Долговечность наплавленных ремонтных швов на монокристальном жаро- прочном никелевом сплаве в условиях циклического

В современных газотурбинных установках увеличение рабочей температуры газа приводит к сокращению срока службы лопаток. По этой причине их ремонт становится первоочередной задачей. Восстановление торцевой кромки монокристальных рабочих лопаток методом наплавки является довольно сложной задачей. Для в...

Ausführliche Beschreibung

Gespeichert in:

Bibliographische Detailangaben
Datum:	2014
Hauptverfasser:	Белявин, А.Ф., Куренкова, В.В., Федотов, Д.А.
Format:	Artikel
Sprache:	Russian
Veröffentlicht:	Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України 2014
Schriftenreihe:	Автоматическая сварка
Schlagworte:	Научно-технический раздел
Online Zugang:	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/103262
Tags:	Tag hinzufügen Keine Tags, Fügen Sie den ersten Tag hinzu!
Назва журналу:	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
Zitieren:	Долговечность наплавленных ремонтных швов на монокристальном жаро- прочном никелевом сплаве в условиях циклического / А.Ф. Белявин, В.В. Куренкова, Д.А. Федотов // Автоматическая сварка. — 2014. — № 2 (729). — С. 13-25. — Бібліогр.: 18 назв. — рос.

Institution

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine

id	irk-123456789-103262
record_format	dspace
spelling	irk-123456789-1032622016-06-16T03:01:59Z Долговечность наплавленных ремонтных швов на монокристальном жаро- прочном никелевом сплаве в условиях циклического Белявин, А.Ф. Куренкова, В.В. Федотов, Д.А. Научно-технический раздел В современных газотурбинных установках увеличение рабочей температуры газа приводит к сокращению срока службы лопаток. По этой причине их ремонт становится первоочередной задачей. Восстановление торцевой кромки монокристальных рабочих лопаток методом наплавки является довольно сложной задачей. Для выбора подходящего присадочного материала проведены термоциклические испытания образцов наплавленных швов на сплаве CMSX-4 c монокристальной структурой. Рассмотрена эволюция структуры в условиях циклического окисления при высокой температуре. Оптимизирован выбор присадочного материала, который обеспечивает высокую жаростойкость и стабильность структуры металла шва. Этим требованиям удовлетворяет материал на кобальтникелевой основе, который ранее был апробирован и хорошо зарекомендовал себя при комплексной технологии ремонта рабочей лопатки из сплава ЗМИ -3У, включавшей восстановление торца пера наплавкой с последующим нанесением на поверхность изделия электронно-лучевым осаждением металлического жаростойкого покрытия для обеспечения требуемых служебных характеристик изделия. 2014 Article Долговечность наплавленных ремонтных швов на монокристальном жаро- прочном никелевом сплаве в условиях циклического / А.Ф. Белявин, В.В. Куренкова, Д.А. Федотов // Автоматическая сварка. — 2014. — № 2 (729). — С. 13-25. — Бібліогр.: 18 назв. — рос. http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/103262 621.791.92:526.001.4 ru Автоматическая сварка Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
institution	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
collection	DSpace DC
language	Russian
topic	Научно-технический раздел Научно-технический раздел
spellingShingle	Научно-технический раздел Научно-технический раздел Белявин, А.Ф. Куренкова, В.В. Федотов, Д.А. Долговечность наплавленных ремонтных швов на монокристальном жаро- прочном никелевом сплаве в условиях циклического Автоматическая сварка
description	В современных газотурбинных установках увеличение рабочей температуры газа приводит к сокращению срока службы лопаток. По этой причине их ремонт становится первоочередной задачей. Восстановление торцевой кромки монокристальных рабочих лопаток методом наплавки является довольно сложной задачей. Для выбора подходящего присадочного материала проведены термоциклические испытания образцов наплавленных швов на сплаве CMSX-4 c монокристальной структурой. Рассмотрена эволюция структуры в условиях циклического окисления при высокой температуре. Оптимизирован выбор присадочного материала, который обеспечивает высокую жаростойкость и стабильность структуры металла шва. Этим требованиям удовлетворяет материал на кобальтникелевой основе, который ранее был апробирован и хорошо зарекомендовал себя при комплексной технологии ремонта рабочей лопатки из сплава ЗМИ -3У, включавшей восстановление торца пера наплавкой с последующим нанесением на поверхность изделия электронно-лучевым осаждением металлического жаростойкого покрытия для обеспечения требуемых служебных характеристик изделия.
format	Article
author	Белявин, А.Ф. Куренкова, В.В. Федотов, Д.А.
author_facet	Белявин, А.Ф. Куренкова, В.В. Федотов, Д.А.
author_sort	Белявин, А.Ф.
title	Долговечность наплавленных ремонтных швов на монокристальном жаро- прочном никелевом сплаве в условиях циклического
title_short	Долговечность наплавленных ремонтных швов на монокристальном жаро- прочном никелевом сплаве в условиях циклического
title_full	Долговечность наплавленных ремонтных швов на монокристальном жаро- прочном никелевом сплаве в условиях циклического
title_fullStr	Долговечность наплавленных ремонтных швов на монокристальном жаро- прочном никелевом сплаве в условиях циклического
title_full_unstemmed	Долговечность наплавленных ремонтных швов на монокристальном жаро- прочном никелевом сплаве в условиях циклического
title_sort	долговечность наплавленных ремонтных швов на монокристальном жаро- прочном никелевом сплаве в условиях циклического
publisher	Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
publishDate	2014
topic_facet	Научно-технический раздел
url	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/103262
citation_txt	Долговечность наплавленных ремонтных швов на монокристальном жаро- прочном никелевом сплаве в условиях циклического / А.Ф. Белявин, В.В. Куренкова, Д.А. Федотов // Автоматическая сварка. — 2014. — № 2 (729). — С. 13-25. — Бібліогр.: 18 назв. — рос.
series	Автоматическая сварка
work_keys_str_mv	AT belâvinaf dolgovečnostʹnaplavlennyhremontnyhšvovnamonokristalʹnomžaropročnomnikelevomsplavevusloviâhcikličeskogo AT kurenkovavv dolgovečnostʹnaplavlennyhremontnyhšvovnamonokristalʹnomžaropročnomnikelevomsplavevusloviâhcikličeskogo AT fedotovda dolgovečnostʹnaplavlennyhremontnyhšvovnamonokristalʹnomžaropročnomnikelevomsplavevusloviâhcikličeskogo
first_indexed	2025-07-07T13:32:11Z
last_indexed	2025-07-07T13:32:11Z
_version_	1836995190128115712
fulltext	132/2014 УДК 621.791.92:526.001.4 ДолговечноСть наплавленных ремонтных Швов на моноКриСтальном Жаропрочном ниКелевом Сплаве в УСловиях ЦиКличеСКого оКиСления А. Ф. БЕЛЯВИН, В. В. КУРЕНКОВА, Д. А. ФЕДОТОВ иЦ «пратт и Уитни-патон». 03150. г. Киев-150, ул. горького, 68. е-mail: vkurenkova@pwpaton.com в современных газотурбинных установках увеличение рабочей температуры газа приводит к сокращению срока служ- бы лопаток. по этой причине их ремонт становится первоочередной задачей. восстановление торцевой кромки мо- нокристальных рабочих лопаток методом наплавки является довольно сложной задачей. Для выбора подходящего присадочного материала проведены термоциклические испытания образцов наплавленных швов на сплаве CMSX-4 c монокристальной структурой. рассмотрена эволюция структуры в условиях циклического окисления при высокой температуре. оптимизирован выбор присадочного материала, который обеспечивает высокую жаростойкость и ста- бильность структуры металла шва. Этим требованиям удовлетворяет материал на кобальтникелевой основе, который ранее был апробирован и хорошо зарекомендовал себя при комплексной технологии ремонта рабочей лопатки из сплава зми-3У, включавшей восстановление торца пера наплавкой с последующим нанесением на поверхность изде- лия электронно-лучевым осаждением металлического жаростойкого покрытия для обеспечения требуемых служебных характеристик изделия. библиогр. 18, табл. 4, рис. 10. К л ю ч е в ы е с л о в а : монокристальный сплав, наплавка, дендритный рост, зерна случайной ориентации, рафт-структура, зона термического влияния, циклическое окисление, жаростойкость, покрытие, шпинель, оксид иттрия в связи с существенным повышением рабочей температуры газа (примерно на 150 °С) и возрос- шим уровнем тепловой напряженности лопаток промышленных газотурбинных установок (гтУ) возникла необходимость в разработке новых под- ходов к ремонту и нанесению покрытий, которые обеспечивали бы защиту лопаток турбин от вы- сокотемпературной газовой коррозии, повышали сопротивление образованию трещин термической усталости, увеличивая их ресурс. температура газа на выходе из камеры сгора- ния современной промышленной гтУ составля- ет приблизительно 1420 °С, соответственно тем- пература на входе в турбину — 1180…1200 °С для гтУ мощностью 45…47 мвт. торцевая кромка рабочих лопаток относится к малонагруженным областям, где температура пре- вышает 1000 °С и может достигать 1050...1150 °С [1]. в процессе эксплуатации газовых турбин, ра- ботающих при высокой температуре, характерен неравномерный нагрев поверхности пера лопатки в газовом потоке. в связи с несимметричной ра- ботой камер сгорания температура газового пото- ка неодинакова, из-за чего лопатки при вращении в турбине, попадающие в факел пламени, подвер- гаются воздействию различной температуры. не- равномерный нагрев приводит к повышению вну- тренних термических напряжений: сжимающих при повышении температуры и растягивающих при ее снижении, что вызывает возникновение в металле наплавленного шва термоусталостных трещин. таким образом, на торце рабочей лопат- ки, кроме коррозионных и эрозионных поврежде- ний (в результате касания о лабиринтное уплот- нение), могут образовываться термоусталостные трещины, параллельные оси лопатки. основная цель настоящих исследований состо- яла в выборе для ремонта (восстановления) торца пера монокристальной лопатки (изготовленной из сплава CMSX-4) присадочного материала, облада- ющего достаточной жаростойкостью и коррози- онной стойкостью при рабочих температурах, что обеспечивает возможность формирования безде- фектных наплавляемых швов. наплавляемый ма- териал также должен сочетаться с материалом основы и жаростойким электронно-лучевым по- крытием, наносимым в конце комплексного ре- монта лопаток. Материалы и методы исследования. осно- вой лопаток служил безуглеродистый монокри- стальный сплав второго поколения CMSX-4 (ана- лог сплав ЖС32) следующего состава, мас. %: Ni–9Co–6,5Cr–6,0W–0,6Mo–6,5Ta–5,6Al–1,0Ti– 3,0Re–0,1Hf, для которого характерны высокая прочность, стабильность структуры и высокое со- противление ползучести [2]. в экспериментах применяли образцы (4 шт.), вырезанные из хвостовика рабочей лопатки пер- вой ступени газотурбинного двигателя. поверх- © а. Ф. белявин, в. в. Куренкова, Д. а. Федотов, 2014 14 2/2014 ность под наплавку каждого образца была обрабо- тана абразивной бесконечной лентой КК711 р40 на шлифовальной машине PWS 3/200DH. импульсную аргонодуговую наплавку осу- ществляли с использованием источника «HO- BART 120» и применением трех видов приса- дочной проволоки диаметром от 0,8 до 1,2 мм. процесс вели путем перемещения электрода в направлении, перпендикулярном превалирую- щему направлению роста монокристалла <001>. при наплавке образцы фиксировали в тисках для обеспечения плоскости наплавления (110). Как правило, на образцы накладывали пять валиков. после нанесения каждого валика поверхность за- чищали металлической щеткой. после наплав- ки образцы отжигали в вакууме при температуре 950 °С (2 ч) для снятия сварочных напряжений. оценку качества наплавленных швов проводи- ли визуально с применением капиллярного кон- троля и по шлифам с использованием сканиру- ющего электронного микроскопа «CamScan-4», оснащенного энергодисперсионным анализато- ром «ENERGY 200» (с программным обеспечени- ем INCA). микротвердость наплавленных швов измеряли на приборе «Micro-Duromat 4000E» при нагрузке 10 …20 г. Для проведения сравнительной оценки жаро- стойкости исследуемых присадочных материалов образцы из сплава CMSX-4 с наплавленными ва- ликами испытывали на циклическое окисление в установке СM FURNACES Bloomfield-1710BL (c) на следующем режиме: нагрев до температу- ры 1150 °С в течение 5 мин + выдержка при мак- симальной температуре 50 мин + охлаждение до 50 °С 5 мин [3]. Данный режим применяется для оценки термоциклической долговечности об- разцов с покрытиями. Условия испытаний были достаточно жесткими и незначительно отлича- лись от температурных условий работы лопаток в реальных двигателях. верхняя температура ис- пытаний была близка к реальной температуре (1050…1150) °С на поверхности торца пера рабо- чих лопаток в турбине современных гтУ. Жаростойкость оценивали весовым методом по относительному изменению (уменьшению) массы образцов путем построения кинетических кривых окисления, а также по глубине фронтального и ло- кального окисления (hфронт + hлок) за время испы- тания — 400 термоциклов (т/ц) — наплавленных швов, полученных с использованием различных присадочных материалов. рекомендуется метод непосредственного измерения глубины коррозии использовать при неравномерном процессе окис- ления. термоциклическим испытаниям в качестве эталона подвергали и образец базового сплава CMSX-4. Жаростойкость наплавленных швов прежде всего определяли визуально — путем осмотра об- разцов после каждых 50 т/ц испытаний для выяв- ления участков интенсивного окисления, а отно- сительное изменение массы наплавленных швов по сравнению с исходным состоянием (ввиду сложной конфигурации образцов) — весовым методом. Для обеспечения жаростойкости и коррозионной стойкости наплавляемого материала предпочтение отдавали высокохромистым (с содержанием хрома порядка 20 мас.%) присадочным материалам на ос- нове никеля или кобальта. рассмотрены четыре ва- рианта сплавов для наплавки: IN 625/FSX 414; PWA 795; IN 625; FSX 414 (табл. 1). Структуру наплавленных швов исследовали на микрошлифах в исходном состоянии и после за- вершения термоциклических испытаний. Экспериментальная часть. Критериями оцен- ки качества швов являлось отсутствие трещин и других дефектов, возникающих при формировании швов в условиях соблюдения ориентации подложки и направления движения источника сварки (перпен- дикулярно превалирующему направлению роста монокристалла). Как отмечалось в работе [4], наплавка ло- паток на монокристальных сплавах имеет ряд существенных особенностей. базовыми кри- териями качества наплавленного шва и струк- турного совершенства ростовой монокристал- лической структуры являются: ориентационная однородность шва и линии сплавления с основ- ным металлом; отсутствие в шве зерен случайной ориентации (зСо) [5]; отсутствие кристаллизаци- онных трещин и других дефектов. Т а б л и ц а 1 . Химический состав основного и присадочных материалов, мас. % базовый сплав и варианты присадочной проволоки Ni Co Cr Al Ti W Mo Ta Re Nb Hf Si Fe C ∑ Al+Ti CMSX-4 основа 9,0 6,5 5,6 1,0 6,0 0,6 6,5 3,0 - 0,1 - - - 6,6 PWA 795 15,0 основа 20,0 4,4 0,2 9,0 - 3,0 - - 1,1 0,045...0,1 Y - 0,35 4,6 FSX 414 10,0 » 29,0 - - 7,5 - - - 0,5Mn - - <1,0 0,25 - IN 625 основа 1,0 21,5 0,4 0,4 - 9,0 - - 3,65 - 0,5 0,5 Mn 0,1 <0,8 152/2014 Установлено, что, управляя формой сварочной ванны при аргонодуговом тиг процессе, можно обеспечить плоский фронт кристаллизации, при котором создаются условия направленной кри- сталлизации, позволяющие сохранить превали- рующее направление роста монокристалла как минимум на высоту 1/2...2/3 полного шва. ми- нимальная скорость импульсной аргонодуговой наплавки и вкладываемая мощность процесса предотвращают образование на фронте кристал- лизации зСо и, как следствие этого, межкристал- литных трещин. рис. 1. Структура наплавленных швов на образцах из сплава CMSX-4 с использованием различных присадок до (а, в, д, ж) и после (б, г, е, з) термоциклических испытаний 16 2/2014 Как видно из структур поперечного сечения швов, наплавленных с применением различных материалов до и после термоциклических испы- таний (рис. 1), сформированные наплавленные швы имели достаточно плотные бездефектные структуры, которые различались вследствие ис- пользования сплавов разных систем легирования, а именно никелевого жаростойкого сплава IN 625 и кобальтовых коррозионностойких сплавов PWA 795 и FSX 414. в зоне сплавления швов, состав- ляющей 30…100 мкм, просматривались структур- ное совершенство ростовой монокристаллической структуры и эпитаксиальный рост монокристалла в наплавляемом шве (рис. 2). при исследовании различных участков швов, в том числе корневых (с перегревом в начале ве- дения процесса), было обнаружено существенное влияние присадочного материала на целостность и качество наплавки, а именно: при формирова- нии криволинейного фронта кристаллизации, как правило, образовывались зерна случайной ори- ентации. при использовании в качестве присад- ки никелевых сплавов по границам таких зерен в процессе кристаллизации или послесварочной термообработки как на линии сплавления, так и в самом шве образовывались кристаллизационные трещины (рис. 3, а, в). в случае применения ко- бальтовых присадочных материалов (рис. 3, б, г) этого не наблюдали. Даже при наличии дефектов в основе (субзерен с большеугловыми границами, пор и др., рис. 3, б, г) формирование грубых зСо на линии сплавления не приводило к появлению и развитию межкристаллитных трещин. Это мож- но объяснить тем, что в кобальтовых сплавах от- рис. 2. микроструктура линии сплавления швов, наплавленных на образцы из сплава CMSX-4 с использованием различных присадок IN 625 (а) , PWA 795 (б) и FSX 414 (в) рис. 3. Дефекты в структуре швов, наплавленных с применением присадочных материалов на никелевой (а, в) и кобальто- вой (б, г) основах 172/2014 сутствует явление твердофазного дисперсионного упрочнения (характерное для высоколегирован- ных никелевых сплавов), т. е. выделение из твер- дого раствора частиц упрочняющей γ′-фазы вы- зывает в наплавленных швах появление трещин дисперсионного твердения. Для четкого понимания процесса окисления и деградации наплавленного слоя на монокристал- ле в первую очередь рассматривали эволюцию микроструктуры основы в результате длительного воздействия высокой температуры. Структура ис- ходного монокристального сплава CMSX-4 пред- ставляет собой γ-твердый раствор, упрочненный частицами γ′-фазы размером 0,2…0,5 мкм, объем- ная доля которой составляет примерно 71,5 об. % [6] (рис. 4, а, в, д). при длительных циклических высокотемпературных испытаниях в результа- те диффузионных процессов в монокристальном сплаве частицы упрочняющей γ′-Ni3Al фазы коа- гулируют с изменением морфологии и сращива- ются, образуя так называемую рафт-структуру в виде расположенных параллельно пластин дли- ной до 10 мкм (рис. 4, б, г, е). отрицательный мисфит (несоответствие периодов кристалличе- ских решеток основных структурных γ- и γ′-фаз) является одной из причин возникновения вну- тренних напряжений [7]. под воздействием этих напряжений и градиента температуры (изменения знака термических напряжений при нагреве–ох- лаждении) в случае термоциклических испытаний кубоидные частицы γ′-фазы специфическим обра- зом коалесцируют путем сращивания в пластины или стержни, которые равновероятно ориентиро- ваны вдоль направления <100> (рис. 4, г, е) [6, 8]. рафт-структура в условиях приложения внеш- ней нагрузки представляет собой термодинамиче- ски более равновесную систему, поскольку уро- вень межфазной поверхностной энергии в ней рис. 4. Эволюция (γ-γ′)-микроструктуры сплава CMSX-4 до (а, в, д) и после (б, г, е) термоциклических испытаний 18 2/2014 ниже, чем в структуре с кубическими дисперсны- ми выделениями γ′-фазы. в монокристаллах при отсутствии карбидных фаз и минимальном коли- честве эвтектической γ′-фазы рафт-структура яв- ляется более совершенной и менее подвержена локальным изменениям. Кроме того, она обеспе- чивает более низкий темп разупрочнения матери- ала: улучшает сопротивление ползучести, предот- вращая движение дислокаций через слой [8, 9]. Как показано в работе [10], деформация мате- риала при термическом воздействии в условиях термоциклирования развивается по механизму ак- тивного растяжения–сжатия. при длительном по- вторении цикла растяжения–сжатия это вызывает формирование субструктуры, благоприятной для зарождения трещин, особенно на этапе охлажде- ния и нарастания растягивающих напряжений. важной особенностью деформации монокристал- ла является сохранение исходной кристаллогра- фической ориентировки оси лопатки при много- кратном циклическом нагреве и охлаждении. в процессе импульсной наплавки монокри- стального сплава возникает зона термического влияния (зтв). в данной области (глубина 30…50 мкм) в результате температурного воздействия происходит частичное растворение упрочняющей γ′-фазы (рис. 4, а). в процессе термического воз- действия при циклическом окислении в рассма- триваемом объеме имеет место не только повтор- ное выделение интерметаллидной фазы Ni3Al, но и ее эволюция в сторону укрупнения и огрубле- ния. однако после 400 т/ц в (γ+γ′)-микрострук- туре зтв не было отмечено сращивания пластин упрочняющей фазы и образование рафт-структу- ры, что отчетливо наблюдалось во всех других об- ластях материала основы (рис. 4, б, г, е). зависимость изменения массы образцов в усло- виях термоциклических испытаний (50↔1150 °С) приведена на рис. 5. основной сплав CMSX-4 яв- ляется жаропрочным термически стабильным ма- териалом. интенсивность его окисления при тер- моциклировании незначительная (по сравнению с некоторыми из рассмотренных присадочных материалов), на что указывает относительно не- большой угол наклона экспоненциальной кривой окисления. после 400 т/ц испытаний на поперечных ми- крошлифах наплавленных образцов определя- ли глубину и характер распределения продуктов окисления как в основном материале (сплаве CMSX-4), так и в материале швов (рис. 6). после окисления при tmax = 1150 °С сплава CMSX-4 его окалина состоит из двух слоев: внешнего толщи- ной 4 мкм – сложной шпинели на основе никеля Ni, Co(Cr, Al)2O4 и внутреннего толщиной 5 мкм – на основе оксида Al2O3. пленка на основе окси- да алюминия преимущественно сплошная и опре- деляет жаростойкость сплава (рис. 7, а). вместе с тем при быстром охлаждении сплава в условиях циклического окисления защитная пленка Al2O3 растрескивается и отслаивается. при каждом по- вторном цикле пленка (оксид Al2O3) образуется вновь, но при меньшем содержании алюминия. последний расходуется из приповерхностных слоев базового сплава, что приводит к исчерпа- нию его запаса и снижению жаростойкости ос- новы [11]. при скалывании защитной пленки в отдельных местах наблюдали образование на по- верхности образца пленки оксида никеля и по- доксидной пленки на основе шпинели на глубине порядка 120 мкм при фронтальном окислении на глубину 8...10 мкм. при увеличении времени испытаний образцы с наплавленными швами, полученными с примене- нием никелевой присадки IN 625, окислялись бо- лее интенсивно при высокой температуре, чем с кобальтовой. за полное время проведения термо- циклических испытаний (400 т/ц) наплавленные швы полностью выгорели: материал окислился, а продукты окисления осыпались при охлаждении, что наблюдалось визуально и на микрошлифах (см. рис. 1, б, е, рис.7, б). зтв под деградирован- рис. 5. Кинетика окисления различных присадочных матери- алов и сплава CMSX-4 рис. 6. зависимость толщины оксидной пленки на поверхно- сти наплавленных швов от различных присадок после термо- циклических испытаний 192/2014 ным швом также подверглась внутреннему окис- лению (рис.7, б): наблюдались участки локального и фронтального повреждения поверхности сплава и выделение большого количества дискретных ок- сидных и грубых нитридных фаз, свидетельству- ющих о существенной деградации основного ма- териала под швом. выбор сплава IN 625 в качестве присадочного материала для наплавки монокристалла был предо- пределен его высоким сопротивлением усталости, прочностью на разрыв, удовлетворительным сопро- тивлением ползучести, стойкостью против окисле- ния, свариваемостью и технологичностью. однако данные свойства сплава сохраняются при предель- ной температуре эксплуатации — 900…950 °С. ле- гирование сплава IN 625 титаном, молибденом, ниоб- ием обеспечивает его жаропрочность. однако при содержании молибдена более 3 мас. % (сплав IN 625 содержит 9 мас. % Mo) его жаростойкость снижается, так как при нагреве свыше 900 °С оксид молибдена моо3 является летучим. хром, входящий в состав IN 625 в ко- личестве 21,5 мас. %, обеспечивает надеж- ную защиту против окисления и коррозии при температуре 950…1000°С, образуя пленку Cr2O3. защитные свойства Cr2O3 снижаются с повышением температуры (выше 1000 °С) на воздухе, так как про- исходит трансформация Cr2O3 в летучий оксид CrO3. Соответственно при максимальной температуре испытаний 1150 ° С поверхностный слой шпинели и защитной пленки на основе окси- да хрома (III), прилегающие к металлу шва, разру- шаются. Снижение массы образца при окислении при температуре выше 1100 °С связано также с возможным испарением окалины. Швы, сформированные присадками на осно- ве кобальта, успешно простояли в течение 400 ч циклических испытаний при температуре 1150 °С. Кинетические кривые окисления образцов распо- лагаются в нижней части графика (см. рис. 5), что свидетельствует о меньшей скорости окисления по сравнению с никелевыми присадками. использование в качестве присадочного матери- ала сплава FSX 414 позволило сформировать доста- рис. 7. оксидная пленка на поверхности основного металла (а) и наплавленных швов, сформированных с помощью различ- ных присадочных материалов после 400 т/ц Т а б л и ц а 2 . Химический состав наплавленного шва, сформи- рованного с применением присадочной проволоки FSX 414 после 400 т/ц (рис. 7, в), мас. % Спектр C* O Cr Co Ni W Spectrum 1 - 0,26 20,84 56,96 14,16 7,77 Spectrum 2 - 21,68 2,27 54,92 20,89 0,25 Spectrum 3 - 31,58 35,96 26,84 2,87 2,75 Spectrum 4 - 32,93 39,39 23,61 4,08 - Spectrum 5 12,39 37,91 45,79 2,67 2,86 0,38 Spectrum 6 5,32 19,07 4,06 25,42 9,18 40,94 Spectrum 7 - 28,78 27,21 26,65 3,1 14,26 Spectrum 8 24,66 18,28 46,94 5,92 3,31 0,89 * здесь и в табл. 4 углерод для определения типа структурных фаз дан качественно ввиду ошибки прибора (нагорания на образце). 20 2/2014 точно плотный окалиностойкий наплавленный шов на сплаве CMSX-4 (см. рис. 1, з, рис. 7, в). основ- ной легирующий компонент кобальтового сплава FSX 414 (хром в количестве 29 мас. %) обеспе- чил надежное сопротивление окислению наплав- ляемого материала при повышенной температуре. матричный раствор сплава FSX 414 упрочнен за счет введения вольфрама (7,5 мас. %) и дисперси- онно упрочнен карбидами преимущественно типа Mе23C6 (углерод составляет 0,1…0,15 мас. %). в донной части уже сформированного шва присут- ствовали и другие типы карбидов MC (на основе тантала и гафния из базового сплава). толщина продуктов фронтального окисления на поверхности металла шва из сплава FSX 414 после испытаний составляла 40…80 мкм, а глуби- на внутреннего окисления — 400 мкм (рис. 7, в). наблюдали гетерогенную морфологию оксидной пленки на поверхности шва на базе шпинелей на основе кобальта, хрома, никеля и локализованное проникновение продуктов окисления по границам зерен на глубину до 50 мкм (см. табл. 2). Как сле- дует из микроструктуры шва после 400 т/ц испы- таний, наиболее интенсивное окисление происхо- дило в точке взаимодействия трех составляющих, а именно базового сплава, наплавленного матери- ла и собственно атмосферы печи. в боковых зонах шва, прилегающих к основе, т. е. в зонах наиболее активной взаимодиффузии, наблюдали локаль- ное формирование продуктов окисления (оксидов, нитридов) в металле шва и зтв (см. рис. 1, з). в противовес этому центр шва и область межфаз- ной границы наплавленного материала и основы не была подвержена окислению и соответственно деградации материала. таким образом, при тер- моциклическом окислении материал наплавки — сплав FSX 414 — показал удовлетворительные ре- зультаты по жаростойкости, а наплавленный им шов на монокристальном сплаве CMSX-4 в боль- шей части сохранился (даже при наличии поли- кристаллической структуры на линии сплавления, рис. 3, б). Как видно из рис. 5, кинетическая кривая окис- ления образца с наплавкой из сплава PWA 795 (Co–15Ni–20Сr–4,4Al–8,7W–2,7Ta–1Hf–0,045Y– 0,35C) расположена ниже всех. Данный материал оказался наиболее жаростойким по результатам вы- сокотемпературных циклических испытаний. при- менение сплава на кобальтовой основе обеспечило минимальную скорость окисления наплавленного шва (см. рис. 1, в), который сохранил свою конфи- гурацию после 400 т/ц испытаний (см. рис. 1, г, з). на структуре исходного шва, наплавленного сплавом PWA 795, по всему фронту кристалли- зации четко прослеживается ориентированный столбчатый дендритный рост закристаллизовав- шегося металла вдоль направления монокристал- ла [001] (см. рис. 1, в, г). при сохранении пло- ского фронта кристаллизации на линии сплавления наблюдали эпитаксиальный рост наплавленного ме- талла, когда дендриты избыточного твердого рас- твора на основе наплавляемого материала кристал- рис. 8. Эволюция структуры присадочного материала PWA 795 до (а, в) и после (б, г) термоциклических испытаний 212/2014 лизуются, наследуя решетку зерен базового сплава (см. рис. 2, б). что касается тонкой структуры метал- ла шва, то она имеет трехфазное строение. ее осно- ву составляет матричный γ-твердый раствор и сет- ка карбидных фаз, обрамляющих тонкие дендриты (рис. 8, а, в). Как правило, при кристаллизации из жидкости образуются карбиды типа меС на основе гафния, тантала, циркония и др. после термоциклических испытаний глуби- на фронтального окисления по всей поверхно- сти шва на основе сплава PWA 795 составляла 9…10 мкм. защитная пленка была плотной и име- ла двухслойное строение, отмечена хорошая адге- зия с наплавленным металлом шва (см. рис. 7, г, рис. 8, б). внутренний слой, прилегающий к ос- нове, по химическому составу соответствовал за- щитной пленке Al2O3, а внешний слой – шпинели типа (Ni, Co)(Cr, Al)2O4 с включениями Al2O3, TaO и Y2O3 (табл. 3) [11, 12]. микротвердость металла шва, наплавленного сплавом PWа 795 (рис. 9), отражает изменения, которые протекают на межфазной границе на- плавка/основа в процессе циклического окисле- ния. после наплавки микротвердость металла шва достигала 4800 мпа, что обусловлено упрочне- нием матричного раствора междендритной сет- кой карбидных фаз. в ходе испытаний в металле шва активно протекают диффузионные процессы, вызывающие частичное растворение вторичных упрочняющих фаз, в частности, карбидов меС на основе тантала и гафния, которые трансфор- мировались в глобулярные дискретные формы. С этим связано снижение микротвердости шва до 3200 мпа. Сглаживание кривой на графике по ли- нии сплавления свидетельствует о процессах диф- фузии и выравнивании химического состава мате- риала наплавки. повышенное сопротивление окислению наплав- ки из кобальтового сплава PWA 745 достигается за счет удачно выбранного химического состава на- плавляемого материала, содержащего, кроме ос- новных, другие легирующие элементы, такие как 2,7 мас. % Ta, 1 мас. % Hf и 0,045 мас. % Y. рассмо- трим влияние (вклад) каждого из составляющих кобальтового сплава в функциональные характе- ристики наплавки монокристального никелевого сплава CMSX-4. легирующая система присадочного материала — сплава PWA 795 (Co–Ni–Cr–Al–W) имеет высо- кую термическую структурную стабильность (по сравнению с другими никелевыми присадками) в температурном интервале 800…1100 °C, посколь- ку при этом исключено фазовое γ→γ′-превраще- ние при охлаждении в интервале 900…700 °C. такая фазовая трансформация ассоциируется с объемными изменениями, особенно увеличением температурного коэффициента линейного расши- рения материала, приводящими к высоким терми- ческим напряжениям, которые возникают в ок- сидной пленке при охлаждении [9, 12]. Кобальт, будучи основой материала присадки PWA 795, увеличивает растворимость хрома (его содержа- ние — 20 мас. %) в матрице, затрудняя образова- ние хрупкой хромовой фазы α-Cr, которая форми- руется в никелевых системах совместно с γ′-Ni3Al и снижает сопротивление ползучести материала. в целом частицы α-Cr отрицательно влияют на механические свойства, например, на сопротив- ление усталости. вместе с тем хром и алюминий улучшают окислительную стойкость наплавки. наличие около 15 мас. % Ni стабилизирует гЦК решетку твердого раствора на основе ко- Т а б л и ц а 3 . Химический состав оксидной пленки на поверхности шва, наплавленного с применением присадочной проволоки PWA 795 после 400 т/ц (рис. 8, б), мас. % Спектр O Al Ti Cr Co Ni Y Hf Ta W Spectrum 1 50,86 46,85 - 0,64 1,14 0,51 - - - - Spectrum 2 40,9 25,05 - 6,03 18,05 9,97 - - - - Spectrum 3 28,74 1,73 1,07 0,82 2,11 1,18 13,25 28,91 18,59 3,61 Spectrum 4 35,93 10,94 0,59 3,76 10,34 5,59 5,73 3,86 15,3 7,96 Spectrum 5 39,92 17,73 1,08 5,42 14,65 8,1 - 3,33 9,34 0,43 Spectrum 6 36,56 20,56 2,33 0,96 1,25 0,46 - 6,55 29,53 1,82 Spectrum 7 42,26 30,38 1,22 0,49 1,03 0,18 - 6,27 17,06 1,13 Spectrum 8 45,11 24,28 2,09 1,68 2,13 1,18 - 5,54 16,59 1,4 Spectrum 9 - 1,2 2,1 9,21 18,87 7,57 - 20,18 36,89 3,98 Spectrum 10 - 3,81 - 21,07 45,19 18,67 - - 0,71 10,55 рис. 9. микротвердость металла шва, наплавленного матери- алом PWA 795 на монокристальный сплав CMSX-4, до (1) и после (2) термоциклических испытаний 22 2/2014 бальта, а хром и вольфрам (8,7 мас. %) соответ- ственно упрочняют твердый раствор. тантал и гафний в количестве 2,7 и 1 мас. % со- вместно, присутствующие в композиции материала, улучшают механические свойства никелькобальто- вых сплавов, упрочняя γ-твердый раствор (Ta) и об- лагораживая морфологию карбидных фаз. хотя для наплавки монокристаллов стремятся применять низкоуглеродистые композиции при- садочных материалов, в случае сплава PWA 795 содержание углерода достигает 0,35 мас. %. од- нако наличие данного компонента не способству- ет развитию диффузионных процессов на линии сплавления ввиду образования карбидных фаз типа меС, т. е. полного связывания углерода в хи- мическое соединение. при довольно широкой об- ласти взаимной растворимости и высокой темпе- ратуре образования карбиды меС имеют форму, близкую к округлой. Карбиды, располагаясь по границам дендритов/зерен и внутри дендритных ячеек, выполняют модифицирующие функции, способствуют измельчению зерен и препятству- ют рекристаллизации при высокой температуре. они упрочняют как само зерно, так и его грани- цы, тормозя диффузионные процессы и миграцию дислокаций, повышая тем самым термостабиль- ность сплавов. С этой точки зрения карбиды (Ta, Hf, W)C в наплавленном металле являются основ- ным упрочнителем при температуре до 1200 °С и выше. превалирующий в шве монокарбид таС бо- лее прочно связан с матрицей по сравнению с дру- гими карбидными фазами. легирование сплава PWA 795 гафнием в коли- честве 1 мас. % вызывает относительное умень- шение объемной доли выделений карбидов шриф- товой морфологии. образовавшиеся в первую очередь частицы карбидов (Hf,Ti)C являются до- полнительными центрами кристаллизации и спо- собствуют выделению карбидов в более благо- приятной форме в виде дискретных ограненных частиц, что наблюдалось нами после испытаний (см. рис. 8, г, табл. 4). легирование гафнием улуч- шает сопротивление окислению металла шва [9]. алюминий, присутствующий в материале на- плавки (4,4 мас. %), играет важную роль в обе- спечении жаростойкости наплавляемых швов. во-первых, в металле шва он гарантирует форми- рование в процессе окисления пленки Al2O3, со- храняющей свои защитные свойства при темпера- туре выше 1000 °С. во-вторых, при исследовании исходной структуры металла наплавленного шва, кроме упрочняющих карбидных фаз в матричном растворе, наблюдаются регулярные выделения интерметаллидной фазы β-(Ni,Co)Al размером 0,5…0,7 мкм, обеспечивающие жаростойкость ме- талла. интерметаллидная фаза, присутствующая в сплаве PWA 795, имеет высокую стабильность в кобальтовой матрице по сравнению со сплава- ми на никелевой основе при температуре выше 1000 °C. Это можно объяснить медленной диффу- зией алюминия и иттрия к поверхности во время выдержки при высокой температуре. в процессе испытаний данная фаза коагулирует, при этом со- храняется в большей части наплавленного шва и является резервом алюминия в композиции шва (см. рис. 8, г, табл. 4) [13]. известно, что иттрий в количестве 0,34…0,4 мас. % (наряду с редкоземельными элементами – церием, лантаном, гадолинием) оказывает эффек- тивное защитное действие при высокотемператур- ном окислении [14]. ранее рассмотренное уменьшение массы об- разцов наплавленных сплавами, не содержащи- ми иттрий, обусловлено тем, что во время ох- лаждения при каждом цикле испытаний окалина растрескивается и отслаивается. плохая адгезия пленки с подложкой связана с наличием пор, ко- торые образуются в результате конденсации ва- кансий на границе окалина–подложка, форми- рующихся в результате диффузии элементов из металла в окcидную пленку. введение иттрия в никелевые (кобальтовые) сплавы приводит к зна- чительному уменьшению микропористости ок- сидной пленки [15]. Установлено уменьшение де- фектности пленки Cr2O3 благодаря внедрению в нее иттрия [16]. Этот эффект уменьшает диффузи- онный поток ионов кислорода вследствие большо- го атомного радиуса, выделяясь преимущественно на вакансиях, дислокациях, субграницах и грани- цах зерен. в результате этого затормаживаются диффузионные процессы и соответственно вырас- тает жаростойкость защитной пленки. благодаря большей химической активности ит- трия к кислороду, чем металла основы, в том чис- Т а б л и ц а 4 . Химический состав металла шва, наплавленного с применением присадочной проволоки PWA 95 по- сле 400 т/ц (рис. 8, г), мас. % Спектр C* Al Ti Cr Co Ni Hf Ta W Spectrum 1 2,52 3,83 - 20,36 43,55 18,09 0,73 0,46 10,46 Spectrum 2 6,36 13,84 0,39 9,89 33,76 29,96 - 2,07 3,73 Spectrum 3 11,54 0,6 2,51 4,89 10,1 4,3 22,56 40,9 2,59 Spectrum 4 8,98 0,64 2,72 4,03 8,39 3,24 26,8 42,92 2,27 Spectrum 5 9,65 0,46 2,86 3,92 8,69 3,34 22,57 46,67 1,85 Spectrum 6 5,05 14,13 0,48 9,86 34,77 29,69 - 1,56 4,45 232/2014 ле хрома и алюминия, иттрий связывает посту- пающий кислород, высвобождая относительно большое количество резервного хрома в поверх- ностных слоях, и таким образом, обеспечивая ока- линостойкость металла наплавки. в результате легирования иттрием возникает зона, содержащая высокодисперсные оксидные ча- стицы Y2O3 в приповерхностном слое окалины. наличие иттрия подавляет на сплаве или шве об- разование оксидов NiO и NiWO4, не обладающих защитными свойствами, благодаря стабилизации Cr2O3, Al2O3 и шпинели Ni(Cr, Al)O4. в результа- те внедрения в них иттрия и растворения оксида Y2O3 образуются оксиды (Cr, Y)2O3 и Ni(Cr,Al,Y)O4. подтверждением внедрения иттрия в оксиды яв- ляются необычно большие значения параметров их решеток: у (Cr, Y)2O3 а = 5,42…5,43 нм, а у Ni(Cr,Al)O4 а = 8,35 нм. защитная способность оксидов также обусловле- на меньшим количеством дефектов в их кристалли- ческой решетке, большей силой связи ионов, мень- шим коэффициентом самодиффузии в ней и в образовании поверхностной оксидной защитной пленки с более плотной структурой, чем у окси- дов NiO и NiWO4. иттрий используют для улучшения жаростой- кости сплавов различного типа и покрытий, на ко- торых в процессе окисления образуется защитная пленка Al2O3. он способен улучшать жаростой- кость сплавов. если в сплаве достаточно хрома, то при окислении и образовании пленки Cr2O3, иттрий улучшает ее жаростойкость не только при статическом, но и при циклическом окислении (особенно для кобальтовых сплавов) [9, 11]. при циклическом окислении сплава с иттрием (как в нашем случае) защитная пленка в основном сохраняет свою целостность и имеет хорошую адгезию с защищаемой подложкой. при высоком сродстве к кислороду иттрий активно диффунди- рует на межфазную границу (с окислительной средой) и образует оксиды [17]. Эти иттрийсодер- жащие частицы локализуются вблизи защитной пленки Al2O3, т. е. в зоне с высокой активностью кислорода и алюминия (хрома) и легко обогаща- ются алюминием, что приводит к образованию иттриевых гранатов YAlO3 или YAl5O12. именно данные соединения прорастают в защитную плен- ку Al2O3 и обеспечивают надежное зацепление пленки с подложкой [13]. таким образом, высокая жаростойкость на- плавляемого материала — сплава PWA 795 — определена оптимальным легированием кобаль- товой основы и модифицированием ее активными компонентами (иттрием и гафнием) [18]. в дан- ной композиции иттрий обеспечивает высокую адгезию оксидной пленки с материалом наплавки. при достаточном резерве и малой скорости диф- фузии иттрия к поверхности в кобальтовом сплаве также обеспечивается высокая стабильность ин- терметаллида Ni(Co)Y по сравнению со сплавами типа Ni–Co–Cr–Al, что определяет жаростойкость наплавляемого металла. иттрий стабилизирует оксидные пленки оксида алюминия и оксида хро- ма на поверхности сплава, что обеспечивает по- вышенное сопротивление окислению и позволяет в некоторых случаях обходиться без применения защитных покрытий на турбинных лопатках. гафний положительно влияет на прочностные и пластические свойства наплавляемого сплава. модифицирующая роль гафния проявлялась в том, что в процессе окисления дисперсные части- цы HfO2 «декорируют» внутренние границы плен- ки α-Al2O3 (см. рис. 8, б, табл. 3). Это упрочнение границ положительно влияет на сопротивление ползучести оксидной пленки [18]. вопрос комплексного ремонта включает не только восстановление наплавкой верхнего торца пера лопатки, но и последующие операции меха- нической (абразивной) обработки изделия, форми- рование верхнего торца пера (усика) лопатки, фи- нишную двухстадийную термообработку изделия, включая и нанесение защитного покрытия. акту- альной в данных условиях является задача защи- ты рабочей поверхности монокристальных лопа- ток, работающих при температуре 1100…1200 °C и изготовленных из ренийсодержащих монокри- сталлических сплавов с предельным содержанием легирующих элементов. легирование жаропроч- ных никелевых сплавов тугоплавкими металлами и уменьшение количества элементов, обеспечи- вающих удовлетворительную жаростойкость по- верхности изделий горячего тракта гтУ, а также исключение из состава углерода, требует приме- нения защитных покрытий, предохраняющих от высокотемпературного окисления. при выборе композиций покрытий необходимо учитывать химию базового сплава, жаростойкость покрытия, которая определяется не только инте- гральным содержанием алюминия, хрома, кобаль- та и др., временем потери его работоспособности по механизму: γ+β(NiAl) → γ+β+γ′(Ni3Al) → γ + + γ′, но и способностью к восстановлению пленки шпинели α-Al2O3 +α-Cr2O3 или Ni(Cr, Al)2O4, ком- плексом физических, химических и механических свойств. параллельно с наплавкой на монокристальный сплав CMSX-4 проводили работы по наплавке ма- териала PWA 795 на сплав равноосной кристалли- зации зми-3У с последующим осаждением жа- ростойкого покрытия системы Co–Ni–Cr–Al–Y. результаты исследований показали хорошее соче- тание материала подложки и ремонтной наплавки 24 2/2014 с защитным слоем покрытия. межфазные грани- цы были плотными, бездефектными, без явно вы- раженных развитых диффузионных зон (рис. 10). Для подтверждения выше установленных по- ложительных моментов применения наплавки PWA 795 на монокристальный сплав CMSX-4 це- лесообразно провести комплексный ремонт ра- бочей лопатки с последующим электронно-лу- чевым осаждением термобарьерного покрытия NiCoCrAlY/ZrO2–Y2O3. Выводы 1. Для сравнительной оценки жаростойкости при- садочных материалов, наплавляемых на монокри- стальный сплав CMSX-4, были проведены термо- циклические испытания (при tmax = 1150 °С, время одного цикла – 1 ч) образцов с наплавленными швами и образца базового сплава. 2. Сплав IN 625 является хорошим материа- лом для ремонта изделий наплавкой из жаропроч- ных сплавов при рабочей температуре деталей до 950 °С. при более высокой температуре и жестких термоциклических режимах нагружения сформи- рованные швы полностью прогорают. Следова- тельно, использование жаростойкого покрытия на лопатках, где имеется подобный ремонт, не обе- спечивает удовлетворительную защиту от окисле- ния при высоких температурах эксплуатации со- временных теплонапряженных гтУ. 3. по кинетике окисления наиболее жаростой- ким оказался присадочный материал PWA 795, который обеспечил минимальную скорость окис- ления наплавленного шва. толщина фронтальной оксидной пленки на поверхности шва не превы- шала 10 мкм при локальной глубине окисления не более 30 мкм. Формирующаяся на шве PWA 795 оксидная пленка имеет двухслойное строение и обеспечивает хорошую защиту наплавляемого ме- талла от высокотемпературного окисления. отме- чается хорошая адгезия пленки с металлом шва благодаря легирующему комплексу сплава и со- держанию в нем иттрия. 4. тантал и гафний связывают углерод (0,35 мас. %) в карбидные фазы меС и улучшают их морфологию, соответственно совершенствуя меха- низм карбидного упрочнения. тантал, присутству- ющий в сплаве в количестве 2,7 мас. %, влияет на термическую стабильность материала наплавки, а гафний улучшает пластичность металла шва, благо- даря диспергированию карбидных частиц по грани- цам зерен и их сфероидизации. 5. наличие алюминия и никеля в материале ко- бальтовой присадки способствует образованию в шве β-(Ni,Co)Al-фазы, обеспечивающей жаро- стойкость материала. Данная фаза сохраняется в большей части шва и после 400 т/ц испытаний. 6. присадочные материалы на кобальтовой ос- нове обеспечивают удовлетворительную жаро- стойкость при высокой (1150 °С) температуре ис- пытаний. Швы, сформированные с применением кобальтовых присадочных материалов, не подвер- жены возникновению трещин вследствие диспер- сионного твердения (подобно никелевым) даже при наличии зерен случайной ориентации, возни- кающих в процессе кристаллизации. выбор при- садки на основе кобальта оправдан также тем, что основная упрочняющая фаза в них — карбиды — более стабильны, чем γ′-фаза (в никелевых спла- вах) и растворяются в меньшей степени при тем- пературе 1150 °С. 1. Shukin S., Annerfeldt M., Bjorkman M. Siemens SGT- 800 industrial gas turbine enhanced to 47 MW. Design modifications and operating experience // Proc. of ASME turbo expo 2008: Power for land, sea and air GT2008, June 9–13, 2008, Germany. – р. 1–6. 2. Wilson B. C., Hickman J. A., Fuchs G. E. The effect of solu- tion heat treatment on a single-crystal Ni-based superalloy // JOM. – 2003. – № 3. – P. 35–40. 3. Wortman D. J., Duderstadt E. C., Nelson W. A. Bond coat development fоr thermal barrier coating // Trans. ASME. J. Eng. Gas Turbines Power. – 1990. – 12, № 10. – P. 527–530. 4. Восстановление монокристальных рабочих лопаток с применением аргонодуговой наплавки и нанесения те- плозащитного покрытия.ч. I / а. Ф. белявин, Д. а. Фе- дотов, в. в. Куренкова и др. // Совр. электрометаллургия. – 2013. – № 1. – С. 49–57. 5. Anderson T. D., DuPont J. N. Stray grain formation and solidification cracking susceptibility of single crystal Ni-base superalloy CMSX-4 // Met. and materials Trans A. – 2010. – 41, № 1. – P. 181–195. рис. 10. микроструктура торца рабочей лопатки гтК-10-4, восстановленного методом наплавки тиг c осажденным защит- ным покрытием 252/2014 6. Монокристаллы никелевых жаропрочных сплавов / р. е. Шалин, и. л. Светлов, е. б. Качанов и др. – м.: машино- строение, 1997. – 336 с. 7. Temperature dependence of lattice parameter, misfit and thermal expansion coefficient of matrix, γ΄-рhase and superalloy / D. Sieborgen, H. Brehm, F. Wunderlich et al. // Z. Metallkd. – 2001. – 92. – P. 58–61. 8. Caron P., Lavigne O. Recent studies at ONERA on superalloys for single crystal turbine blades// J. AerospaceLab. – 2011. – Issue 3, № 11. – P. 1–14. 9. Каблов Е. Н. литые лопатки газотурбинных двигателей. – м.: миСиС, 2001. – 632 с. 10. Тихомирова Е. А., Азизов Т. Н., Сидохин Е. Ф. о термиче- ской усталости жаропрочных сплавов // авиац. материа- лы и технологии. – 2012. – № 3. – С. 3–5. 11. Коломыцев П. Т. Жаростойкие диффузионные покрытия. – м.: металлургия, 1979. – 272 с. 12. Jackson R. D. The effect of bond coat oxidation on the microstructure and endurance of two thermal barrier coating systems: Dis., 2009. – 193 p. 13. Toscano J. Influence of composition and processing on the oxidation behavior of MCrAlY-coatings for TBC applications // Energy & Environment Band. – 2008. – 28. – р. 187. 14. Никитин В. Н. Коррозия и защита лопаток газовых тур- бин. – л.: машиностроение, 1987. – 272 с. 15. Tien I. K., Rand W. H. The effect of active element addition in void formation during oxidation // Ser. Metal. – 1972. – № 1. – р. 55–57. 16. Michels H. T. The effect of dispersed reactive metal oxides on the oxidation resistance of nickel – 20 % chromium alloys // Met. Trans. – 1976. – № 3. – р. 379–388. 17. Долговечность конденсационных тзп на современном жаропрочном никелевом сплаве / B. C. малашенко, а. н. Шелковой, в. в. грабин и др. // пробл. СЭм. – 2000. – № 1. – С. 23–34. 18. Liu J. Mechanism of lifetime improvement in thermal barrier coatings with Hf/ or Y modification of CMSX-4 superalloy substrates: Dis., 2007. – 209 p. поступила в редакцию 25.10.2013 НОВАЯ КНИГА во втором квартале 2014 г. выйдет в свет книга Л. М. Лобанов, В. И. Махненко, А. С. Миленин. Практические рекомендации Института электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины по ремонту сваркой магистральных тру- бопроводов без вывода из эксплуатации. — Киев: международная ассоциация «Сварка», 2014. — 8 печ. л. издание посвящено вопросам оценки несущей способности магистральных газо- и нефте- проводов с обнаруженными характерными технологическими и эксплуатационными дефектами формы и несплошности материала, а также типичным методам ремонта сваркой без вывода из эксплуатации. в частности, обобщены основные аспекты актуальных отечественных и зарубеж- ных нормативных документов, современные подходы механики разрушения и численного анализа напряженно-деформированного состояния сварных конструкций, новейшие разработки специали- стов института электросварки им. е. о. патона нан Украины. Сформулированы практические инженерные алгоритмы, позволяющие оценивать фактическую степень поврежденности участков магистральных трубопроводов на основе данных технической диагностики, планировать ремонт дефектных трубопроводных элементов без вывода их из эксплуатации с позиций эффективности и безопасности проведения работ, прогнозировать ресурс эксплуатации участков трубопровода после ремонта. Для инженерного персонала организаций, эксплуатирующих магистральные трубопроводы, специалистов неразрушающего контроля и технической диагностики трубопроводных систем, научных работников, занимающихся вопросами прочности сварных конструкций и методами вос- становления их несущей способности, и преподавательского состава высших учебных заведений соответствующего профиля. заказы на книгу направлять в редакцию журнала «автоматическая сварка».

Долговечность наплавленных ремонтных швов на монокристальном жаро- прочном никелевом сплаве в условиях циклического

Institution

Ähnliche Einträge