Сплав жс6у: ЖС6У – это жаропрочный сплав, в основе которого лежит никель

alexxlab | 26.04.1981 | 0 | Разное

Содержание

ЖС6У

ЖС6У Челябинск

Марка : ЖС6У ( другое обозначение ЖС6У-ВИ )
Классификация : Сплав жаропрочный литейный
Дополнение: Сплав жаропрочный на никелевой основе
Применение: Изготовление литых прутковых заготовок для последующего переплава при литье лопаток и других фасонных отливок
Зарубежные аналоги: Нет данных

Химический состав в % материала ЖС6У ОСТ 1-90126-85

Fe C Si Mn Ni S P Cr Ce Mo W Co Nb TiAl Zr B PbBi Y –
до 10. 13- 0.2до 0.4до 0.454.3- 62.7до 0.01до 0.0158- 9.5до 0.021.2- 2.49.5- 119- 10.50.8- 1.22- 2.95.1- 6до 0.04до 0.035до 0.001до 0.0005до 0.01 Ni-basis
Примечание: Ni-основа. процентное содержание Ni дано приблизительно
Механические свойства при Т=20oС материала ЖС6У .
СортаментРазмерНапр.sв sT d5y KCU Термообр.
– мм –МПа МПа % % кДж / м2–
Заготовка, ОСТ 1 90126-85830 3

Длительная прочность материала ЖС6У
OCT 1 90126-85
Температура испытаний 975 °. С
Постоянно приложенное напряжение 230 МПа
Время до разрушения в часах 40
Термическая обработка Нагрев до 12100 ± 10 ° С, выдержка 4 часа, охлаждение на воздухе

Обозначения:
Механические свойства :
sв-Предел кратковременной прочности , [МПа]
sT-Предел пропорциональности (предел текучести для остаточной деформации), [МПа]
d5-Относительное удлинение при разрыве , [ % ]
y-Относительное сужение , [ % ]
KCU-Ударная вязкость , [ кДж / м2]
HB-Твердость по Бринеллю , [МПа]

Физические свойства :
T -Температура, при которой получены данные свойства , [Град]
E-Модуль упругости первого рода , [МПа]
a-Коэффициент температурного (линейного) расширения (диапазон 20o-T ) , [1/Град]
l-Коэффициент теплопроводности (теплоемкость материала) , [Вт/(м·град)]
r-Плотность материала , [кг/м
3]
C -Удельная теплоемкость материала (диапазон 20o-T ), [Дж/(кг·град)]
R -Удельное электросопротивление, [Ом·м]

ЖС6У-Сплав жаропрочный литейный
ЖС6У-химический состав, механические, физические и технологические свойства, плотность, твердость, применение

Доступный металлопрокат

ЖС6У

Материал ЖС6У Челябинск

Без стали не обходится ни одно производство, будь то тяжелое машиностроение или изготовление бытовых электроприборов. Существует множество марок этого продукта, а также большое количество форм отпуска. Наша компания реализует материал ЖС6У большими партиями и с минимальной наценкой. Для уточнения свойств и характеристик конкретной марки можно обратиться к менеджерам компании.

Как и вся продукция, материал ЖС6У закупается у ведущих производителей. Поэтому мы готовы со всей ответственностью давать гарантию на качество. Минимальное количество посредников определяет и низкую стоимость. Вкупе с быстрой доставкой, это дает возможность нашим бизнес-партнеры вести стабильное и взаимовыгодное сотрудничество.

Помимо отпуска, в форме той или иной детали (заготовки), наша компания реализует обработку металлов. Все мероприятия проходят четкий контроль на соответствие ГОСТа и правилам. Специалисты нашего предприятия осуществляют такие работы как оцинкование, создание деталей по чертежам заказчика, производство отливок, изготовление различных профилей и многое другое.

Имея в арсенале новейшее оборудование и огромный, опыт мы можем предложить проверку изделия по ряду параметров, таким как прочностные характеристики, химический состав, чистота сплава и так далее.

Каждому покупателю предложен огромный ассортимент продукции различного формата, а также актуальных услуг и работ. Чтобы быстрее разобраться и выбрать товар соответствующий потребностям, нужно связаться с менеджером компании и получить развернутую информацию по всем интересующим вопросам.

Материал ЖС6У купить в Челябинске

Индивидуальная стоимость выстраивается за счет персонального общения с каждым потенциальным заказчиком. Менеджеры учитывают объем сделки, делают скидки постоянным клиентам и ведут открытый диалог. В результате, даже при возникновении спорных ситуаций мы способны найти компромисс и прийти к решению, удовлетворяющему обе стороны.

Доставка

Работы по осуществлению логистики входят в пакет наших профессиональных услуг. Мы постоянно совершенствуем свои знания, приобретаем новейшую технику, для того, чтобы груз был доставлен в любую точку России.

Наличие собственных железнодорожных подъездов заметно увеличивает скорость отгрузки и последующей доставки. Имея такие ресурсы, мы гарантируем доставку грузов любого объема и габаритов. Такой профессиональный подход и делает нас лидерами на рынке металлопродукции.

Влияние термической обработки на структуру и свойства жаропрочного никелевого сплава ЖС6У

%PDF-1.6 % 1 0 obj > endobj 5 0 obj /Author /Producer (Foxit Phantom Printer Version 3.0.1.0223) /ModDate (D:20191028115554+07’00’) /Title >> endobj 2 0 obj > stream 2019-10-28T11:55:54+07:002019-10-28T11:54:44+07:002019-10-28T11:55:54+07:00application/pdf

  • Влияние термической обработки на структуру и свойства жаропрочного никелевого сплава ЖС6У
  • Корниенко Е.Е.
  • Рашковец М.В.
  • Лазуренко Д.В.
  • Публикации ТГУ
    • uuid:b7427452-29c5-4ff8-8de6-88454e0f49e9uuid:76eda8de-8a5e-4185-9ed3-2dacc3e193feFoxit Phantom Printer Version 3.0.1.0223 endstream endobj 3 0 obj > /Encoding > >> >> endobj 4 0 obj > endobj 6 0 obj > endobj 7 0 obj > endobj 8 0 obj > endobj 9 0 obj > /MediaBox [0 0 595.wV IΊ,B::#LZ\VK

    Влияние возврата собственного производства на структуру и свойства жаропрочного никелевого сплава ЖС6У. Часть 2. Анализ структуры и механических свойств сплава ЖС6У, полученного с применением возврата собственного производства | Колтыгин

    https://doi.org/10.17073/0368-0797-2019-7-525-530

    Аннотация

    Во второй части статьи рассматривается влияние количества возврата собственного производства на структуру и механические свойства сплава ЖС6У-ВИ. Поскольку использование возврата сопряжено с возможностью загрязнения сплава неметаллическими включениями и угаром легирующих компонентов, влияние его на структуру и механические свойства должно быть существенным. Изучены выплавленные в вакуумной дуговой печи цилиндрические образцы диаметром 12 мм, отлитые в медную изложницу, из чистого исходного сплава ЖС6У-ВИ без использования возврата, а также с использованием 50 и 100 % в шихте специально подготовленного возврата. Исследование структуры осуществляли с использованием оптической микроскопии на шлифах, приготовленных из поперечных сечений образцов после травления. Исследования проводили на образцах, отожженных при 1210 °С в течение 4 ч. Сплав, полученный целиком из возврата, содержит несколько большее количество неметаллических включений в структуре по сравнению с отлитым из первичного сплава. Для образца, выплавленного из 100 % возврата, уровень опасности включений равен 3 (ASTM E 45-97) при их среднем размере 28,4±0,2 мкм. При этом отмечается наличие единичных крупных включений размером не более 70 мкм. Однако это не влияет на полученные механические свойства сплава. Механические свойства после термической обработки (σв = 1090 – 1100 МПа и δ = 9 – 11 %), полученные на образцах, выплавленных с применением возврата 50 и 100 % от массы шихты, полностью удовлетворяют требованиям ТУ1-92-177-91, предъявляемым к сплаву ЖС6У-ВИ. В процессе затвердевания большая часть крупных включений сосредотачивается в поверхностных зонах отливок, что затрудняет их механическую обработку, вследствие чего использование в шихте 100 % возврата без его предварительной переработки не рекомендуется. Приемлемые результаты были достигнуты при применении 50 % очищенного возврата собственного производства.

    : Металлургия: образование, работа, бизнес :: MarkMet.ru

    H. А. Лысенко, В.В. Кудин и др.

    В настоящей работе исследовали влияние модифицирования гафнием жаропрочных сплавов ЖС6У-ВИ и ЖСЗДК-ВИ на их структуру и свойства. Сплавы ЖС6У-ВИ и ЖСЗДК-ВИ выплавляли в вакуумной индукционной печи и модифицировали гафнием в количестве от 0 до 1,5 % (по расчету) с помощью никель-гафниевой лигатуры. Показано, что модифицирование гафнием уменьшает размеры и количество хрупкой составляющей в изломе, расстояние между осями дендритов второго порядка, а также изменяет морфологию карбидов. С увеличением количества гафния механические свойства при комнатной температуре обоих сплавов и жаропрочность сплава ЖСЗДК-ВИ повышаются.

    Сплавы выплавляли методом переплава мерной заготовки в вакуумной индукционной печи УППФ-ЗМ в тигле с основной футеровкой и вместимостью 7,5 кг. В нагретый до 1600 °С расплав за 1.5 мин до его слива присаживали через загрузочное устройство печи навеску гафний-никелевой лигатуры фракцией 1 – 3 мм. По расчету в сплав ЖС6У-ВИ вводили 0; 0,5; 1,5% Hf*, в сплав ЖСЗДК-ВИ — 0: 0,8; 1,0; 1,2 % Hf. Блоки пальчиковых образцов изготовляли методом точного литья по выплавляемым моделям (температура заливки 1560- 1580 °С).

    Определяли химический состав сплавов исследуемых вариантов модифицирования, изучали макро- и микроструктуру до и после термической обработки (гомогенизация при 1210 °С 4 ч, охлаждение на воздухе), морфологию основной упрочняющей интерметаллидной  у’-фазы при увеличении х 10000 на растровом электронном микроскопе JSMT-300. При комнатной температуре определяли временное сопротивление разрыву  , относительное удлинение  и ударную вязкость KCU. Испытания на длительную прочность проводили на установке ДСТ-5000. Определяли время до разрушения образцов сплава ЖС6У-ВИ в процессе выдержки при t = 760 °С, а = 590 МПа и t = 975 °С,

    Здесь и далее по статье содержание элементов дано в массовых долях.

    а = 230 МПа, сплава ЖСЗДК-ВИ — при t = 850 °С и а = 350 МПа.

    По химическому составу сплавы ЖС6У-ВИ и ЖСЗДК-ВИ (табл. 1) удовлетворяли требованиям ОСТ 1.90.126-85. Усвоение гафния в данных сплавах составило 55 %.

    Результаты фрактографического анализа термически обработанных разрушенных ударных образцов сплава ЖСЗДК-ВИ показаны на рис. 1,а-г, а сплава ЖС6-ВИ — на рис. 1,д-ж. Видно, что в изломах сплава ЖС6У-ВИ без добавок гафния содержится хрупкая составляющая в виде фасеток грубых сколов по осям ветвей дендритов в местах выделений эвтектических карбидов (рис. 1,д). Сплав ЖСЗДК-ВИ по сравнению со сплавом ЖС6У-ВИ содержит значительно меньше вольфрама, что обусловливает отсутствие в нем крупных эвтектических карбидов. В связи с этим хрупкой составляющей в изломах образцов сплава ЖСЗДК-ВИ заметно меньше (рис. 1, а ). С увеличением присадок гафния в изломах обоих сплавов наблюдается уменьшение количества и размеров хрупкой составляющей (рис. 1, б – г, е, ж).

    При изучении дендритной структуры сплавов установлено, что с увеличением количества гафния в сплаве заметно уменьшается расстояние между осями второго порядка (рис. 2). Следовательно, добавки гафния

    Металлографическими исследованиями показано, что модифицирование сплавов  гафнием способствует изменению морфологии карбида МС, имеющего форму типа “китайских иероглифов’ в сплаве   ЖС6У-ВИ   и   полиэдров   —   в   сплаве ЖСЗДК-ВИ, до карбида с практически равноосной  глобулярной морфологией (рис. 3). Известно [1], что карбиды и виде “китайских иероглифов” представляют собой твердый раствор на основе (Ti, Nb)C. По сравнению с глобулярными карбидами они содержат большее количество титана и вольфрама. Форма этих карбидов характеризуется высокой энергией раздела фаз.

    Влияние небольших добавок гафния на изменение формы карбидов, по-видимому, обусловлено высокой карбидообразующей способностью этого элемента (в несколько раз выше, чем у титана [2]).

    Так, уже при модифицировании сплава 0,5 % Hf наблюдается дробление ветвей карбидов типа “китайские иероглифы” с образованием более компактных частиц, имеющих меньшее отношение длины к ширине. Введение 1,2-1,5 % Hf (по расчету) приводит к глобуляризации практически всех карбидов.

    Электронно-микроскопические исследования морфологии основной упрочняющей у’-фазы в осях денд-ритов показали, что модифицирование обоих сплавов гафнием не оказывает существенного влияния на ее размеры и форму. Повышение концентрации гафния в литых сплавах приводит к увеличению количества эвтектики (рис. 4). Наиболее эффективно это проявляется в сплаве ЖСЗДК-ВИ.

    С увеличением добавок гафния механические свойства сплавов при комнатной температуре повышаются (табл. 2). Однако долговечность сплава ЖС6У-ВИ при испытаниях на длительную прочность снижается (как при высоких, так и при средних температурах), что, очевидно, связано с увеличением количества и видоизменением эвтектики у-у’ (рис. 5, а, б). С ростом количества гафния долговечность сплава ЖСЗДК-ВИ при испытании на длительную прочность немного повышается. Это, вероятно, обусловлено тем, что гафний концентрируется в основном в упрочняющей у’-фазе и карбидах, увеличивает их количество, повышая (при определенных концентрациях) жаропрочность.

    Гомогенизирующий отжиг при 1210 °С сплава ЖСЗДК-ВИ без гафния, а также с его присадками до 1,0 % способствует полному растворению избыточной фазы у – у’ в твердом растворе (рис. 5, в ). При введении > 1,2% гафния после гомогенизации небольшое количество фазы у – у’ сохраняется (рис. 5, г). При этом морфология у-у’-фазы в процессе высокотемпературного нагрева претерпевает существенные изменения (рис. 5).

    Увеличение содержания эвтектики у – у’ в сплавах, модифицированных гафнием, можно объяснить ликвацией гафния в междендритные области и на границы зерен, а также тем, что он входит в состав эвтектики.

     

    Выводы. 1. Модифицирование сплавов ЖС6У-ВИ и ЖСЗДК-ВИ гафнием уменьшает долю хрупкой составляющей в изломе, а также расстояние между осями второго порядка в дендритах. Добавки гафния способствуют росту скорости кристаллизации сплавов.

    2. Добавки гафния изменяют морфологию карбидов типа “китайских иероглифов” в сплаве ЖС6У-ВИ и полиэдров в сплаве ЖСЗДК-ВИ — они приобретают равноосную глобулярную форму.

    3. С увеличением содержания гафния повышаются механические свойства обоих сплавов, а у сплава ЖСЗДК-ВИ и жаропрочность.

    4. Снижение жаропрочности сплава ЖС6У-ВИ, модифицированного гафнием, по-видимому, обусловлено увеличением содержания эвтектики у — у’.

    ЖС6У / МетПромКомплекс

    1. Главная
    2. Справочник
    3. Материалы
    4. Сталь, сплав жаропрочные
    5. Сплав жаропрочный литейный
    6. ЖС6У
    ЖС6У
    Марка : ЖС6У ( другое обозначение ЖС6У-ВИ )
    Классификация : Сплав жаропрочный литейный
    Дополнение: Сплав жаропрочный на никелевой основе
    Применение: Изготовление литых прутковых заготовок для последующего переплава при литье лопаток и других фасонных отливок
    Зарубежные аналоги: Нет данных

    Химический состав в % материала ЖС6У ОСТ 1-90126-85

    Fe C Si Mn Ni S P Cr Ce Mo W Co Nb TiAl Zr B PbBi Y –
    до 10.13- 0.2до 0.4до 0.454.3- 62.7до 0.01до 0.0158- 9.5до 0.021.2- 2.49.5- 119- 10.50.8- 1.22- 2.95.1- 6до 0.04до 0.035до 0.001до 0.0005до 0.01 Ni-basis
    Примечание: Ni-основа. процентное содержание Ni дано приблизительно
    Механические свойства при Т=20oС материала ЖС6У .
    СортаментРазмерНапр.sв sT d5y KCU Термообр.
    – мм –МПа МПа % % кДж / м2–
    Заготовка, ОСТ 1 90126-85830 3

    Длительная прочность материала ЖС6У
    OCT 1 90126-85
    Температура испытаний 975 °. С
    Постоянно приложенное напряжение 230 МПа
    Время до разрушения в часах 40
    Термическая обработка Нагрев до 12100 ± 10 ° С, выдержка 4 часа, охлаждение на воздухе

    Обозначения:
    Механические свойства :
    sв-Предел кратковременной прочности , [МПа]
    sT-Предел пропорциональности (предел текучести для остаточной деформации), [МПа]
    d5-Относительное удлинение при разрыве , [ % ]
    y-Относительное сужение , [ % ]
    KCU-Ударная вязкость , [ кДж / м2]
    HB-Твердость по Бринеллю , [МПа]

    Физические свойства :
    T -Температура, при которой получены данные свойства , [Град]
    E-Модуль упругости первого рода , [МПа]
    a-Коэффициент температурного (линейного) расширения (диапазон 20o-T ) , [1/Град]
    l-Коэффициент теплопроводности (теплоемкость материала) , [Вт/(м·град)]
    r-Плотность материала , [кг/м3]
    C -Удельная теплоемкость материала (диапазон 20o-T ), [Дж/(кг·град)]
    R -Удельное электросопротивление, [Ом·м]

    ЖС6У-Сплав жаропрочный литейный
    ЖС6У-химический состав, механические, физические и технологические свойства, плотность, твердость, применение

    Материал ЖС6У Челябинск

    Выбирая продукцию, реализуемую нашей компанией, можно всегда рассчитывать на высокое качество, в том числе покупая материал ЖС6У. Такая уверенность подчеркивается благодаря многолетнему опыту и квалифицированному персоналу. Взаимовыгодное сотрудничество и уважение, по отношению к заказчику, это главные критерии нашей работы.

    Покупатель может выбрать материал ЖС6У, основываясь на своих потребностях. Учитываются все необходимые параметры, сфера использования, размеры, а также индивидуальные особенности. Таким образом, при последующем производстве, реализации строительства или других целей, заказчик максимально минимизирует отходную часть, экономя деньги и собственное время.

    Каждый материал, выполненный в соответствии с общепринятыми правилами, обладает заявленными характеристиками. Помимо продажи наша компания готова выполнить работы по тестированию изделий. Все мероприятия производятся на высокоточном оборудовании, а данные формируются в понятном, доступном формате.

    Благодаря большому опыту и сотрудничеству с ведущими заводами производителями, для заказчиков доступна доставка больших объемов. Груз привозится, в том числе, независимо от габаритов и форм, это учитывается, в связи со спецификой металлургической сферы.

    Огромный ассортимент, может вызвать затрудненность в выборе товара и услуг. Поэтому мы постоянно повышаем квалификацию персонала, который сможет проконсультировать, как по техническим, так и по финансовым вопросам.

    Материал ЖС6У купить в Челябинске

    Для каждого заказчика существует огромное количество причин, для работы с нашей компанией. Проверенный годами плодотворной работы, персональный сервис, ориентирован на достижение взаимовыгодных условий. Благодаря этому любой покупатель может рассчитывать на индивидуальные расценки и скидки.

    Помимо низкой стоимости, своим бизнес партнерам, мы реализуем только самую качественную продукцию. Оплатить ее можно любыми удобными для заказчика способами. Во внимание принимаются индивидуальные особенности, длительность сотрудничества и другие факторы.

    Доставка

    В силу того, что наша страна территориально распространена на множество километров, для заказчиков, реализованы наилучшие условия доставки по всей России. Для этого, выполнен ряд условий.

    • Собственные железнодорожные подъезды;
    • Современная погрузочная техника;
    • Большой автомобильный парк;

    Способ обработки литых деталей из жаропрочных никелевых сплавов

    Изобретение относится к обработке литых деталей из жаропрочных никелевых сплавов, в том числе лопаток газотурбинных двигателей и/или других отливок. Способ включает горячее изостатическое прессование и термическую обработку. Горячее изостатическое прессование осуществляют по двухступенчатому режиму. На первой ступени проводят нагрев детали от комнатной температуры до 1000-1100°С и выдержку при этой температуре и давлении аргона 130-150 МПа в течение 0,5-1,5 часа. На второй ступени проводят дальнейший нагрев детали до температуры нагрева сплава под закалку и увеличение давления аргона до 150-170 МПа и выдержку в течение 1,5-2 часов с последующим охлаждением в газостате. Способ позволяет увеличить механические свойства, в частности прочность деталей, предел выносливости за счет устранения усадочных пор и создания благоприятной структуры. 1 табл.

     

    Изобретение относится к области металлургии, а именно к уплотнению литых деталей из жаропрочных никелевых сплавов путем горячего изостатического прессования (ГИП).

    Литые детали, в частности лопатки из жаропрочных никелевых сплавов для газотурбинных двигателей, характеризуются присутствием в них пор усадочного происхождения размером от 5-10 до 100-300 мкм. Основной причиной образования таких дефектов является разница объемов жидкого и затвердевшего сплава, а также недостаток количества жидкой фазы у фронта кристаллизации отливки. Количество и размер усадочных пор можно в значительной мере уменьшить различными технологическими приемами литья, например направленной кристаллизацией, но полностью устранить их не удается.

    Наличие в лопатках усадочных пор снижает механические свойства (длительную прочность, предел выносливости, пластичность и др.) материала лопаток и уменьшает служебные характеристики лопаток (малоцикловую усталость, термическую усталость и т.п.).

    Известен эффективный способ устранения усадочных пор в отливках из разнообразных сплавов применением ГИП. При газоетатическом прессовании, которое заключается во всестороннем сжатии в специальных установках – газостатах рабочей средой нагретых отливок, происходит их уплотнение в результате диффузионных процессов и пластической деформации материала отливок в районе расположения внутренних и не сообщающихся с поверхностью пустот (раковин и пор). При этом температура нагрева отливок должна быть достаточной высокой для обеспечения диффузии и приведения их материала в пластическое состояние, но не вызывать оплавления легкоплавких структурных составляющих (например, эвтектик) и потери формы отливок под собственным весом или весом других отливок. Величина давления рабочей среды (инертный газ, чаще всего аргон, или жидкость) должна быть достаточной для обеспечения пластической деформации материала отливок. При этом рабочая среда не должна термохимически взаимодействовать с обрабатываемыми отливками.

    В процессе ГИП происходит постепенное сближение стенок внутренней пустоты, их смыкание и диффузионное сращивание. В итоге отливка приобретает плотность, сопоставимую с плотностью поковки или штамповки.

    Обычно ГИП лопаток из жаропрочных никелевых сплавов осуществляют при температуре, соответствующей температуре нагрева лопаток под закалку, т.е. при температуре полного растворения в γ-матрице сплава частиц γ’-фазы, образовавшихся при кристаллизации и при охлаждении сплава ниже температуры линии «сольвус» диаграммы состояния, а также эвтектических прослоек γ-γ’.

    Такое структурное состояние сплава вследствие отсутствия упрочняющих фаз характеризуется более высокой пластичностью, обеспечивающей при ГИП устранение усадочных пор.

    В частности, в патенте РФ №2235798 С2, С22С 19/05, C22F 1/10, B22D 17/00, 21/00 от 22.12.1999 г. описано применение ГИП для устранения пористости в литых под давлением лопатках газотурбинных установок из сплава IN 718 (мас.%: 13-25 хрома; 2,5-3,5 молибдена; 5,0-5,75 ниобия и тантала в сумме; 0,5-1,25 титана; 0,25-1,0 алюминия; до 21 железа; остальное – никель). Литые лопатки из данного сплава подвергались ГИП при температуре 982-1121°С (предпочтительно при 982-1023°С), соответствующей температуре термической обработки, давлении аргона 105-175 МПа в течение 1-24 часов (предпочтительно не менее 4 часов).

    Однако данный режим ГИП не может быть использован для обработки лопаток из жаропрочных никелевых сплавов Российской Федерации, таких как ЖС6У-ВИ, ЧС70-ВИ, ЧС104-ВИ, ЦНК7-ВИ и др. Эти сплавы имеют более сложный по сравнению со сплавом IN 718 химический состав и требуют более высокую температуру нагрева под закалку. В зависимости от марки сплава температура нагрева под закалку находится в пределах от 1160 до 1220°С (ОСТ 1.90126 «Сплавы жаропрочные литейные»).

    Кроме того, нагрев и выдержка в районе температуры 980°С приводит к превращению карбидов типа МС компонентов сплава Cr, W, Мо и др. в карбиды типа М23С6 и М6С, вблизи которых в условиях эксплуатации могут образовываться нежелательные хрупкие ТПУ-фазы (Суперсплавы II. Жаропрочные материалы для аэрокосмических и промышленных энергоустановок. Под ред. Ч.Т.Симса. М. «Металлургия». 1995).

    Наиболее близким по технической сущности к заявляемому является способ повышения путем ГИП качества и эксплутационной надежности лопаток турбины из сплава ЖС6У-ВИ – патент РФ №2184178 С2, C23F 17/00, С23С 10/06, F01D 5/28 от 07.02.2000 г., принятый за прототип. По данному патенту ГИП лопаток из сплава ЖС6У-ВИ, содержащего в мас.%: 0,13-0,2 углерода; 8,0-9,5 хрома; 9,0-10,5 кобальта; 9,5-11,0 вольфрама; 1,2-2,4 молибдена; 5,1-6,0 алюминия; 2,0-2,9 титана; 0,8-1,2 ниобия; до 0,01 иттрия; до 0,04 циркония; до 0,035 бора; до 0,02 церия; до 1,0 железа; остальное – никель, проводился при температуре 1220°С, давлении аргона 1940 атм и продолжительностью 3 часа.

    При этом в зависимости от конструкции газостата продолжительность подъема температуры от комнатной до рабочей величины может составлять от 30-45 минут (лабораторные газостаты) до 1,5-2 часов (промышленные газостаты). При таком довольно быстром нагреве в γ-матрице лопаток не успевают раствориться прослойки эвтектики γ-γ’ и частицы γ’-фазы, которые образовались при кристаллизации и охлаждении отливки. Кроме того, при быстром нагреве в структуре сплава может сохраниться ликвационная неоднородность зерен γ-матрицы.

    Наличие в структуре лопаток прослоек эвтектики, частиц упрочняющих фаз и ликвационной неоднородности затрудняет пластическую деформацию при устранении пор в начале процесса ГИП. В связи с этим в литых лопатках после ГИП могут оставаться мелкие поры размером: от 1,7 до 4,0 мкм (А.В.Логунов, В.И.Голованов и др. Газостатическое прессование – эффективный способ устранения несплошностей в лопатках ГТД. Перспективные материалы. – 2004. №3. с.12-16).

    Таким образом, недостатком режима ГИП прототипа является то, что он осуществляется при таком структурном состоянии материала лопаток, которое не может обеспечить его повышенную пластичность и полное устранение пор.

    Решаемой технической задачей предлагаемого изобретения является создание способа ГИП, обеспечивающего получение благоприятного состояния структуры и полное устранение усадочных пор в лопатках газотурбинных двигателей и/или других отливках и, как следствие этого, повышение качества и механических свойств литых лопаток и/или других отливок из жаропрочных никелевых сплавов и их служебных характеристик после применения стандартной термической обработки.

    Для решения поставленной задачи горячее изостатическое прессование осуществляют по двухступенчатому по температуре режиму, состоящему из нагрева лопаток и/или других отливок из жаропрочных никелевых сплавов от комнатной температуры до температуры 1000-1100°С и выдержке отливок при этой температуре и давлении 130-150 МПа в течение 0,5-1,5 часа – 1-я ступень, увеличения температуры до температуры нагрева сплава под закалку и давления до 150-170 МПа и выдержки отливок в течение 1,5-2 часов – 2-я ступень, затем охлаждение лопаток и/или других отливок в газостате и извлечение их из газостата. После ГИП лопатки и/или отливки подвергаются стандартной термической обработке.

    Пример конкретного выполнения

    Практическая проверка предлагаемого изобретения осуществлялась на партии заготовок для образцов и лопаток газотурбинного двигателя, отлитых из сплава ЖС6У-ВИ по выплавляемым моделям в вакууме. Одна часть партии заготовок и лопаток подвергалась ГИП в промышленном газостате HIRP 70/150 по режиму, указанному в прототипе, а другая часть партии обрабатывалась по предлагаемому режиму:

    – нагрев до температуры 1050±10°С, выдержка 1 час при давлении аргона 140±5 МПа;

    – подъем температуры до 1210±10°С, выдержка 2 часа при давлении аргона 160±5 МПа;

    – охлаждение в газостате.

    После газостатирования все лопатки и заготовки для образцов были термически обработаны в вакууме по стандартному режиму: нагрев при температуре 1210±10°С, выдержка 4 часа, охлаждение на воздухе (ОСТ 1.90126 «Сплавы жаропрочные литейные»).

    Результаты испытания механических свойств стандартных образцов, вырезанных из заготовок, и испытание предела выносливости лопаток, обработанных по предложенному режиму и режиму прототипа приведены в табл.1.

    Таблица 1
    Результаты испытания механических свойств образцов и лопаток из сплава ЖС6У-ВИ
    Наименование свойствТемпература испытания, °СПоказатели свойств
    Предложенный режим ГИПРежим ГИП по прототипу
    Временное сопротивление образцов, σВ, МПа20936-988873-937
    Относительное удлинение образцов, δ5, %204,8-7,23,0-6,0
    Длительная прочность образцов.   
    Время до разрушения (час)   
    при σ=524 МПа800192-370173-353
    σ=329 МПа900131-246120-234
    σ=226 МПа97563-10255-96
    Предел выносливости лопаток 2×107 циклов, σ-1, МПа20193-245183-236
    Примечание: на каждый показатель свойств испытывалось 10 образцов или лопаток.

    Данные таблицы 1 свидетельствуют о том, что применение предлагаемого режима ГИП обеспечило по сравнению с известным режимом ГИП повышение качества и механических свойств образцов и лопаток для газотурбинных турбин из сплава ЖС6У-ВИ. Прочность материала лопаток (сплав ЖС6У-ВИ) увеличилась с 873-937 до 936-988 МПа, а предел выносливости газотурбинных лопаток повысился с 183-236 до 193-245 МПа.

    Кроме того, в структуре лопаток не было замечено наличия остаточных пор и образований карбидов типа МС6 и М23С6.

    Способ обработки литых деталей из жаропрочных никелевых сплавов, включающий горячее изостатическое прессование и термическую обработку, отличающийся тем, что горячее изостатическое прессование осуществляют по двухступенчатому режиму: на первой ступени проводят нагрев детали от комнатной температуры до 1000-1100°С и выдержку при этой температуре и давлении аргона 130-150 МПа в течение 0,5-1,5 ч, на второй ступени проводят дальнейший нагрев детали до температуры нагрева сплава под закалку и увеличение давления аргона до 150-170 МПа и выдержку в течение 1,5-2 ч с последующим охлаждением в газостате.

    Поставка жаропрочных сплавов для нужд ОАО “Газэнергосервис”

    Позиция №1 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЭК9-ВИ ф90

    Позиция №2 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав Inconel 792 ф90

    Позиция №3 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЖС6У-ВИ ф90

    Позиция №4 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЖС6К-ВИ ф90

    Позиция №5 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЗМИ-11 ф90

    Позиция №6 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЦНК-21П ф90

    Позиция №7 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЭП539Л-МУ ф90

    Позиция №8 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЭИ893Л ф90

    Позиция №9 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ВЖЛ12У-ВИ ф90

    Позиция №10 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЧС88-ВИ ф90

    Позиция №11 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЧС104-ВИ ф90

    Позиция №12 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав Inconel 939 ф90

    Позиция №13 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЗМИ-3У ф90

    Позиция №14 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЖС6К-ВИ ф90

    Позиция №15 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЭП539Л-МУ ф90

    Позиция №16 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЭИ893Л ф90

    Позиция №17 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав В3КЛ ф90

    Позиция №18 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав В3КЛ ф90

    Позиция №19 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЗМИ-11 ф90

    Позиция №20 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЦНК-21П ф90

    Позиция №21 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЦНК-7П ф90

    Позиция №22 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав Inconel 738 LC ф90

    Позиция №23 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЭК9-ВИ ф90

    Позиция №24 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав Inconel 792 ф90

    Позиция №25 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЖС6У-ВИ ф90

    Позиция №26 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ВЖЛ12У-ВИ ф90

    Позиция №27 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЧС88-ВИ ф90

    Позиция №28 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЧС104-ВИ ф90

    Позиция №29 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав Inconel 939 ф90

    Позиция №30 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЗМИ-3У ф90

    Позиция №31 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЦНК-7П ф90

    Позиция №32 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав Inconel 738 LC ф90

    Позиция №33 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЗМИ-11 ф90

    Позиция №34 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЦНК-21П ф90

    Позиция №35 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЦНК-7П ф90

    Позиция №36 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав Inconel 738 LC ф90

    Позиция №37 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЗМИ-3У ф90

    Позиция №38 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЭК9-ВИ ф90

    Позиция №39 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЧС104-ВИ ф90

    Позиция №40 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав Inconel 939 ф90

    Позиция №41 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЖС6К-ВИ ф90

    Позиция №42 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЭП539Л-МУ ф90

    Позиция №43 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЭИ893Л ф90

    Позиция №44 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав В3КЛ ф90

    Позиция №45 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав Inconel 792 ф90

    Позиция №46 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЖС6У-ВИ ф90

    Позиция №47 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ВЖЛ12У-ВИ ф90

    Позиция №48 24.45 – Металлы цветные прочие, Сплав ЧС88-ВИ ф90

    металлов | Бесплатный полнотекстовый | Износ инструмента из жаропрочного никелевого сплава ЖС6У при трении с перемешиванием на технически чистый титан

    3.1. Износ инструмента
    Общие виды инструмента на разных этапах эксперимента показаны на оптических изображениях на рисунке 3. Видно, что изношенные поверхности инструмента покрыты прилипающим слоем окисленного титана. Края булавки и заплечик – наиболее сильно изношенные места во время обработки. После обработки длины 1105 мм форма штифта все еще остается конической, а углубление не наблюдается (рис. 3b).Дальнейшая обработка приводит к постепенному изменению формы штифта от конической до почти цилиндрической. В процессе обработки на уступе вокруг основания штифта постепенно образуется углубление круглой формы. На рисунке 4 представлены типичные трехмерные изображения изношенных поверхностей инструмента до обработки и после прохода 2755 мм. Существенно изменилась морфология поверхности. Адгезионные слои представлены гребнями, обычно ориентированными в направлении вращения, с редкими углублениями, образованными из-за прилипания и отслоения переводного слоя во время обработки.Несмотря на то, что максимальный износ уступа наблюдается ближе к штифту, закономерных морфологических особенностей нет, кроме того, что шероховатость уступа в этой области выше. В частности, шероховатость поверхности кончика штифта после FSP составляла Ra = 15,6 мкм, средняя шероховатость уступа составляла Ra = 13,6 мкм, а шероховатость выступа вокруг штифта составляла Ra = 26,2 мкм (шероховатость штифта и заплечика до обработки была Ra = 1,55 и Ra = 1,15 мкм, соответственно). На рисунке 5 показано изображение поверхности износа инструмента, полученное методом сканирующего электронного микроскопа (BSE) после пересечения 2755 мм, и карты Ti и W.Более светлые участки полосы на изображении SEM BSE соответствуют металлу, обогащенному элементами материала инструмента. Предполагается, что передающий слой окислился, охрупчивался и отделялся от поверхности инструмента при удалении от титана и больше не защищался аргоном. Следовательно, фрагменты этого слоя могут быть легко отделены во время следующего прохода FSP. Вольфрам также наблюдается в осажденных слоях титана, что указывает на диффузию элементов инструмента в слой переноса. Осевой разрез инструмента после перемещения 2755 мм показан на рисунке 6 с наложенным чертежом исходной геометрии инструмента.Наибольший износ наблюдается в плечевой зоне у основания пальца. Начальная потеря высоты профиля в этой зоне достигает 1 мм. Ближе к краю плечевая зона изнашивается меньше, поэтому потеря ее высоты составила 0,25 мм. Высота штифта не изменилась. На наш взгляд, такой неравномерный вид износа может иметь следующие последствия. Во-первых, уменьшенный диаметр у основания штифта может привести к недостаточному тепловыделению из-за более низкой скорости трения и, следовательно, к плохому перемешиванию.Во-вторых, высота штифта не изменяется из-за износа заплечика, и поэтому инструмент может глубже погрузиться в материал. В результате стержень может соприкасаться с субстратом и прилипать к нему, либо материал субстрата может быть введен в зону перемешивания. Коста и др. [31], несмотря на другую геометрию штифта, наблюдали аналогичную картину износа инструмента из аналогичного сплава Mar-M247. Авторы объяснили износ материала перегревом, вызывающим рекристаллизацию сплава, карбидообразование и диффузию кислорода, что привело к растрескиванию поверхностных слоев и адгезионному износу.Как сообщалось, повреждения инструмента удалось избежать благодаря аргоновой защите. Однако нет объяснения, почему максимальный износ происходит ближе к оси инструмента. Формирование кольцевого углубления вокруг штифта было объяснено Liu et al. [36], используя теорию контактного плавления, когда они наблюдали аналогичную вогнутость, образованную трением в центре покрывающего стержня после осаждения. Несмотря на то, что скорость трения уменьшается ближе к центру, теплопередача затруднена в этой области, так как тепловая энергия в основном течет от внешнего радиуса внутрь и наружу.Таким образом, центр стержня становится точкой концентрации энергии и образования квазижидкого слоя. Поэтому износ в центре максимальный. Такое объяснение, кажется, справедливо для случая износа инструмента в FSP. Однако, как показано [31], образования впадины удалось избежать просто за счет использования защиты аргоном, которая не могла сильно повлиять на условия теплопередачи. Тем не менее, контактное плавление может объяснить тот факт, что материал поверхностного слоя был рекристаллизован. Как правило, износ инструмента из жаропрочного суперсплава очень специфичен в случае сварки на титане.Например, при FSW со стальным инструментом на алюминиевых сплавах наиболее сильный износ испытывает конец пальца. Было показано [37] даже, что торец пальца испытывает пластическую деформацию. Аналогичная картина износа наблюдалась на инструменте h23 после сварки сплава CuCrZr [38]. СТП на Ti-6Al-4V, выполненные с использованием аналогичных инструментов из других материалов, также продемонстрировали другой тип износа [16]. В частности, инструмент из W-La испытал сильную пластическую деформацию, в то время как инструмент из WC-Co продемонстрировал хрупкое разрушение.Признаком механизма адгезионного износа может быть диффузия элементов инструмента в передаточный слой, оставшийся на фрикционной поверхности после обработки. На рис. 7 показано СЭМ-изображение осевого сечения инструмента и карты EDX Ti и элементов инструмента. Карты демонстрируют, что основные элементы инструмента диффундируют в прилегающий слой титана. Диффузия Al особенно высока. Однако в инструментальном материале титана почти нет. Вероятно, это связано с тем, что богатые титаном слои инструмента сразу удаляются во время обработки.Тем не менее, наблюдаемая диффузия может свидетельствовать о адгезионном износе.
    3.2. Структура инструмента
    Согласно металлографическим изображениям инструмента и основного сплава ЖС6У (рис. 8), структура в этом масштабе представлена ​​массивами дендритов γ-фазы. Яркие высококонтрастные объекты на границах массива – характерные для сплава карбиды. Форма массивов обычно имеет тенденцию быть равноосной после FSP как в основном материале, так и в инструменте. В результате теплового воздействия элементы конструкции значительно выросли.Размер дендритных массивов, расстояние между первичными и вторичными ветвями дендритов увеличились в 3 раза. Результаты измерений приведены в таблице 3. Характерно, что структура менялась равномерно по всему инструменту. Размеры массива и расстояние между ветвями дендритов не изменились, как и количество карбидов в приповерхностной области. Толщина прилегающего титанового слоя на инструменте находится в диапазоне 30–80 мкм, что согласуется с измерениями морфологии поверхности.Изменение контраста вблизи изношенной поверхности вызвано чрезмерным травлением из-за поверхностного натяжения на краю образца, когда он был удален от реагента. На Рисунке 9 показаны СЭМ BSE-изображения структуры основного сплава ЖС6У и структуры инструмента. На изображениях выделяются границы дендритного массива, украшенные эвтектиками и карбидами тяжелых металлов, которые в основном включают Ti, W, Mo и Nb [39]. Кроме того, нерегулярные карбиды и эвтектики часто располагаются в междендритных пространствах [40]. На более мелком уровне структура сплава представлена ​​кубами γ’-фазы [41].Результаты измерений для этих структурных элементов показывают, что объемная доля карбида несколько уменьшилась после FSP (таблица 3), в то время как средний размер карбида увеличился более чем в 1,5 раза. Измерения размеров карбидов имеют низкую точность из-за большого разброса размеров в диапазоне 0,7–5 мкм. Изменение размера карбидов при их почти постоянной объемной доле связано с коагуляцией частиц, которая происходит по мере роста дендритов во время рекристаллизации. Размер кубиков γ ’не изменился в результате теплового воздействия.Материал под поверхностью трения инструмента, а также под прилегающим титановым слоем также не показал никаких специфических особенностей. Рисунок 9b был получен в той же области, что и оптическое изображение на рисунке 8c.
    3.3. Качество обработки трением с перемешиванием
    Под качеством обработки здесь понимается структура сварного шва и его механические свойства. На рис. 10 представлены металлографические изображения поперечного сечения материала FSPed в различных областях: на расстояниях 5, 560 и 2755 мм от начальной точки сварного шва.По данным металлографического анализа общий вид шва и характерный вид структурных зон на всех участках обработки одинаков для всех образцов. В структуре сварного шва присутствуют две типичные зоны: зона перемешивания (ЗС), состоящая из мелких рекристаллизованных зерен титанового сплава, и зона термомеханического воздействия (ТМАЗ). Остальное – это основной материал. Зона термического влияния, которая обычно находится между основным металлом и ТМАЗ, в титановых сплавах часто отсутствует или не обнаруживается.ТМАЗ в титановом сплаве FSPed узкий по сравнению с материалом, полученным на материалах, со средней толщиной около 0,25 мм. Геометрия структурных зон обычно симметрична относительно оси сварного шва. Их формы в разных регионах обработки немного отличаются. Площадь СЗ постепенно уменьшается с износом инструмента: с 11,11 мм 2 в первом образце до 8,03 мм 2 в последнем. Это происходит из-за того, что диаметр штифта уменьшается по мере износа инструмента.

    Образцы для металлографического анализа вырезали примерно через каждые 250 мм по длине сварного шва.Образец, вырезанный на расстоянии 5 мм от начальной точки, не имеет неоднородностей и выглядит типичным для металлов, изготовленных методом FSPed. Первые несплошности наблюдаются в образце, вырезанном на расстоянии 560 мм, на границе SZ на отходящей стороне сварного шва. Эти разрывы росли со временем обработки, а также образовывались новые, в том числе на продвигающейся стороне. На расстоянии ≈2300 мм наблюдается резкое увеличение количества несплошностей. В СЗ тоже есть оксиды, несмотря на то, что обработка велась в аргоне.Как и в случае с несплошностями, на первых образцах практически нет следов оксидов, которые становятся более выраженными с расстоянием. Образование несплошностей связано, в частности, с износом инструмента, поскольку изменение геометрии инструмента вызывает изменение траектории массопереноса. При постоянных параметрах обработки это приводит к изменению тепловыделения и деформации и, как следствие, к неоптимальным условиям перемешивания. Постепенное появление оксидов в сварном шве, вероятно, связано с накоплением оксидов на поверхности инструмента.Когда обработка прекращается, инструмент отводится от материала и снимается аргонный экран. Извлеченный инструмент FSP всегда покрыт слоем обработанного металла. В нашем случае адгезивный переносящий слой активно окислялся при высокой температуре на воздухе и мог быть введен в материал при следующем проходе. В процессе обработки оксиды постепенно вводятся в материал вместе с уже имеющимися дефектами. Окисленный металл располагается по краям переходных слоев, благодаря чему силы сцепления между слоями снижаются и происходит расслаивание.В конечном итоге оксидные области становятся местами образования несплошностей. Общая площадь всех несплошностей в поперечном сечении составляла 0,07 мм 2 на расстоянии 5 мм, 0,15 мм 2 на расстоянии 560 мм и 0,79 мм 2 на расстоянии 2755 мм.

    Обработка трением с перемешиванием привела к рекристаллизованной и значительно улучшенной структуре сплава, что типично для FSP [42]. В частности, SZ показывает равноосные зерна твердого раствора размером 8 ± 2 мкм (рис. 11а), в то время как основной металл состоял из зерен 54 ± 11 мкм.Размер зерна в SZ не изменился с износом инструмента. Зерна твердого раствора также имеют полосчатую структуру, подобную двойникам. Двойникование не характерно для технически чистого титана в обычных условиях, но оно происходит при низких температурах, например, при холодной прокатке [43], и / или при высоких скоростях деформации. Сплетение ранее наблюдалось в СТП на технически чистом титане [44] и объяснялось отсутствием систем скольжения при высокой скорости деформации. Примеси оксидов в СЗ окружены мартенситом (рис. 11б), что не характерно для исследуемых образцов. сплав.Технически чистый титан относится к материалам α-фазы. Как показано [45], нагрев выше температуры фазового перехода и быстрое охлаждение (> 100 ° C / с) могут вызвать образование α ’мартенсита из расплава при высоких термических напряжениях. Однако такие температуры и скорости охлаждения не достигаются во время FSP, в то время как присутствуют высокие напряжения. Следовательно, появление мартенсита можно объяснить легированием инструментального металла. Окисленные мартенситные области содержат частицы инструмента, перемешанные во время износа, вместе с переходными слоями в обрабатываемый металл.В результате диффузии эти частицы легируют окружающий материал атомами W, Al, Ni и другими атомами и вызывают образование мартенсита. На рисунке 12 показаны результаты испытаний на квазистатическое растяжение для SZ образцов. Предел прочности обрабатываемого материала при растяжении сначала увеличился на ≈25% по сравнению с прочностью основного металла 350 МПа. По мере износа инструмента предел прочности образцов снижался и достиг 375 МПа после прохождения 2700 мм, что на ≈7% выше прочности основного металла.На расстоянии 500 мм наблюдается резкое падение прочности, соответствующее образованию первых макродефектов. Второе резкое падение на 2300 мм также связано с резким увеличением количества несплошностей. Поэтому снижение прочности связано в первую очередь с ростом дефектов при износе инструмента, что приводит к недостаточному нагреву и плохому перемешиванию материала. Несмотря на то, что прочность сварного шва превышает прочность основного сплава, этот результат не является удовлетворительным, поскольку наличие макродефектов делает работу сварного шва ненадежной при усталостной нагрузке.Максимальное удлинение при разрыве уменьшилось в 2 раза. Обрабатываемый материал показал, что уровень пластичности не зависит от износа инструмента FSW. То же самое справедливо для чисел микротвердости зоны перемешивания, которые составляли 1,5 ± 0,1 ГПа, 1,4 ± 0,1 ГПа и 1,6 ± 0,1 ГПа для обработанной длины 20 мм, 500 мм и 2700 мм соответственно. Микротвердость основного металла составляла 1,3 ± 0,1 ГПа. Такое умеренное упрочнение было результатом сильной пластической деформации во время FSP.

    Образования дефектов при износе инструмента можно избежать, изменив параметры обработки, например.г., осевая нагрузка. Увеличение нагрузки приведет к большему выделению тепла, усилению адгезии и, следовательно, лучшему перемешиванию. Хотя этот метод сложен, он может быть временным решением. Срок службы инструмента может быть увеличен за счет использования жидкостного охлаждения на задней стороне инструмента для минимизации эффектов контактного плавления и рекристаллизации. Еще одна причина размягчения – увеличение количества оксидов, попадающих в СЗ из инструмента. Решить эту проблему можно, продув инструмент аргоном после его извлечения из титана.Данный раствор требует большого расхода аргона, но позволяет избежать окисления титана, переносимого на поверхность трения инструмента.

    Термодинамический анализ влияния легирующих элементов сплава ЖС6У на процесс кругового хромирования

    [1] Арзамасов Б.Н. Термохимическая обработка металлов в активированных газовых средах. Москва: Машиностроение, (1979).

    [2] Хокинг М., Васантасри В., Сидки П. Металлические и керамические покрытия. Москва: Мир, (2000).

    [3] Бахрунов К.К., Лыгденов Б.Д.Комплексный анализ газовых сред для нанесения защитных диффузионных покрытий, Основные проблемы материаловедения. Барнаул, 12, 1 (2015) 113–117.

    [4] Арзамасов Б.Н. Построение и применение диаграмм состояния равновесия с галогенидом, Справочник. Инженерный журнал. Приложение, 2 (2002) 12-15.

    ЖС6У-ВИ ​​/ Алоро

    Классификация

    Страна Раздел Категория
    СНГ, Россия, Украина Жаропрочные стали и сплавы Жаропрочные сплавы

    Химический состав

    -85
    Стандартный Fe,% Si,% В,% Bi,% Mn,% Co,% Cr,% Ti,% Ni,% В,% Zr,% Al,% Pb,% Ce,% P,% С,% S,% Nb,% Y,% Мо,% Вт,%
    ОСТ 1- <1 <0.4 <0,04 <0,0005 <0,4 9–10,5 8–9,5 2–2,9 54,2635–64,27 <0,1 <0,04 5,1–6 <0,001 <0,02 <0,015 0,13–0,2 <0,01 0,8–1,2 <0,01 1,2–2,4 9,5–11

    Информация о поставщиках

    Стандарты

    Описание химических элементов

    Элемент Единицы измерения Описание
    Fe% Утюг
    Si% Кремний
    B% Бор
    Bi% Висмут
    Мн% Марганец
    Co% Кобальт
    Cr% Хром
    Ti% Титан
    Ni% Никель
    В% Ванадий
    Zr% Цирконий
    Al% Алюминий
    Pb% Свинец
    CE% Церий
    п.% Фосфор
    С% Карбон
    S% Сера
    Nb% Ниобий
    Y% Иттрий
    Пн% Молибден
    Вт% Вольфрам

    Новые подходы к оценке механических характеристик и микроструктуры восстановленных деталей ГТД из никелевых жаропрочных сплавов

    К.Ющенко А.В., Звягинцева Г.В., Яровицын О.В., Червяков Н.О., Хрущев Г.Д., Волосатов И.Р.

    Институт электросварки им. Е.О. Патона НАН Украины, ул. Казимира Малевича, 11, UA-03150, г. Киев, Украина,

    Необходимость оценки работоспособности деталей авиационных газотурбинных двигателей (ГТД) способствует применению методов численного прогноза склонности к трещинообразованию, регистрации показателей линейного тепловложения в изделии в процессе наплавки, разработке и испытанию специальных методик. для определения высокотемпературных механических характеристик образцов из различных зон сварного соединения «основа – наплавленный металл».Численное прогнозирование кинетики температурного и напряженно-деформированного состояний при наплавке кромки пластины с учетом зависимости от температуры теплофизической ($ c_ \ gamma $, $ \ lambda $, $ \ alpha $) и механической ($ E $, $ \ sigma_u $) свойств материала осуществляется на основе алгоритмов, разработанных в Институте электросварки им. Е.О. Патона. Установлено, что для сплава ЖС6К увеличение высоты наплавки до $ \ cong $ 12 мм и его длины более 100 мм быстро увеличивает вероятность появления трещин в ЗТВ сварного соединения «основной металл – наплавленный металл» и в невысоких валиках сварного шва. многослойный наплавленный металл.Эти расчеты хорошо коррелируют с данными анализа технологических проб систем ЖС6 – ЖС6К (НМ), ЖС6 – ЖС6У (НМ) с регистрацией поточного тепловложения в изделие. Установлено, что значение предела текучести $ \ sigma_ {0.2} $ для основного металла ЖС6К составляет 1,05–1,22, а значение предела текучести $ \ sigma_t $ составляет 0,72 от соответствующих показателей основного металла наплавленного металла ЖС6К в наплавленном состоянии в течение испытание при 1000 ° C. В то же время наплавленный металл имеет низкую пластичность ($ \ delta $ = 0.15–0,65%). Исследование микроструктуры и поверхности излома исследованных образцов позволило классифицировать разрушение наплавленного металла при 1000 ° C как показатель интервала провала пластичности, имеющего место при температуре (0,6–0,8) $ T_S $. Рекомендуется, чтобы термические обработки при восстановлении лопаток турбин авиационных двигателей включали изотермическую выдержку наплавленного металла ЖС6К при температуре гомогенизации, позволяющей повысить значение его временного сопротивления до уровня не ниже 0.8 по сравнению с соответствующими табличными данными основного металла и довести его до значений пластичности 5,8–7,2%. Таким образом, разработан комплексный подход к применению методов численного прогноза склонности к трещинообразованию, регистрации показателей линейного тепловложения в изделие при наплавке и анализа результатов высокотемпературных механических испытаний из различных зон основного наплавленного металла. «сварное соединение в перспективе позволит усовершенствовать технологию восстановления деталей авиационных ГТД из трудносвариваемых жаропрочных сплавов на никелевой основе и расширить номенклатуру деталей, которые могут быть восстановлены многослойной наплавкой или изготовлены по аддитивным технологиям. .

    Ключевые слова: никелевые жаропрочные сплавы, наплавленный металл, напряженно-деформированное состояние, провал пластичности, поверхность излома.

    URL: http://mfint.imp.kiev.ua/abstract/v41/i10/1345.html

    DOI: https://doi.org/10.15407/mfint.41.10.1345

    PACS: 68.35.bd, 68.35.Gy, 68.37.Hk, 81.20.Vj, 81.40.Jj, 81.40.Np

    Образец цитирования: Ющенко К.А., Звягинцева Г.В., Яровицын О.В., Червяков Н.О., Хрущев Х.Д., Волосатов И.Р. Новые подходы к оценке механических характеристик и микроструктуры восстановленных деталей. ГТД из никелевых жаропрочных сплавов, Металлофиз. Новейшие Технол. , 41 , № 10: 1345—1364 (2019) (на украинском языке)

    В.П. Радченко, Е. Е. Деревянка, “Математическое моделирование ползучести и релаксации остаточных напряжений в упрочненных элементах статически неопределимых стержневых систем”, Вестн. Самар. Гос. Техн. Ун-т, сер. Физ.-мат. Науки [J. Самарский гос. Техн. Ун-т, сер. Phys. Математика. Наук], 22: 4 (2018), 647–668








    Вестн. Самар. Гос. Техн. Univ., Сер. Физ.-мат. Науки [J. Самарский гос. Техн. Ун-т, сер. Phys. Математика. Наук], 2018, том 22, номер 4, страницы 647–668 (Mi vsgtu1631)
    Эта статья цитируется в 1 научных статьях (всего в 1 статьях)

    Механика твердого тела

    Математическое моделирование ползучести и релаксации остаточных напряжений в поверхностно-упрочненных элементах статически неопределимых стержневых систем.

    В.Радченко П. , Деревянка Е. Е.

    Самарский государственный технический университет, Самара, Российская Федерация, 443100

    Аннотация: Предложен метод моделирования напряженно-деформированного состояния поверхностно-упрочненных элементов статически неопределимых стержневых систем в условиях ползучести. Предлагаемый нами метод рассматривается для трехэлементной несимметричной стержневой системы. Решение состоит из двух этапов: восстановление напряженно-деформированного состояния после процедуры поверхностного пластического упрочнения цилиндрических элементов системы (пневмоструйная обработка микрошариками) и методика расчета релаксации остаточных напряжений в упрочненных элементах между ними. ползучесть стержневой системы (в целом конструкции).Реологические соотношения определяются на основе модели, описывающей первую и вторую фазы ползучести.
    Решение как стадий, так и особенностей задачи проиллюстрировано на модельном примере ползучести систем с упрочненными элементами из сплава ЖС6У при температуре 650 С. Для упрочнения стержней из этого сплава использовались реальные экспериментальные данные по осевым и окружным остаточным напряжениям. Подробно проиллюстрирована методика реконструкции напряженно-деформированного состояния после пневмоструйной обработки.Для построения реологической модели использованы экспериментальные данные кривых одноосной ползучести сплава ЖС6У при различных постоянных напряжениях при температуре 650 С. Численные значения параметров модели приведены в статье. Одноосная модель обобщена на сложное напряженное состояние.
    Основная задача решается численно с использованием дискретизации по пространственным и временным координатам. Исследовано стационарное асимптотическое напряженно-деформированное состояние стержневой системы, соответствующее стадии установившейся ползучести, которая использовалась для оценки сходимости численного метода.Получены зависимости кинетики всех компонент тензора остаточных напряжений во всех трех упрочненных элементах системы от ползучести при заданной внешней нагрузке. Проведен сравнительный анализ скорости релаксации остаточных напряжений в различных стержнях. Разработан алгоритм и программное обеспечение для решения задачи. Основные результаты работы иллюстрируются графиками остаточных напряжений по глубине упрочненного слоя. Обсуждаются вопросы применения полученных в работе результатов к практическим задачам оценки надежности упрочненных стержневых систем.

    Ключевые слова: трехэлементная статически неопределимая система, поверхностное упрочнение, остаточные напряжения, ползучесть, релаксация напряжений

    DOI: https://doi.org/10.14498/vsgtu1631

    Полный текст: PDF-файл (905 kB) (опубликовано в соответствии с условиями Международной лицензии Creative Commons Attribution 4.0)
    Ссылки : PDF файл HTML файл

    Библиографические базы данных:


    УДК: 539.376: 539.4.014.13
    MSC: 74A10, 74D10, 74K10
    Получено: 9 июля 2018 г.
    Исправлено: 14 октября 2018 г.
    Принято: 12 ноября 2018 г.
    Первый раз онлайн: 29 декабря , 2018

    Образец цитирования: В. П. Радченко, Е. Е. Деревянка, “Математическое моделирование ползучести и релаксации остаточных напряжений в упрочненных элементах статически неопределимых стержневых систем”, Вестн. Самар. Гос. Техн. Ун-т, сер. Физ.-мат.Науки [J. Самарский гос. Техн. Ун-т, сер. Phys. Математика. Наук], 22: 4 (2018), 647–668

    Цитирование в формате AMSBIB

    \ RBibitem {RadDer18}
    \ by В. ~ П. ~ Радченко, Е. ~ Е. ~ Деревянка
    \ paper Математическое моделирование ползучести и релаксации остаточных напряжений в поверхностно-упрочненных элементах статически неопределимых стержневых систем
    \ jour Вестн. Самар. Гос. Техн. Ун-т, сер. Физ.-мат. Науки [J. Самарский гос. Техн. Ун-т, сер. Phys.Математика. Sci.]
    \ год 2018
    \ vol 22
    \ issue 4
    \ pages 647--668
    \ mathnet {http://mi.mathnet.ru/vsgtu1631}
    \ crossref {https://doi.org/ 10.14498 / vsgtu1631}
    \ elib {https://elibrary.ru/item.asp?id=36681024}

    Варианты соединения:

  • http://mi.mathnet.ru/rus/vsgtu1631
  • http://mi.mathnet.ru/rus/vsgtu/v222/i4/p647

    Цитирующие статьи в Google Scholar: Русские цитаты, Цитаты на английском языке
    Статьи по теме в Google Scholar: Русские статьи, Английские статьи

    Эта публикация цитируется в следующих статьях:

    1. В.Радченко П., Деревянка Е. Е. Влияние температурно-силового нагрузки на релаксацию остаточных напряжений. в поверхностно упрочненных элементах стержневой конструкции в условиях использования ”, Вестн. Сэм. гос. техн. ун-та. Сер. Физ.-мат. науки, 23: 3 (2019), 497–524
    • Количество просмотров:
    Эта страница: 325
    Полный текст: 164
    Ссылки: 31

    Анализ методом ATD и DSC суперсплавов ИН-713С и ЖС6У-ВИ ​​- Архив литейного производства – Том Vol.17, вып. 1 (2017) – Библиотека Науки

    Анализ методом АТД и ДСК суперсплавов ИН-713С и ЖС6У-ВИ ​​- Архив литейного производства – Том Vol. 17, вып. 1 (2017) – Библиотека науки – Ядда

    EN

    В документе

    представлены результаты ATD и DSC анализа двух суперсплавов, используемых при литье деталей авиационных двигателей.Основной целью исследования было получение параметров затвердевания, особенно Tsol и Tliq, знание которых важно для правильного выбора параметров литья и термообработки. Оценка металлургического качества (наличия примесей) исходных слитков также является очень важным этапом при производстве отливок. Было обнаружено, что некоторые из исходных слитков, поставляемых производителями суперсплавов, загрязнены оксидами, находящимися в дефектах усадки. Анализ ATD позволяет достаточно точно интерпретировать первые стадии затвердевания, на которых из жидкости образуются твердые фазы с низкими значениями скрытой теплоты затвердевания.Используя анализ DSC, можно точно измерить значения теплоты, сопровождающие фазовые превращения во время охлаждения и нагревания, что, зная фазовый состав, позволяет рассчитать энтальпию образования определенных фаз, таких как γ или γ ‘.

    Библиогр.15 поз., Фот., Рыс., Табл.

    • Институт технологии металлов, Силезский технологический университет, Krasińskiego 8, 40-019 Катовице, Польша, [email protected]
    • Институт материаловедения, Силезский технологический университет, Krasińskiego 8, 40-019 Катовице, Польша
    • Институт технологии металлов, Силезский технологический университет, Krasińskiego 8, 40-019 Катовице, Польша
    • [1] Рид, Р.С. (2006). Суперсплавы – основы и применение. Нью-Йорк: Издательство Кембриджского университета.
    • [2] Джура С., Саква Дж. И Борек К. (1980). Использование термического и производного анализа для определения параметров химического состава. Затвердевание металлов и сплавов. 2, 101-113. (по польски). ISSN 0208-9386.
    • [3] Петровски С. и Владысяк Р. (1996). Контроль поршневых силуминов методом ATD. Затвердевание металлов и сплавов. 28, 160–172.(по польски). ISSN 0208-9386.
    • [4] Спонселлер, Д.Л. (1996). Дифференциально-термический анализ жаропрочных сплавов на основе никеля. В восьмом международном симпозиуме по суперсплавам, 22-26 сентября 1996 г. (стр. 259-270). Чемпион, Пенсильвания, США: Общество TMS.
    • [5] Чепмен, Л.А. (2004). Применение метода высокотемпературной ДСК к суперсплавам на основе никеля. Журнал материаловедения. 39 (24), 7229-7236. DOI: 10.1023 / B: JMSC.0000048736.86794.12.
    • [6] Пржелиорц Р.И Пёнтковский Дж. (2015). Теплофизические свойства литых жаропрочных сплавов на основе никеля. Металлургия. 54 (3), 543-546. ISSN 0543-5846.
    • [7] Пржелиорз Р. (2015). Характеристика теплофизических свойств никелевых жаропрочных сплавов Мар М 200, Мар М 247 и Re 80. Hutnik-WH. 82 (7), 441-445. (по польски). DOI: 10.15199 / 24.2015.7.4.
    • [8] Бинчик, Ф., Слезиона, Дж., Цвайна, Дж. И Роскош, С. (2008). ATD- и DSC-анализ никелевых жаропрочных сплавов. Архив литейного дела.8 (3), 5-9. ISSN 1897-3310.
    • [9] Зелинска М., Сенявски Й. и Вежбовска М. (2008). Влияние модификации на микроструктуру и механические свойства кобальтового суперсплава для литья. Архивы металлургии и материалов. 53 (3), 887-893. ISSN 1733-3490.
    • [10] Бинчик Ф. и Градонь П. (2013). Анализ параметров кристаллизации и макроструктуры отливок ИН-713С после сложной модификации. Архив литейного дела. 13 (3), 5-8.ISSN 1897-3310.
    • [11] Matysiak, H., Zagorska, M., Balkowiec, A., Adamczyk-Cieslak, B., Dobkowski, K., Koralnik, M., Cygan, R., Nawrocki, J., Cwajna, J. & Курзыдловски, KJ (2016). Влияние температуры разливки расплава и содержания модификатора на макро- и микроструктуру суперсплава на основе никеля IN713C. JOM. 68 (1). 185-197. DOI: 10.1007 / s11837-015-1672-5.
    • [12] Эль-Багури, Н., Вали, М., Нофал, А. (2008). Влияние различных режимов термообработки на микроструктуру литого поликристаллического сплава IN738LC.Материаловедение и инженерия. А. 487 (1), 152-161. DOI: 10.1016 / j.msea.2007 .10.004.
    • [13] Бинчик, Ф., Цвайна, Дж., Градонь, П., Созаньска, М., Цесла, М. (2014). Металлургическое качество исходных слитков и отливок из суперсплавов никеля и кобальта. Явления твердого тела. 212, 215-219. DOI: 10.4028 / www.scientific.net/SSP.212.215.
    • [14] Полянский В.М., Гаврилюк В.В., Загорский В.З., Логунов А.В., Полянский А.М. И Силис, М.И. (2004). Структура, свойства и механизм разрушения литого тугоплавкого никелевого сплава. Металловедение и термическая обработка. 46 (9-10), 392-397. DOI: 10.1023 / B: MSAT.0000049813.06232.81.
    • [15] Протасова, Н.А. (2012). Некоторые особенности регенерации монокристаллической лопатки турбины после высокотемпературной обработки. Российское воздухоплавание. 55 (1), 83-90. DOI: 10.3103 S1068799811020138.

    PL

    Opracowanie ze środków MNiSW w ramach umowy 812 / P-DUN / 2016 na działalność upowszechniającą naukę (zadania 2017).

    bwmeta1.element.baztech-be94e07e-c802-4391-b110-b15a5f965263

    JavaScript jest wyłączony w Twojej przeglądarce internetowej.Włącz go, a następnie odśwież stronę, aby móc w pełni z niej korzystać.

    Код ТН ВЭД 750511 Экспортные данные Индия, Таможня Индии ТН ВЭД 750511 Экспортные данные

    -85 ЖС6У-ВИ ​​ДИАМ.65 (НИКЕЛЕВЫЙ СПЛАВ)-85 (СПЛАВ НИКЕЛЕВЫЙ)-85-ВЖЛ12У-VI ДИАМ.65 (НИКЕЛЕВЫЙ СПЛАВ)-85- (СПЛАВ НИКЕЛЕВЫЙ)
    25 октября 2016 г. Banglore Air Cargo 75051110 267074-14G НИКЕЛЕВАЯ УДОЧКА 6.ДИАМЕТР 35 ММ 99,99 НА МЕТАЛЛ [ДЛЯ ЛАБОРАТОРНЫХ ЦЕЛЕЙ] 1 NOS 151,59 151,59 ШВЕЙЦАРИЯ
    21 октября 2016 г. Banglore Air Cargo 75051110 267074-14G НИКЕЛЕВАЯ УДОЧКА 6.ДИАМЕТР 35ММ. = 99,99% НЕТ (ДЛЯ ЛАБОРАТОРНЫХ ЦЕЛЕЙ) 1 NOS 115,70 115,70 СОЕДИНЕННЫЕ ШТАТЫ
    17 октября 2016 г. Delhi Air Cargo 75051120 СПЛАВ 201 (UNS N02201) КРУГЛЫЙ ПРУТ (РАЗМЕР – ДИАМЕТР 35 ММ) (КОЛИЧЕСТВО – 7 ПРУТОВ, ДЛИНА 300 ММ) (ВНИМАТЕЛЬНЫЙ РАСХОД) 18.1 сом 57,27 1036,57 ФРАНЦИЯ
    13 октября 2016 г. Banglore Air Cargo 75051110 267074-14G НИКЕЛЕВАЯ УДОЧКА 6.ДИАМЕТР 35ММ. = 99,99% НЕТ (ДЛЯ ЛАБОРАТОРНЫХ ЦЕЛЕЙ) 1 NOS 115,70 115,70 СОЕДИНЕННЫЕ ШТАТЫ
    02 июня 2016 г. Banglore Air Cargo 75051110 267074-14G НИКЕЛЕВАЯ УДОЧКА 6.ДИАМЕТР 35 ММ 99,99 НА МЕТАЛЛ [ДЛЯ ЛАБОРАТОРНЫХ ЦЕЛЕЙ] 1 NOS 111.21 111.21 ГЕРМАНИЯ
    23 мая 2016 Vizac Sea 75051120 СТЕРЖЕНЬ ОСТ1 3530 сом 49,10 173339.10 РОССИЯ
    23 мая 2016 Vizac Sea 75051120 ШТОК -ВЖЛ14Н-VI ДИАМ.65 ОСТ1 503 сом 40,41 20328,16 РОССИЯ
    23 мая 2016 Vizac Sea 75051120 СТЕРЖЕНЬ ОСТ1 3436 сом 46,80 160812,76 РОССИЯ
    23 мая 2016 Vizac Sea 75051120 УТОЧКА ВЖЛ1-ВИ ДИАМ.65 ОСТ1 473 сом 41,44 19601,30 РОССИЯ
    11 марта 2016 г. Delhi Air Cargo 75051110 “EVMNI45QXQD НИКЕЛЬНЫЕ ПЕЛЛЕТЫ, NI, 99.995% ЧИСТАЯ, ДИАМЕТР 1/4 “” ДЛИНА 1/4 “, 100 ГРАММ” 1 шт. 100,12 100,12 СОЕДИНЕННЫЕ ШТАТЫ
    10 февраля 2016 г. Туглакабад 75051120 НИКЕЛЬ СЕРЕБРЯНЫЙ ПЛИТ (C7921-H 1.4 X 2000) (ДЛЯ ПРОИЗВОДСТВА АВТОМОБИЛЬНЫХ ДЕТАЛЕЙ) (ЗНАЧИТЕЛЬНОЕ ПОТРЕБЛЕНИЕ) 299,9 сом 30,38 9111,41 ЯПОНИЯ
    8 февраля 2016 г. Banglore Air Cargo 75051120 НИКЕЛЕВАЯ ПРУТКА КРУГЛЫЙ P / N EAR99-C36000 ЛАТУНЬ 6.00 ДЮЙМОВ ДИАМЕТРА 1 шт. 1588,60 1588,60 СОЕДИНЕННЫЕ ШТАТЫ
    27 января 2016 г. Hyderabad Air Cargo 75051120 042326.09.1X10g-Никелевая заготовка, диаметр 3,175 мм (0,125 дюйма) x длина 6,35 мм (0,25 дюйма), 99,98% (на основе металлов) 10 GMS 1,84 18,35 ВЕЛИКОБРИТАНИЯ
    30 декабря 2015 г. Бангалор 75051120 НИКЛЕЙНАЯ ПЛИТА (ПУНКТ В СЧЕТЕ) (P.О: 2/20 / FG / 354) 3960 сом 33,58 132969,98 КАНАДА
    28 декабря 2015 г. Патпарганж 75051120 НИКЕЛЬ-СЕРЕБРЯНЫЙ ПЛИТ (C7921-H 1.

    Добавить комментарий

    Ваш адрес email не будет опубликован. Обязательные поля помечены *