Накопленный опыт длительной эксплуатации энергетических и газоперекачивающих комплексов свидетельствует, что показатели надежности и долговечности газовых турбин во многом определяются не только степенью совершенства конструктивных решений, но и уровнем свойств применяемых для изготовления этих турбин материалов. Например, к жаропрочным сплавам, используемым для изготовления рабочих лопаток турбин, предъявляются довольно высокие требования по показателям прочности, пластичности и стойкости в условиях высокотемпературного окисления и коррозии в течение заданного длительного ресурса времени (до 50000 часов). Экспериментальная оценка данных характеристик жаропрочных сплавов сопряжена с необходимостью проведения большого объема дорогостоящих лабораторных исследований. Поэтому в работах многих исследователей, например [1-4], были предприняты попытки установить аналитические зависимости, позволяющие путем экстраполяции результатов краткосрочных испытаний жаропрочных сплавов оценивать их свойства при большей временной базе, или прогнозировать ожидаемые результаты длительных испытаний при относительно низкой температуре с помощью результатов испытаний меньшей продолжительности, но при более высокой температуре. При широком многообразии подобных зависимостей, созданных к настоящему времени, они имеют ограниченное применение, поскольку в их основу, как правило, положены относительно простые физические модели, описывающие процессы разрушения некоторых идеализированных материалов, а не реально существующих технических сплавов.

Цель данной работы заключалась в установлении наиболее достоверного метода прогноза длительных прочностных свойств некоторых конкретных жаропрочных сплавов в условиях высокотемпературного окисного и суль-фидно-окисного воздействия.

В качестве исследуемых выбраны жаропрочные сплавы марок ЖС6К и ЗМИ-ЗУ Для прогноза пределов прочности данных сплавов использовали наиболее широко известные температурно-временные зависимости, приведенные в работах [1-4]. В основе данных зависимостей находятся подобные методики обработки как экспериментальных данных, так и построения параметрических диаграмм. Экспериментальные значения времени до разрушения образцов исследуемых сплавов определяли при температурах 800-900 °С и напряжениях от 150 до 550 МПа в условиях окислительной среды, а также с нанесением синтетической золы газотурбинного топлива (66,2 % №2804; 20,4 % Бе203; 8,3 % N10; 3,3 % СаО; 1,8 % У205).

Сопоставление экспериментальных и рассчитанных пределов длительной прочности для условий окислительной среды (см. табл.) свидетельствует о практическом их совпадении в случае прогноза с использованием метода Миллера-Ларсона [1]. Существенно выше (до 25 %), по сравнению с экспериментальными значениями, пределы длительной прочности, рассчитанные по методу Мэнсона-Хаферда [3] (при этом более существенно это отличие при температуре 900С). Расхождение экспериментальных и расчетных значений пределов длительной прочности на базе до 5000 часов, а также невозможность оценки пределов прочности для базы 10000 часов при температурах, превышающих 800 °С, наблюдали также при попытке использовать метод Шерби-Дорна [2]. Наилучшее совпадение экспериментальных и рассчитанных значений длительной прочности наблюдали в случае использования параметрической зависимости ОСТ 108.901.102-78 [4].

В условиях сульфидно-окисной коррозии отмечалось некоторое увеличение несоответствия экспериментальных значений прочностных характеристик сплава ЖС6К и рассчитанных по различным температурно-временным параметрам. Так, при проведении испытаний образцов сплава ЖС6К в условиях синтетической золы газотурбинного топлива было установлено, что ^8000С = 280 - 290МПа, в то время как оценочные значения того же предела длительной прочности, полученные с использованием методик [4] и [2], составляли соответственно 100 и 510 МПа. Повышенные значения ожидаемых пределов длительной прочности (на 40-50 %) отмечали также и в случае выполнения оценочных расчетов с использованием температурно-временной зависимости [3]. В случае увеличения временной базы экстраполяции при температурах 850 °С и более высокой результаты прогноза пределов прочности сплава ЖС6К в условиях воздействия коррозионно-активной среды с помощью всех рассматриваемых тем-пературно-временных параметров неэффективны из-за интенсивного коррозионного повреждения поверхности образцов при любых значениях приложенных напряжений.

Недостаточный уровень достоверности полученных результатов прогноза для сплава ЖС6К в условиях воздействия агрессивной среды наиболее вероятно связан с тем, что лежащий в основе применяемых аналитических методов [1-3] принцип подобия процессов, происходящих при высокотемпературном нагружении при коротких и

длительных временных базах , не учитывает фактор коррозионного повреждения поверхности образцов . На практике интенсивная сульфидно - о к и с н а я коррозия приводит к сущ ественном у ум еньш ению рабочего сечения образцов .

1607-6885 Новi матерiали i технологи в металурги та машинобудувант №1, 2007

145

Таблица - Пределы длительной прочности сплавов ЖС6К и ЗМИ-ЗУ

№ п/п Метод определения Температура, °С Пределы длительной прочности, МПа

Продолжительность временной базы, час

100 1000 5000 10000

окислит. кор роз. окислит. кор-роз. окислит. кор-роз. окислит. кор-роз.

1 Миллера-Ларсона 800 5З0 480 5З0 470 440 З50 З40 З90 З00 З00 З70 260 220

2 Шерби-Дорна 480 550 500 490 450 510 400 З60 З00 З80 З00 400 260 190 260

З Мэнсона-Хаферда 460 550 550 450 480 470 460 З90 410 ЗЗ0 400 З00 З50 150 З40

4 ОСТ108.901.102-78 500 480 500 460 440 З90 100 З50 З60 З10 270 З00 280 250

5 Эксперимент 550 480 500 480 450 З90 280 З80 З70 З20 290 290 —

1 Миллера-Ларсона 850 460 400 180 400 З80 290 280 З00 220 210 200 180 160

2 Шерби-Дорна 440 400 550 400 400 280 240 270 З40 200 — 220 —

З Мэнсона-Хаферда 440 480 480 470 З10 З60 200 З50 150 250 2З0 200 180 160

4 ОСТ108.901.102-78 4З0 З70 З50 З80 260 250 З00 190 180 180 180 170

5 Эксперимент 450 З60 З50 З50 400 250 240 З00 200 180 180 —

Примечания: 1. В числителе приведены значения для сплава ЖС6К, в знаменателе — ЗМИ-ЗУ.

2. "—"— невозможность оценки численных значений с использованием параметра.

В результате возрастают истинные напряжения, приводящие к ускоренной деформации образцов со смешанным (внутризеренным и межзеренным) механизмом разрушения. Поэтому, в рассматриваемом выше случае некоррози-онностойкого сплава ЖС6К, фактор коррозии оказывает превалирующее влияние на механизм разрушения образцов, что совершенно не учитывается при прогнозе их длительных прочностных свойств выбранными методами.

В противоположность жаропрочному сплаву ЖС6К, сплав ЗМИ-ЗУ обладает высоким уровнем коррозионной стойкости в течение длительного времени. В условиях воздействия агрессивной среды глубина коррозионного повреждения поверхности образцов остается незначительной и их сечение практически не изменяется. Межзерен-ный механизм разрушения образцов сплава ЗМИ-ЗУ под действием напряжений в условиях сульфидно-окисного воздействия также остается неизменным. Поэтому в случае коррозионной среды и коррозионностойкого сплава сохраняется принцип подобия процессов, происходящих при длительном разрушении образцов, что подтверждается хорошей сходимостью экспериментальных и расчетных данных на базе до 10000 часов для всех рассматриваемых методов прогноза (см. табл.).

Таким образом, проведенный анализ сходимости экспериментальных и прогнозируемых значений пределов длительной прочности сплавов ЖС6К и ЗМИ-ЗУ свидетельствует, что с помощью рассмотренных температурно-временных параметров возможно осуществление эффективного предварительного прогноза свойств этих сплавов лишь в условиях воздействия высокотемпературной окислительной среды. В то же время в условиях сульфидно-окисного воздействия эффективный прогноз времени до разрушения и значений пределов длительной прочности возможен только для коррозионностойкого сплава ЗМИ-ЗУ, поскольку интенсивное коррозионное повреждение

поверхности образцов сплава ЖС6К в конечном счете способствует их ускоренной деформации и существенно снижает достоверность прогноза долговечности безопасной работы изделий, изготовленных из этих сплавов.

Перечень ссылок

1. Larson F.R. and Miller I.: Trans. ASME, 1952. - V 74, N7, p. 765-775.

2. Dorn I.E.: Some Fundamental Experiments on High Temperature Creep: NPL, 1956. - p. 89.

3. Manson S.S. and Haferd A.M.: NASA T N2890, 1953. - p. 91-93.

4. Никитин В.И. Расчет жаростойкости металлов. - М.: Металлургия, 1976. - 208 с.

© 2007 Канд. техн. наук В. И. Шмырко, канд. техн. наук А. С. Лавренко,

канд. техн. наук Г. И. Дудник

Национальный технический университет, г. Запорожье

ВЛИЯНИЕ МОДИФИЦИРОВАНИЯ НА СВОЙСТВА СРЕДНЕУГЛЕРОДИСТЫХ И НИЗКОЛЕГИРОВАННЫХ СТАЛЕЙ

Конечное раскисление - модифицирование определяет уровень физико-механических и эксплуатационных свойств литой стали.

Ввод сильных раскислителей не только переводит кислород в пассивное состояние, но и оказывает значительное влияние на состояние структурных составляющих металла, размер зерна аустенита, состав, форму, размер и характер распределения неметаллических включений.

В настоящее время технология выплавки стали для отливок, как правило, предусматривает конечное раскисление алюминием, обеспечивающее необходимую плотность отливок, мелкое зерно аустенита и образование остроугольных неметаллических включений III типа.

Дальнейшее повышение качества литого металла возможно при использовании рациональных методов конечного раскисления, модифицирования, обеспечивающих образование глобулярных включений I типа. Хорошо изученными и широко применяемыми элементами для модифицирования являются кальций, церий, иттрий и другие щелочноземельные (ЩЗМ) и редкоземельные (РЗМ) металлы [1].

Кафедрой литейного производства ЗНТУ и научно-исследовательским институтом титана, совместно с Запорожским и Березниковским (Россия) титаномагниевыми комбинатами, освоена технология производства новых многокомпонентных модификаторов, полученных из хлоридных отходов цветной металлургии за счет магнийтер-мического восстановления. Так как в состав указанных полиметаллических модификаторов входят элементы, изменяющие состав и форму неметаллических включений (алюминий, кальций, магний, калий, натрий) и элементы, упрочняющие металлическую матрицу (титан, ванадий, цирконий и др.), то стало возможным улучшать одновременно как показатели прочности, так и показатели пластичности конструкционных сталей.

Изучено влияние на свойства стали 30Л и 20Г2СЛ многокомпонентного полимодификатора ПМ (10-15 % алюминия, 10-15 % титана, 2-5 % циркония, 0,5-4 % ванадия, 15-20 % магния, 0,5-1,5 % кальция, 1-2 % марганца, 0,8-2,0 % хрома, 1 % ниобия и тантала, содержание в небольших количествах калия, натрия, церия, не более 3 % хрома и остальное - железо). Модификатор в виде порошка и брикетов присаживали на дно ковша, металл предварительно раскисляли в печи алюминием из расчета получения 0,03-0,05 % его остаточного содержания. Механические свойства определяли на литых образцах, прошедших нормализацию от 900 °С с последующим отпуском при 680 °С.

Присадка модификатора ПМ в количестве 0,3 % позволила получить наиболее благоприятную форму неметаллических включений - вместо угловатых включений III типа, характерных для стали с алюминием, появились округлые включения, которые дезориентировано располагались в металлической матрице на значительном расстоянии друг от друга.

Благодаря присутствию в модификаторе комплекса таких сильных раскислителей, как алюминий, титан, ванадий, цирконий, магний, кальций и др., обеспечивалось значительное снижение содержания кислорода в литой стали, при этом наименьшее его содержание имела сталь с присадкой ПМ в количестве 0,15-0,25 %, содержание азота практически не изменилось (табл. 1).

ISSN 1607-6885 Hoei Mamepia.nu i технологи в металурги та машинобудувант №1, 2007

147