Статьи

 




dx.doi.org/ 10.18577/2307-6046-2017-0-6-3-3
УДК 001.891.573:669.295
Н. И. Артеменко, В. Н. Симонов
МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА ОСАЖДЕНИЯ ТИТАНА НА УСТАНОВКЕ ИОННО-ПЛАЗМЕННОГО НАПЫЛЕНИЯ МАП-3

Рассмотрена математическая модель процесса осаждения покрытия из двухкомпонентной ионно-капельной плазмы вакуумно-дугового разряда из титанового сплава ВТ1-0. Установлено, что температура подложки при нанесении покрытия зависит от тока дуги и напряжения смещения. Получено соотношение, из которого следует, что относительное количество микрокапельной фазы в ионно-плазменном покрытии незначительно, но монотонно возрастает с увеличением тока дуги. Установлено, что удельное изменение массы образца при нанесении покрытия зависит от тока дуги, напряжения и продолжительности процесса. Предложены формулы для вычисления температуры подложки и удельного изменения массы образца при ионно-плазменном нанесении покрытия из сплава ВТ1-0. Полученные результаты могут быть использованы при разработке и планировании технологического процесса нанесения покрытия на ионно-плазменной установке МАП-3, а также при прогнозировании некоторых свойств полученных ионно-плазменных конденсированных покрытий.

Работа выполнена в рамках реализации комплексных научных направлений 17.3. «Многослойные жаростойкие и теплозащитные покрытия, наноструктурные упрочняющие эрозионно- и коррозионностойкие, износостойкие, антифреттинговые покрытия для защиты деталей горячего тракта и компрессора ГТД и ГТУ» и 17.4. «Многослойные защитные покрытия и плазмохимическое оборудование для осаждения защитных и упрочняющих покрытий из газовых потоков плазмы, содержащих прекурсоры элементов синтезируемого покрытия» («Стратегические направления развития материалов и технологий их переработки на период до 2030 года») 

Ключевые слова: ионно-плазменные конденсированные покрытия, микрокапельная фаза, температура подложки при нанесении покрытия, удельное изменение массы, ion-plasma condensed coatings, microdroplet phase, substrate temperature during coating, specific weight change.

Введение

В современном авиадвигателестроении все большее внимание уделяется проблеме продления ресурса деталей, увеличению срока службы, повышению надежности и долговечности. Одним из актуальных вопросов является увеличение ресурса деталей авиационной техники при уменьшении их стоимости. С этой целью используются различные защитные и упрочняющие покрытия, которые позволяют продлить ресурс деталей авиационной техники [2–5].

При защите деталей, подверженных различным видам изнашивания (износ при трении, фреттинг-износ, эрозионное изнашивание), используют упрочняющие покрытия. Существуют различные методы нанесения упрочняющих покрытий: атмосферно-плазменный, детонационный, ионно-плазменный методы, различные виды наплавки (газопламенная, лазерная) и др. Особое место занимает ионно-плазменный метод нанесения покрытий. В ВИАМ разработан оригинальный метод получения ионно-плазменных покрытий – ВПТВЭ (вакуумно-плазменная технология высоких энергий). Полученные покрытия отличаются высокой адгезией, хорошим качеством поверхности, высокими эксплуатационными характеристиками [6–15].

При нанесении ионно-плазменных покрытий материал катода испаряется вакуумной дугой и конденсируется на поверхности деталей, образуя плотное, практически беспористое, покрытие. Зачастую при нанесении покрытия методом ионно-плазменного напыления требуется перед планированием технологического процесса заранее установить параметры вакуумной дуги, при которых удельное изменение массы детали, а значит, и толщина покрытия составят необходимую величину. При этом температура подложки при нанесении покрытия не должна превышать определенное значение – это ограничение связано с температурой разупрочнения материала подложки и величиной внутренних напряжений в покрытии [16–20].

В работе представлена математическая модель, описывающая удельное изменение массы образцов в процессе ионно-плазменного нанесения покрытия из технически чистого титана марки ВТ1-0 и температуры подложки  в зависимости от технологических параметров процесса.

 

Материалы и методы

Расчет равновесной температуры детали
при нанесении ионно-плазменного покрытия

Стационарное тепловое состояние катода достигается путем получения тепла от вакуумной дуги на поверхности катода, за счет оттока тепла излучением с внешней и внутренней цилиндрических поверхностей и свободного (верхнего) торца катода, а также путем теплопередачи через нижний торец катода.

С учетом того, что величины теплового потока с верхнего торца катода и от теплопередачи через нижний торец пренебрежимо малы в условиях рассматриваемой задачи, уравнение теплового баланса катода имеет вид:

Iд·∆U=Q·(S1+S2),                                                         (1)

где Iд – ток дуги, А; ΔU – вольт-эквивалент потерь на катоде, который составляет 9 В; Q – тепловой поток с поверхности катода, Вт/м2; S1 и S2 – площадь внутренней и внешней поверхностей катода соответственно, м2.

 

Согласно уравнению Стефана–Больцмана:

                                                               (2)

где ε – коэффициент излучения; σ – постоянная Стефана–Больцмана, равная 5,67·10-8 Вт/(м2·К4); Tк – равновесная температура катода.

 

Площади внутренней и внешней цилиндрических поверхностей катода рассчитываются как:

S1, 2=π·d1, 2·h,

где d1, 2 – диаметры внутренней и внешней цилиндрических поверхностей, равные 0,14 и 0,18 м соответственно; h – высота катода, равная 0,34 м.

 

Соответственно:

Iд·ΔU= π·h·ε·σ· ·(d1+d2);

                                           (3)

т. е. тепловой поток, направленный с внешней поверхности катода в вакуумную камеру, с учетом выражений (2) и (3) составляет

                                                     (4)

 

Количество тепла, ушедшего с внешней поверхности катода с помощью излучения, и тепла, полученного мнимой цилиндрической поверхностью на расстоянии D=550 мм от оси катода (ось вращения деталей на сателлитах планетарного механизма), остается одинаковым – следовательно:

где Q0 – тепловой поток от излучения катода на оси вращения сателлитов планетарного механизма.

Тогда тепловой поток на расстоянии D=550 мм от оси катода будет рассчитываться как:

                                       (5)

 

Тепловое состояние детали описывается выражением:

 Qt+Qi=Q′,                                                            (6)

где Qt – тепловой поток от излучения катода, Вт/м2; Qi – тепловой поток от плотности ионного тока и напряжения, приложенного к детали, Вт/м2; Q′ – тепловое излучение с поверхности детали, Вт/м2.

 

С учетом того, что

                (7)

получим

Qi=ji·(Uсм+Uʺ)                                                           (8)

и

Q′=ε·σ· ,                                                              (9)

где ji – плотность ионного тока, А/м2; Uсм – потенциал смещения на детали, В; Uʺ – вольт-эквивалент энергии взаимодействия двухфазного потока плазмы с подложкой, который составляет 100 В.

 

Равновесная температура подложки с учетом выражений (6)–(9) рассчитывается как:

                               (10)

 

В выражении (10) контролируемыми параметрами являются Iд и Uсм, измеряемыми – Tд и ji. Следовательно, есть возможность нахождения величины коэффициента излучения ε, – тогда из выражения (10) получаем:

                                                    (11)

 

Плотность ионного тока находится путем деления измеренного ионного тока, приходящего на сечение подложки, перпендикулярной потоку ионов, на площадь сечения детали S (в м2), находящейся в прямой видимости со стороны катода. Температуру поверхности образцов измеряли пирометром CEMDT-8863 с точностью измерения ±1,5°C в диапазоне температур -50÷+800°C сразу после выключения источника питания установки для исключения возможности «засвета» датчика. Измерения проводили при токе дуги 300, 400, 500, 600 А и нулевом потенциале смещения на катоде из сплава марки ВТ1-0. Результаты измерений и расчетное значение коэффициента излучения по формуле (11) представлены в табл. 1.

 

Таблица 1

Плотность ионного тока и температура поверхности в зависимости от тока дуги,
расчетное значение коэффициента излучения

Ток дуги, А

Плотность ионного тока, А/м2

Температура
поверхности, °C (К)

Коэффициент
излучения

300

30,4

335 (608)

0,44

400

42,0

389 (662)

0,43

500

52,9

435 (708)

0,412

600

63,2

457 (730)

0,439

 

Среднее значение коэффициента излучения для титана составило:

                               (12)

Плотность ионного тока является линейной функцией тока дуги (также функцией коэффициента испарения материала катода, но в данной задаче материал катода один и тот же) следующего вида: , где b – коэффициент пропорциональности.

Методом наименьших квадратов определим значение коэффициента b:

 

 

 

Для нахождения значения коэффициента пропорциональности b, при котором Σ(b) принимает минимальное значение, следует взять производную от этой функции и приравнять ее к нулю:

 

b=0,105.

 

Получена аппроксимирующая зависимость плотности ионного тока от тока дуги с точностью (коэффициентом детерминации) R2=0,998:

      ji=0,105·Iд.                                                                       (13)

 

С учетом уравнений (12) и (13) выражение (10) для расчета равновесной температуры детали при нанесении покрытия в двухфазном потоке плазмы вакуумно-дугового разряда для катода из титанового сплава ВТ1-0 принимает вид:

                                          (14)

 

 

Рис. 1. Температура подложки при напылении в зависимости от тока дуги и напряжения смещения

 

Зависимость температуры подложки при напылении от тока дуги и напряжения смещения представлена на рис. 1.

 

Расчет удельного изменения массы образца

Плазма вакуумно-дугового разряда является двухкомпонентной и состоит из положительно заряженных ионов и нейтральных микрокапель испаряемого материала [6]. Пренебрегая током вторичной электронной эмиссии и токопереносом через капельную фазу и считая, что микрокапли при прохождении границы слоя двойного электрического заряда, отделяющего подложку от плазмы, нейтрализуются, для плотности тока ионов на подложке можно записать:

                                                               (15)

где Z=2 – средняя кратность заряда атома титана в плазме вакуумно-дугового разряда в установке МАП-3; e=1,6·10-19 Кл – заряд электрона; ni – количество ионов, осевших на подложку; τ – продолжительность осаждения, с; S – площадь поверхности образца, м2.

 

Количество ионов, осевших на подложку, вычисляется как отношение привеса m (в г) за все время осаждения к массе одного иона m0Ti (в г), т. е.:

где NA=6,022·1023 моль-1 – число Авогадро; µTi=47,9 г/моль – молярная масса титана.

 

С учетом того, что ΔMi=m/S (в г/м2) – удельное изменение массы образца без учета микрокапельной фазы за все время осаждения, после преобразования уравнения (15) с учетом выражения (13) получаем:

                  (16)

 

Следовательно, зная реальное удельное изменение массы образца ΔM (в г/м2), полученное гравиметрическим методом, можно вычислить относительное количество ξ микрокапельной фазы в получившемся покрытии:

                                                                (17)

 

Следует отметить, что формула (16) справедлива при потенциале смещения на детали Uсм=0, тогда как в общем случае следует учитывать, что при наличии потенциала смещения происходит эффект катодного распыления конденсата за счет бомбардировки поверхности ионами с высокой энергией. В связи с этим формула (16) принимает вид:

 ΔMi=2,61·10-5·Iд·τ·(1-Ψ),                                                         (18)

где Ψ – коэффициент распыления.

 

Данные исследования относительного количества микрокапельной фазы в покрытии из титана в зависимости от тока дуги при нулевом потенциале смещения приведены в табл. 2 (продолжительность осаждения 1 ч).

 

Таблица 2

Зависимость относительного количества микрокапельной фазы от тока дуги

Iд, А

ΔMi, г/м2

(расчетное значение)

ΔM, г/м2

(гравиметрический метод)

ξ, %

300

28,2

39,7

0,29

400

37,6

53,4

0,296

500

46,98

67,3

0,302

600

56,4

81,7

0,31

 

Из данных табл. 2 видно, что относительное содержание микрокапельной фазы незначительно возрастает с увеличением тока дуги. Если предположить, что функция ξ(Iд) является линейной и имеет вид ξ(Iд)=k·Iд+b, то методом наименьших квадратов находим коэффициенты k и b:

 

 

ξ(Iд)=6,6·10-5·Iд+0,27.                                                   (19)

 

Точность аппроксимации (коэффициент детерминации) составила R2=0,9945.

Для определения коэффициента распыления проведены процессы нанесения покрытия при токе дуги 300, 400, 500 и 600 А и потенциале смещения 0–400 В с шагом 100 В. В табл. 3 приведены данные гравиметрического взвешивания.

 

Таблица 3

Удельное изменение массы образцов

Ток дуги, А

Напряжение
смещения, В

ΔM, г/м2

     

Ψ

300

0

39,7

1

0

100

34,1

0,859

0,141

200

24,2

0,61

0,39

300

17,9

0,451

0,549

400

14,2

0,358

0,642

400

0

53,4

1

0

100

43,2

0,809

0,191

200

30,1

0,564

0,436

300

20,3

0,38

0,62

400

11,5

0,216

0,784

500

0

67,4

1

0

100

53,4

0,792

0,208

200

38,5

0,571

0,429

300

18,1

0,269

0,731

400

2,3

0,034

0,966

600

0

81,7

1

0

100

56,4

0,69

0,31

200

37,3

0,457

0,543

300

14,8

0,18

0,82

400

-10,3

-0,126

1,126

 

На рис. 2 представлена зависимость коэффициента распыления от напряжения смещения. Очевидно, что зависимость коэффициента распыления от напряжения смещения можно аппроксимировать линейной функцией вида Ψ(Uсм)=k·Uсм. Методом наименьших квадратов получены выражения, которые представлены в табл. 4.

 

Рис. 2. Зависимость коэффициента распыления от напряжения смещения при токе дуги
300 (), 400 (), 500 () и 600 А (×)

 

Таблица 4

Коэффициенты распыления, полученные методом наименьших квадратов

Ток дуги, А

Коэффициент k

в уравнении Ψ(Uсм)=k·Uсм

Коэффициент
детерминации R2

300

0,00171

0,979

400

0,00202

0,995

500

0,00237

0,994

600

0,00279

0,998

 

Зависимость коэффициента k в уравнении Ψ(Uсм)=k·Uсм от тока дуги представлена на рис. 3.

 

 

Рис. 3. Зависимость коэффициента распыления () от тока дуги (–– экспоненциальная кривая)

 

Методом экспоненциальной аппроксимации получено выражение зависимости коэффициента k в уравнении Ψ(Uсм)=k·Uсм от тока дуги с точностью (коэффициентом детерминации) R2=0,9999:

k=0,0011·exp(0,0016·Iд).                                                             (20)

 

В связи с этим выражение (16) с учетом (17)–(20) принимает вид:

                  (21)

 

 

Рис. 4. Зависимость удельного привеса от тока дуги и напряжения смещения при ионно-плазменном напылении

 

Зависимость удельного изменения массы детали при нанесении покрытия на установке ионно-плазменного напыления покрытий МАП-3 при вакуумно-дуговом распылении катода из сплава ВТ1-0 в течение 60 мин от тока дуги и напряжения смещения на детали, рассчитанного по формуле (21), представлена на рис. 4.

 

Результаты

В результате проведенного исследования установлено, что основными технологическими параметрами при оценке температуры подложки при ионно-плазменном нанесении покрытия являются ток дуги и напряжение смещения, а при оценке удельного изменения массы образца – ток дуги, напряжение смещения и продолжительность процесса. Такие расчеты могут быть полезны, например, при оценке внутренних напряжений в конденсированных однослойных ионно-плазменных покрытиях, которые производят по формулам:

 [21],                                                 (22)

 [18],   (23)

где Eп, Eм – модуль упругости материала покрытия и основы соответственно, МПа; Tп, Tм – температура плавления материала покрытия и основы соответственно, К; ΔT – разница температур нанесения покрытия и измерения внутренних напряжений, К; αп, αм – температурный коэффициент линейного расширения материала покрытия и основы соответственно, К-1; νп – коэффициент Пуассона материала покрытия; hп, hм – толщина покрытия и основы соответственно, мкм.

 

В данном случае величина ΔT может быть представлена в виде:

а величина hп рассчитана как

что делает формулы (22) и (23) более универсальными (где ρ – плотность осаждаемого материала).

 

Обсуждение и заключения

В результате рассмотрения процесса осаждения покрытия из двухкомпонентной плазмы вакуумно-дугового разряда из титанового сплава ВТ1-0 получены следующие результаты:

– установлено, что температура подложки при нанесении покрытия зависит от величины тока дуги и напряжения смещения, относительное количество микрокапельной фазы в покрытии незначительно возрастает с увеличением тока дуги и удельное изменение массы образца при нанесении покрытия зависит от тока дуги, напряжения и продолжительности процесса.

– предложены формулы для вычисления температуры подложки и удельного изменения массы детали при ионно-плазменном нанесении покрытия из титанового сплава ВТ1-0.

Полученные результаты могут быть использованы при разработке и планировании технологического процесса нанесения покрытия на ионно-плазменной установке МАП-3, а также при прогнозировании некоторых свойств полученных ионно-плазменных конденсированных покрытий.


ЛИТЕРАТУРА REFERENCE LIST
1. Каблов Е.Н. Инновационные разработки ФГУП «ВИАМ» ГНЦ РФ по реализации «Стратегических направлений развития материалов и технологий их переработки на период до 2030 года» // Авиационные материалы и технологии. 2015. №1 (34). С. 3–33. DOI: 10.18577/2071-9140-2015-0-1-3-33.
2. Каблов Е.Н., Петрушин Н.В., Светлов И.Л., Демонис И.М. Никелевые литейные жаропрочные сплавы нового поколения // Авиационные материалы и технологии. 2012. №S. С. 36–52.
3. Базылева О.А., Аргинбаева Э.Г., Туренко Е.Ю. Жаропрочные литейные интерметаллидные сплавы // Авиационные материалы и технологии. 2012. №S. С. 57–60.
4. Каблов Е.Н., Мубояджян С.А. Жаростойкие и теплозащитные покрытия для лопаток турбины высокого давления перспективных ГТД // Авиационные материалы и технологии. 2012. №S. С. 60–70.
5. Мубояджян С.А., Александров Д.А., Горлов Д.С., Егорова Л.П., Булавинцева Е.Е. Защитные и упрочняющие ионно-плазменные покрытия для лопаток и других ответственных деталей компрессора ГТД // Авиационные материалы и технологии. 2012. №S. С. 71–81.
6. Мубояджян С.А. Особенности осаждения потока многокомпонентной плазмы вакуумно-дугового разряда, содержащего микрокапли испаряемого материала // Металлы. 2008. №2. С. 20–34.
7. Матвеев П.В., Будиновский С.А., Мубояджян С.А., Косьмин А.А. Защитные жаростойкие покрытия для сплавов на основе интерметаллидов никеля // Авиационные материалы и технологии. 2013. №2. С. 12–15.
8. Мубояджян С.А., Александров Д.А., Горлов Д.С. Нанослойные упрочняющие покрытия для защиты стальных и титановых лопаток компрессора ГТД // Авиационные материалы и технологии. 2011. №3. С. 3–8.
9. Будиновский С.А., Мубояджян С.А., Гаямов А.М., Степанова С.В. Ионно-плазменные жаростойкие покрытия с композиционным барьерным слоем для защиты от окисления сплава ЖС36ВИ // Металловедение и термическая обработка металлов. 2011. №1. С. 34–40.
10. Гаямов А.М. Жаростойкое покрытие с композиционным барьерным слоем для защиты внешней поверхности рабочих лопаток ГТД из ренийсодержащих жаропрочных никелевых сплавов // Физико-химия и технология неорганических материалов: сб. матер. XI Рос. ежегод. конф. молодых научных сотрудников и аспирантов. М.: ИМЕТ РАН, 2012. C. 473–475.
11. Мубояджян С.А., Будиновский С.А., Гаямов А.М., Матвеев П.В. Высокотемпературные жаростойкие покрытия и жаростойкие слои для теплозащитных покрытий // Авиационные материалы и технологии. 2013. №1. С. 17–20.
12. Способ обработки поверхности металлического изделия: пат. 2368701 Рос. Федерация; опубл. 27.09.09.
13. Каблов Е.Н., Мубояджян С.А. Теплозащитные покрытия для лопаток турбины высокого давления перспективных ГТД // Металлы. 2012. №1. С. 5–13.
14. Способ нанесения комбинированного жаростойкого покрытия: пат. 2402633 Рос. Федерация; 31.03.09.
15. Будиновский С.А., Мубояджян С.А., Гаямов А.М., Косьмин А.А. Жаростойкие ионно-плазменные покрытия для лопаток турбин из никелевых сплавов, легированных рением // Металловедение и термическая обработка металлов. 2008. №6. С. 3136.
16. Будиновский С.А., Каблов Е.Н., Мубояджян С.А. Применение аналитической модели определения упругих напряжений в многослойной системе при решении задач по созданию высокотемпературных жаростойких покрытий для рабочих лопаток авиационных турбин // Вестник МГТУ им. Н.Э. Баумана. Сер.: Машиностроение. 2011. №2. С. 26–37.
17. Будиновский С.А. Применение аналитической модели определения упругих механических и термических напряжений в многослойной системе в решении задач по созданию жаростойких алюминидных покрытий // Упрочняющие технологии и покрытия. 2013. №3. С. 3–11.
18. Артеменко Н.И., Мубояджян С.А. Инженерная методика оценки величины и характера внутренних напряжений в однослойных упрочняющих конденсированных покрытиях // Труды ВИАМ: электрон. науч.-технич. журн. 2016. №1. Ст. 04. URL: http://www.viam-works.ru (дата обращения: 31.03.2017). DOI: 10.18577/2307-6046-2016-0-1-4-4.
19. Артеменко Н.И., Симонов В.Н. Инженерная методика прогнозирования величины модуля упругости однослойных ионно-плазменных конденсированных покрытий, полученных методом плазмохимического синтеза // Труды ВИАМ: электрон. науч.-технич. журн. 2016. №7. Ст. 05. URL: http://www.viam-works.ru (дата обращения: 31.03.2017). DOI: 10.18577/2307-6046-2016-0-7-5-5.
20. Александров Д.А., Артеменко Н.И. Износостойкие покрытия для защиты деталей трения современных ГТД // Труды ВИАМ: электрон. науч.-технич. журн. 2016. №10. Ст. 06. URL: http://www.viam-works.ru (дата обращения: 31.03.2017). DOI: 10.18577/2307-6046-2016-0-10-6-6.
21. Bielawski M. Residual stress control in TiN/Si coatings deposited by unbalanced magnetron sputtering // Surface Coating Technologies. 2006. Vol. 200. P. 3987–3995.
1. Kablov E.N. Innovacionnye razrabotki FGUP «VIAM» GNC RF po realizacii «Strategicheskih napravlenij razvitiya materialov i tehnologij ih pererabotki na period do 2030 goda» [Innovative developments of FSUE «VIAM» SSC of RF on realization of «Strategic directions of the development of materials and technologies of their processing for the period until 2030»] // Aviacionnye materialy i tehnologii. 2015. №1 (34). S. 3–33. DOI: 10.18577/2071-9140-2015-0-1-3-33.
2. Kablov E.N., Petrushin N.V., Svetlov I.L., Demonis I.M. Nikelevye litejnye zharoprochnye splavy novogo pokoleniya [Nickel foundry heat resisting alloys of new generation] // Aviacionnye materialy i tehnologii. 2012. №S. C. 36–52.
3. Bazyleva O.A., Arginbaeva E.G., Turenko E.Yu. Zharoprochnye litejnye intermetallidnye splavy [Heat resisting cast intermetallic alloys] // Aviacionnye materialy i tehnologii. 2012. №S. S. 57–60.
4. Kablov E.N., Muboyadzhyan S.A. Zharostojkie i teplozashhitnye pokrytiya dlya lopatok turbiny vysokogo davleniya perspektivnyh GTD [Heat resisting and heat-protective coverings for turbine blades of high pressure of perspective GTE] //Aviacionnye materialy i tehnologii. 2012. №S. S. 60–70.
5. Muboyadzhyan S.A., Aleksandrov D.A., Gorlov D.S., Egorova L.P., Bulavinceva E.E. Zashhitnye i uprochnyayushhie ionno-plazmennye pokrytiya dlya lopatok i drugih otvetstvennyh detalej kompressora GTD [Protective and strengthening ion-plasma coverings for blades and other responsible details of the GTE compressor] //Aviacionnye materialy i tehnologii. 2012. №S. S. 71–81.
6. Muboyadzhyan S.A. Osobennosti osazhdeniya potoka mnogokomponentnoj plazmy vakuumno-dugovogo razryada, soderzhashhego mikrokapli isparyaemogo materiala [Features of sedimentation of flow of multicomponent plasma of the vacuum arc discharge containing microdrops of evaporated material] // Metally. 2008. №2. S. 20–34.
7. Matveev P.V., Budinovskij S.A., Muboyadzhyan S.A., Kosmin A.A. Zashhitnye zharostojkie pokrytiya dlya splavov na osnove intermetallidov nikelya [High-temperature coatings for intermetallic nickel-based alloys] //Aviacionnye materialy i tehnologii. 2013. №2. S. 12–15.
8. Muboyadzhyan S.A., Aleksandrov D.A., Gorlov D.S. Nanoslojnye uprochnyayushchie pokrytiya dlya zashhity stalnyh i titanovyh lopatok kompressora GTD [Nanolayer strengthening coverings for protection of steel and titanic compressor blades of GTE] // Aviacionnye materialy i tehnologii. 2011. №3. S. 3–8.
9. Budinovskij S.A., Muboyadzhyan S.A., Gayamov A.M., Stepanova S.V. Ionno-plazmennye zharostojkie pokrytiya s kompozicionnym barernym sloem dlya zashhity ot okisleniya splava ZhS36VI [Ion-plasma heat resisting coverings with composition barrier layer for protection against oxidation of alloy ZhS36VI] // Metallovedenie i termicheskaya obrabotka metallov. 2011. №1. S. 34–40.
10. Gayamov A.M. Zharostojkoe pokrytie s kompozicionnym barernym sloem dlya zashhity vneshnej poverhnosti rabochih lopatok GTD iz renijsoderzhashhih zharoprochnyh nikelevyh splavov [Heat resisting covering with composition barrier layer for protection of exterior surface of working blades of GTD from rhenium containing heat resisting nickel alloys] // Fiziko-himiya i tehnologiya neorganicheskih materialov: sb. mater. XI Ros. ezhegod. konf. molodyh nauchnyh sotrudnikov i aspirantov. M.: IMET RAN, 2012. C. 473–475.
11. Muboyadzhyan S.A., Budinovskij S.A., Gayamov A.M., Matveev P.V. Vysokotemperaturnye zharostojkie pokrytiya i zharostojkie sloi dlya teplozashhitnyh pokrytij [High-temperature heat resisting coverings and heat resisting layers for heat-protective coverings] // Aviacionnye materialy i tehnologii. 2013. №1. S. 17–20.
12. Sposob obrabotki poverhnosti metallicheskogo izdeliya: pat. 2368701 Ros. Federaciya [Way of surface treatment of metal product: pat. 2368701 Rus. Federation]; opubl. 27.09.09.
13. Kablov E.N., Muboyadzhyan S.A. Teplozashhitnye pokrytiya dlya lopatok turbiny vysokogo davleniya perspektivnyh GTD [Heat-protective coverings for turbine blades of high pressure of perspective GTD] // Metally. 2012. №1. S. 5–13.
14. Sposob naneseniya kombinirovannogo zharostojkogo pokrytiya: pat. 2402633 Ros. Federaciya [Way of drawing the combined heat resisting covering: pat. 2402633 Rus. Federation]; 31.03.09.
15. Budinovskij S.A., Muboyadzhyan S.A., Gayamov A.M., Kos'min A.A. Zharostojkie ionno-plazmennye pokrytiya dlya lopatok turbin iz nikelevyh splavov, legirovannyh reniem [Heat resisting ion-plasma coverings for blades of turbines from the nickel alloys alloyed by rhenium] // Metallovedenie i termicheskaya obrabotka metallov. 2008. №6. S. 31–36.
16. Budinovskij S.A., Kablov E.N., Muboyadzhyan S.A. Primenenie analiticheskoj modeli opredeleniya uprugih napryazhenij v mnogoslojnoj sisteme pri reshenii zadach po sozdaniyu vysokotemperaturnyh zharostojkih pokrytij dlya rabochih lopatok aviacionnyh turbin [Application of analytical model of determination of elastic stresses in multi-layer system at the solution of tasks on creation of high-temperature heat resisting coverings for working blades of aviation turbines] // Vestnik MGTU im. N.E. Baumana. Ser.: Mashinostroenie. 2011. №2. S. 26–37.
17. Budinovskij S.A. Primenenie analiticheskoj modeli opredeleniya uprugih mehanicheskih i termicheskih napryazhenij v mnogoslojnoj sisteme v reshenii zadach po sozdaniyu zharostojkih alyuminidnyh pokrytij [Application of analytical model of determination of elastic mechanical and thermal stresses in multi-layer system in the solution of tasks on creation of heat resisting aluminide coverings] // Uprochnyayushhie tehnologii i pokrytiya. 2013. №3. S. 3–11.
18. Smirnov A.A., Budinovskij S.A., Matveev P.V., Chubarov D.A. Razrabotka teplozashhitnyh pokrytij dlya lopatok TVD iz nikelevyh monokristallicheskih splavov VZhM4, VZhM5U [The development of thermal barrier coatings for turbine blades of single-crystal nickel alloys VZHM4, VZHM5U] // Trudy VIAM: elektron. nauch.-tehnich. zhurn. 2016. №1. St. 03. Available at: http://www.viam-works.ru (accessed: March 31, 2017). DOI: 10.18577/2307-6046-2016-0-1-3-3.
19. Artemenko N.I., Simonov V.N. Inzhenernaya metodika prognozirovaniya velichiny modulya uprugosti odnoslojnyh ionno-plazmennyh kondensirovannyh pokrytij, poluchennyh metodom plazmohimicheskogo sinteza [Engineering method for predicting the value of the elastic modulus of single-layer ion-plasma fused coatings obtained by plasma chemical synthesis] // Trudy VIAM: elektron. nauch.-tehnich. zhurn. 2016. №7. St. 05. Available at: http://www.viam-works.ru (accessed: March 31, 2017). DOI: 10.18577/2307-6046-2016-0-7-5-5.
20. Aleksandrov D.A., Artemenko N.I. Iznosostojkie pokrytiya dlya zashhity detalej treniya sovremennyh GTD [Wear-resistant coatings to protect friction parts of modern gas turbine engines] // Trudy VIAM: elektron. nauch.-tehnich. zhurn. 2016. №10. St. 06. Available at: http://www.viam-works.ru (accessed: March 31, 2017). DOI: 10.18577/2307-6046-2016-0-10-6-6.
21. Bielawski M. Residual stress control in TiN/Si coatings deposited by unbalanced magnetron sputtering // Surface Coating Technologies. 2006. Vol. 200. P. 3987–3995.
Вы можете оставить комментарий к статье. Для этого необходимо зарегистрироваться на сайте.