Введение

Конструкция и свойства материалов рабочих и сопловых лопаток определяют эксплуатационные характеристики стационарных газотурбинных установок (ГТУ) и авиационных газотурбинных двигателей (ГТД). Турбинные лопатки подвергаются большим статическим и динамическим нагрузкам при высоких температурах и активном коррозионном воздействии среды.

На первых этапах в низкотемпературных ГТУ и ГТД применяли штампованные неохлаждаемые лопатки из деформируемых жаропрочных сплавов на никелевой основе типа ЭИ893 и ЭИ929, предельная эксплуатационная температура которых составляет 1000–1100 К.

При создании современных и перспективных ГТУ и ГТД требуется резкое повышение температуры газа на входе в турбину до 1500–1700 К, а в перспективе – до 2100 К. Так, если температура газа ГТД с тягой 3,5 т возрастает с 1473 до 1623 К, то его удельная тяга увеличится на 15 %, а удельный расход топлива снизится на 8 %. Повышение температуры цикла турбины ГТУ на 60 К обеспечивает увеличение коэффициента полезного действия на 1–2 % [1], что соответствует экономии топлива при эксплуатации одной ГТУ (2–4)·10⁶ м³/год.

Ограниченность возможности повышения жаропрочности деформируемых никелевых сплавов, недостижимость изготовления штампованных лопаток со сложными охлаждаемыми внутренними полостями, а также важность обеспечения припуска на механическую обработку профиля и замка́ (большая трудоемкость механической обработки и потери дефицитных материалов) привели к необходимости использования другого подхода к созданию лопаток турбин.

В этой связи в настоящее время основным технологическим процессом изготовления рабочих и сопловых лопаток современных ГТУ и ГТД является точное литье по выплавляемым моделям с применением керамических стержней для оформления внутренних охлаждаемых полостей. Конструкции литых лопаток с такими эффективными схемами охлаждения, как петлевая, вихревая, циклонно-вихревая и др., обеспечивают глубину охлаждения до 0,60–0,65, что позволяет повысить температуру газа на входе в турбину на ~400 К по сравнению с температурой металла лопаток.

Надежность ГТУ и ГТД во многом связана с повышением уровня свойств материала лопаток, достичь которого можно с учетом основ теории и с использованием соответствующих технологий литья.

Работами А.А. Бочвара, С.Т. Кишкина, Б.Б. Гуляева, А.И. Вейника, Г.Ф. Баландина, Э.Л. Каца, А.А. Неуструева, В.А. Журавлева, М. Флемингса, Б. Чалмерса и других ученых заложены основы теории формирования отливок, определена взаимосвязь тепловых условий литья со структурой и свойствами сплавов.

Материал отливок, полученных методом направленной кристаллизации (отливки с направленной, столбчатой и монокристаллической структурой), имеет наиболее высокие эксплуатационные характеристики. Однако стоимость жаропрочных никелевых сплавов, легированных рением, рутением и другими редкоземельными элементами, сложность и длительность изготовления на всех этапах технологической цепочки не позволяют использовать подобные отливки на всех ступенях ГТУ и ГТД [2–6].

Поэтому наиболее распространенный способ литья лопаток предусматривает получение отливок с равноосной структурой. В литых лопатках с равноосной структурой одним из основных дефектов является усадочная пористость, которая представляет собой концентратор напряжений, снижает уровень свойств материала и надежность лопаток. Данные дефекты особенно сильно проявляются в крупногабаритных лопатках ГТУ и ГТД, при затвердевании которых не удается осуществить достаточно полную компенсацию усадки обычными технологическими приемами.

Повышение плотности лопаток с помощью управления затвердеванием равноосной структуры является одним из путей увеличения характеристик эксплуатационных свойств и надежности турбинных лопаток. При высокотемпературных стендовых испытаниях и повышенных температурно-силовых нагрузках при эксплуатации разрушение лопаток вследствие ползучести и термоусталости происходит по границам зерен, расположенным поперек нейтральной оси лопаток.

Формы изготавливают из материалов на основе электрокорунда, а стержни – из электрокорунда или плавленого кварца. Перед заливкой формы равномерно нагревают до температур 900–1220 °С в печах подогрева форм и в отдельно стоящих прокалочных печах. Плавка проводится в вакууме 0,133 Па, перегрев расплава – при температурах 1550–1640 °С, температура заливки составляет 1450–1540 °С, используется намотка керамического войлока на различные части литейного блока. Часто при изготовлении первого слоя керамической формы применяется поверхностный модификатор – алюминат кобальта.

В процессе литья лопаток с равноосной структурой одними из наиболее распространенных дефектов являются несплошности, возникающие вследствие усадочных процессов при затвердевании.

Грубые усадочные дефекты (рыхлоты) образуются в отдельных участках отливки, которые, затвердевая в последнюю очередь, обеспечивают компенсацию усадки соседних зон отливки, но при этом сами не получают достаточного питания от прибыли или стояка. Эти дефекты четко выявляются при рентгенографическом контроле в виде скопления крупных раковин.

Проектирование литниково-питающих систем (методы приведенных толщин и вписанных сфер, комплексный метод и др.) успешно применяется при производстве широкой номенклатуры отливок по выплавляемым моделям, их использование способствует ликвидации рыхлоты и при литье лопаток.

Устранить мелкую усадочную пористость, рассеянную практически во всех участках отливок, значительно труднее. При производстве крупногабаритных охлаждаемых или пустотелых лопаток длиной >200 мм данный дефект существенно увеличивается. На начальном этапе освоения этих лопаток моторостроительные предприятия столкнулись с массовым браком. Использование прибылей увеличенного размера, повышение температуры формы и заливки, применение целесообразных литниковых систем позволили повысить качество отливок. Вместе с тем при литье крупногабаритных лопаток ГТД и ГТУ брак по усадочной пористости достигает 20–50 %. Такие методы, как центробежное литье, затвердевание под избыточным внешним давлением и при наложении ультразвуковых колебаний, затруднительно использовать при литье лопаток, изготавливаемых методом выплавляемых моделей с тонкостенными керамическими стержнями.

Усадочная пористость >0,20 %, расположенная внутри лопаток, определяется рентгенографическим методом, поверхностные усадочные поры размером >0,01 мм выявляются капиллярными методами контроля (люминесцентный контроль, цветная дефектоскопия и др.). Учитывая трудности устранения усадочной пористости при изготовлении лопаток, в технических условиях предусматривают допустимые размеры и количество пор в различных зонах лопаток, выявляемых радиографическим и капиллярным методами.

Согласно результатам исследований, усадочные поры, допустимые по техническим условиям, нередко становятся причиной разрушения лопаток при эксплуатации и стендовых испытаниях [7]. Влияние пор на работоспособность заключается не только в уменьшении «живого» сечения лопаток, а главным образом в создании концентрации напряжений, которая может оказаться чрезмерной при высоких уровнях нагрузок. Повышение плотности крупногабаритных лопаток является необходимым мероприятием не только для снижения брака отливок, но и для повышения работоспособности литых лопаток ГТД и ГТУ.

Для разработки способов минимизации пористости в крупногабаритных отливках целесообразно рассмотреть основные положения существующих представлений о питании отливок, что будет сделано в первой части данной статьи.

Аналитическое исследование

Процесс образования усадочной пористости связан с тем, что плотность практически всех промышленных сплавов в твердом состоянии больше, чем в жидком. Необходимость компенсации усадки (питания) проявляется уже на первых этапах затвердевания в тот момент, когда в охлаждающемся расплаве появляются отдельные кристаллы. Компенсация усадки, в этом случае называемая «жидким» питанием, происходит под действием малых перепадов давления и приводит лишь к снижению уровня расплава в прибыли или питателях отливки.

С увеличением количества твердой фазы по мере затвердевания компенсация усадки в значительной степени определяется закономерностями течения двухфазной жидко-твердой массы [8]. Механизм движения малоконцентрированных суспензий, так называемых бингамовских и дилатантных жидкостей, показан в работах [9, 10].

Может быть реализован еще один механизм питания в случае затвердевания сплава с малым интервалом кристаллизации в условиях относительно высокой интенсивности теплообмена с формой: образовавшаяся на поверхности отливки твердая корка может сжать внутреннюю часть отливки, что частично компенсирует усадку внутренних объемов. Движущей силой сжатия являются разность давления снаружи и внутри отливки, а также давление усадочного сжатия поверхностных слоев отливки [8].

Прекращение питания двухфазной массой происходит при содержании твердой фазы ~(35–50) %, что соответствует переходу в твердоподобное состояние, характерное для поведения сплава в эффективном интервале кристаллизации. Практически во всех работах, посвященных анализу условий образования усадочной пористости в отливках, представлен теоретически обоснованный и экспериментально подтвержденный вывод о том, что с момента смыкания в центре стенки отливки двухфазной зоны и образования прочного каркаса кристаллов питающая жидкость перемещается путем фильтрации.

Усадочная пористость в отливке образуется в тот момент, когда расход питающей жидкости при фильтрации становится недостаточным для компенсации усадочных объемов. Эта идея, высказанная А.А. Бочваром, получила математическую формулировку в известном уравнении Б.Б. Гуляева применительно к расчету осевой пористости в отливке:

                                                       (1)

где   – расход жидкости через элемент сечения в осевой части отливки в месте ее присоединения к источнику питания; U_r – расход, определяемый из гидравлических соображений, основанных на принципе неразрывности потока; U_ус – расход, определяемый условиями усадки, который должен иметь место при полной компенсации сокращения объема отливки в процессе ее затвердевания; L – текущая координата.

Скорость поступления металла из прибыли в стенку отливки по мере ее затвердевания все больше и больше отстает от скорости сокращения объема в результате усадки, и момент нарушения неразрывности потока определяет общую плотность отливки.

Уравнение неразрывности для фильтрации питающего металла в двухфазной области представляется в следующем виде [11]:

                                                         (2)

где V – скорость фильтрации; l – направление фильтрации; a – коэффициент объемной усадки при затвердевании; m – относительное содержание жидкой фазы в двухфазной области; τ – время.

Из уравнения (2) следует, что условие неразрывности соблюдается при определенном изменении скорости движения питающего металла для компенсации усадки данного объема металла до тех пор, пока возможный расход металла через сечение стенки в месте ее присоединения к источнику питания больше расхода, определяемого условиями усадки, отливка затвердевает без образования усадочной пористости. В противном случае неразрывность потока нарушается, направленное движение от источников питания сменяется частными местными перемещениями металла в отдельных объемах и отливка затвердевает с образованием осевой усадочной пористости. Образование пористости вследствие протекания усадочных процессов в условиях снижения давления фильтрационного потока, согласно модели В.А. Журавлева, происходит при разрыве жидкости.

Таким образом, формирование пористости зависит от тепловых процессов, определяющих изменение объема и распределения твердой фазы при затвердевании, и гидравлических процессов течения жидкости от питающих элементов к затвердевающим участкам отливки.

В ряде работ использованы допущения, которые позволяют при определенных условиях затвердевания упростить определение пористости в отливке. Так, затвердевание массивных отливок при относительно высокой интенсивности теплообмена с формой приводит к возникновению значительного температурного перепада по сечению отливок. В этих условиях градиенты температуры в поперечном направлении часто оказываются больше, чем в продольном направлении к прибыли, и наиболее эффективное питание осуществляется от оси к поверхности отливки.

На основании предположений [12], что область усадочной пористости образуется в отливке в момент достижения центром отливки температуры ликвидус, получена следующая формула для определения ширины дефектной зоны (при условии, что температурная кривая в отливке описывается уравнением параболы n-го порядка):

                                                 (3)

где ψ – ширина пористой зоны; X – толщина отливки; n – показатель степени параболы; Bi_ср – среднее значение критерия Био, характеризующего относительную интенсивность теплоотвода от отливки; T_L – температура ликвидус сплава; T_S – температура солидус сплава; T_ср – температура среды, окружающей форму, либо температура формы перед заливкой.

В работе [13] также принимается, что усадочная пористость образуется в момент, когда температура центра отливки снизится до определенной точки – чуть ниже температуры ликвидус.

При этом распределение температуры в кристаллизующейся отливке описывается уравнением кривой

                                                   (4)

где ϑ_{τ = τ1} – температура в момент τ₁, когда термический центр отливки охлаждается до некоторой температуры, лежащей внутри интервала кристаллизации; ϑ_л – температура ликвидус (избыточная по отношению к температуре формы); х – половина толщины отливки; μ – функция интенсивности охлаждения, которая находится из уравнения:

Bi_ср = mxtg(mx_T) = μtgμ,                                                 (5)

где х_Т – текущая координата.

На основании рассмотренного ранее выражение для определения относительной величины пористости имеет вид

                                                  (6)

где P_о –коэффициент, учитывающий наличие очень тонких пор и некоторое передвижение жидкости после достижения T_Lв центре отливки (P_o ≤ 1,0).

Приведенные модели образования пористости не учитывают питание отливки от прибыли, которое в большинстве технологических процессов литья имеет основное значение для компенсации усадки.

Впервые решение задачи по определению пористости отливки с учетом питания от прибыли получено Б.Б. Гуляевым. На основе закона квадратного корня он вывел уравнение для расчета скорости усадочного перемещения V_у в плоской отливке высотой Н и толщиной 2R при достижении жидкой частью отливки размера 2r:

                                                          (7)

где K – коэффициент проницаемости пористой среды сетки кристаллов.

Среднюю гидравлическую скорость движения жидкости вдоль незатвердевшего осевого участка отливки V_r вычисляют исходя из закономерностей ламинарного течения и равенства действующего вдоль оси отливки усилия от давления Р и силы трения на границах жидкой фазы:

                                                              (8)

где η – динамическая вязкость.

Если приравнять уравнения (7) и (8), в соответствии с уравнением (1), получается уравнение для расчета осевой пористости с учетом питания от прибыли:

                                                          (9)

Приблизительно такой же подход к расчету пористости изложен в работах Кэмпбелла.

Анализ, проведенный по указанной методике, позволяет оценить влияние геометрических параметров отливки, давления при затвердевании, константы затвердевания, коэффициентов кристаллизационной усадки и вязкости жидкости на пористость отливок.

Вместе с тем необходимо отметить, что затвердевание большинства отливок происходит при относительно малой интенсивности теплообмена с формой; поперечный перепад температур в отливке невелик, поэтому не происходит существенного осевого движения жидкости при малом гидравлическом сопротивлении трения о стенки формы. В этих условиях фильтрация питающей жидкости от прибыли осуществляется через двухфазную зону, пронизывающую все сечение отливки.

Скорость фильтрации зависит от перепада давлений ΔР, представляющего собой сумму слагаемых [11]:

ΔP = P_a + P_т + P_к+ P_вн,                                                (10)

гдеP_a – внешнее давление (атмосферное, газовое, поршневое, давление металлостатического столба и т. д.); Р_к – капиллярное давление, вызываемое действием сил поверхностного натяжения и смачивания; P_т – давление, обусловленное конвективным и термодинамическим эффектом массопереноса; Р_вн – внутреннее давление газа в образующихся полостях в результате усадки и газовыделения.

Согласно результатам анализа работы [14], величина P_т мала. При затвердевании газонасыщенных сплавов с малой растворимостью в твердом состоянии внутреннее давление газов может оказать существенное влияние на фильтрацию [14, 15]. Однако при двойном вакуумном переплаве в процессе литья лопаток из жаропрочных никелевых сплавов вклад этой составляющей также должен быть невелик.

Заключения

В большинстве работ, посвященных питанию отливки, предполагается, что основное влияние на фильтрацию оказывает внешнее давление. Вместе с тем в работах [8, 14–17] высказано мнение, что на последних этапах затвердевания влияние капиллярного давления может быть велико.

Анализ данного подхода и результаты опробования современных методик по минимизации пористости при изготовлении крупногабаритных лопаток ГТУ на ведущих моторостроительных предприятиях отрасли будут представлены во второй части статьи.