Полный текст

Введение Хромоникелевые жаропрочные сплавы (суперсплавы) нашли наиболее широкое применение в аэрокосмической промышленности (в качестве материала деталей газотурбинных двигателей). Также они применяются в энергетике, в частности в нефтегазовой промышленности (например, сплав INCOLOY-864 [1]), при проведении термической и химико-термической обработки сталей (различные нихромы). Кроме того, жаропрочные сплавы на базе никеля, легированные 20-40 % хрома, применяются при изготовлении высоконагруженных выпускных клапанов дизельных двигателей (преимущественно мощных грузовых автомобилей, а также отдельных легковых автомобилей, в частности, внедорожников) и контактирующих с ними кольцеобразных седел. Указанные клапаны, как правило, изготовляют в виде биметаллических конструкций (рис. 1), тарелки которых выполнены из жаропрочного сплава, а штоки - из сильхромов. В качестве жаропрочных материалов, как указано выше, применяются жаропрочные сплавы типа NIMONIC (например, 80А, точный химический состав которого представлен ниже, или 90), содержащие титан и алюминий в пределах 5-6 % в сумме, рабочая температура которого превосходит 800-850 °С, типа INCONEL (625, 690, X-750, 751 и др.), легированные молибденом в количестве до 10 %, рабочая температура которого превосходит 900 °С [1]. Химический состав сплава NIMONIC 80A [2] Химический элемент Ni C Cr Fe Mn Ti Al Co B Zr Содержание, мас. % Основа <0,10 20,0 <3,0 <1,0 2,5 1,5 <2,0 0,008 <0,15 а б Рис. 1. Конструкция биметаллического выпускного клапана дизельного двигателя: а - общий вид [3]; б - чертеж [4] Шток клапана (см. рис. 1), как правило, азотируется или подвергается диффузионному хромированию в целях повышения сопротивления изнашиванию и газовой коррозии, а тарелка закаливается при температуре 1200 °С в воздушной атмосфере с последующим отпуском при температуре 520 °С. Результирующая твердость тарелки составляет более 60 HRC. Несмотря на достаточно высокую твердость (впрочем, измеренную при комнатной температуре и заметно уступающую твердости жаропрочного сплава при рабочей температуре), основной причиной замены биметалических клапанов является изнашивание контактирующих поверхностей тарелок и седел [5]. Наиболее эффективным способом повышения сопротивления изнашиванию хромоникелевых сплавов за рубежом признано внешнее азотирование в плазме тлеющего разряда при температурах до 500 °С в течение до 1 ч с образованием тонкой нитридной корки, содержащей на поверхности до 20 % азота общей толщиной до 5-6 мкм [5]. Российскими исследователями [6-10] предложено проведение ионно-плазменного азотирования насквозь обрабатываемой детали при температуре до 1100 °С в течение длительного времени (до 2,5 сут). Данная обработка наряду с повышением сопротивлению изнашиванию обеспечивает рост длительной прочности в 3,0-3,5 раза. Физическую основу данного процесса составляет внутреннее азотирование с образованием нитридов хрома, титана и других карбидообразующих элементов. В работах [11-17] предложены математические модели, дающие возможность определения протяженности одинарной или двойной области внутреннего азотирования и цементации. Также рекомендуется проводить после высокотемпературного азотирования отжиг при температуре до 1200 °С, при котором происходит распад CrN и Cr2N, который приводит к замене дисперсионного упрочнения твердорастворным. В связи с вышеизложенным целью настоящей работы явилось сопоставление эффективности дисперсионного и твердорастворного азотирования. Методика моделирования На диаграммах состояния хромоникелевых сплавов, содержащих порядка 20 % Cr, в области температур свыше 600-700 °С имеется широкая твердорастворная область (G-фаза), в которой может растворяться до 1 % азота. Коэффициент диффузии хрома в никеле на несколько порядков уступает коэффициенту диффузии азота. Влияние хрома оценивали через коэффициент активности G. В этой связи использовали выражение второго закона Фика в виде (1) где СN - концентрация азота; t - время; DN - коэффициент диффузии азота в G-Ni (DN = 1,9 exp(-126000/RT) согласно работе [7], где R - универсальная газовая постоянная, T - абсолютная температура); x - расстояние от поверхности. Коэффициент активности определяли по формуле [18] (2) где e - параметр взаимодействия, e ≈ -0,10; ССr - содержание хрома в твердом растворе. Начальные условия формировали известным путем. При разработке начальных условий принимали во внимание следующие обстоятельства. При вакуумном азотировании необходимо порядка 15 мин для выравнивания концентрации на поверхности и азотного потенциала среды. Вместе с тем при ионном азотировании время допустимо отсчитывать с момента достижения установкой заданной температуры и считать концентрацию азота на поверхности постоянной. На глубине концентрация азота постоянно равна нулю. Объемную долю нитридов и результирующее содержание свободного хрома оценивали путем термодинамических расчетов известными методами. Данную модель реализовали на языке Object Pascal в интегрированной среде Delphi. Пример решения диффузионной задачи, соответствующий насыщению нихрома, представлен на рис. 2. Одновременно модель рассчитывает послойно изменение предела текучести нихрома после азотирования по двум альтернативным схемам: 1) непосредственно после азотирования, когда образовавшиеся частицы нитридов CrN, коалесценция которых проходит по модели Вагнера-Лифшица-Слезова, достигают 20 нм в диаметре, по трем альтернативным схемам: когерентной (по модели Мота-Набарро), по схеме среза (Келли-Николсона), по модели Орована-Эшли (огибания дислокаций); 2) после высокотемпературного отжига и упрочнения - по твердорастворной схеме за счет насыщения никеля хромом и азотом [7]. Рис. 2. Расчетная концентрационная кривая азота в нихроме после ионного азотирования (потенциал среды равен 65 %) при температуре 1000 °С в течение 150 ч На данном этапе исследований рассчитывали концентрации азота, определяли количество нитридной фазы и оценивали прочностные свойства применительно к нихрому Х20Н80, не содержащему значительного количества других легирующих элементов, что существенно упростило поставленную задачу. Результаты расчетов и их обсуждение Показано, что при азотировании в течение 36 ч при 950 °С (азотный потенциал 50 %) протяженность диффузионного слоя превосходит 0,15 мм, концентрация азота на поверхности составляет 0,55 %, при этом нитридное упрочнение на поверхности превосходит твердорастворное: пределы текучести соотносятся как 1100 и 1050 МПа соответственно. При повышении азотного потенциала среды до 75 % возрастает насыщенность слоя азотом (0,80 %), протяженность слоя практически не изменяется, а твердорастворное упрочнение поверхности существенно превосходит нитридное: 1200 и 1400 МПа соответственно (рис. 3). В любом случае сплав претерпевает двукратное упрочнение по сравнению с пределом текучести нихрома после термической обработки, не содержащего азота, приблизительно равным 700 МПа. Таким образом, непосредственно после азотирования за счет дисперсионного упрочнения нитридами образуются более пологие кривые предела текучести; после отжига образуются крутопадающие кривые предела текучести, значения которого на поверхности при твердо- Рис. 3. Прочностные свойства диффузионного слоя нихрома после азотирования по режиму: 36 ч при температуре 950 °С и азотном потенциале, равном 75 %; ○ - непосредственно после азотирования; □ - после отжига растворном упрочнении превосходят его значения при дисперсионном упрочнении. Разработка надежной модели азотирования нихромов открывает возможность (после ее корректировки и дополнения) разработки моделей азотирования более сложных никелевых сплавов, легированных Mo, Ti, Al. Целесообразно учесть возможность введения в химический состав сплава до 40 % хрома. Заключение На основании проведенного исследования можно сделать следующие выводы: 1. Разработана математическая модель азотирования нихрома Х20Н80, которая дает возможность рассчитывать послойно концентрацию азота, нитридов хрома, свободного растворенного хрома, предела текучести нихрома непосредственно после азотирования и после финишного отжига. 2. Показано, что непосредственно после азотирования обеспечиваются более пологие кривые предела текучести, определенного нитридным упрочнением; в результате отжига после распада нитридов твердорастворное упрочнение обеспечивает более крутопадающие кривые предела текучести. 3. После внесения соответствующих изменений в алгоритм модели и расчетную программу представляется возможным получать аналогичные результаты моделирования более сложных хромоникелевых сплавов, легированных титаном, алюминием, молибденом, применяемых на практике.

Об авторах

Кай Цзянь Дин

Московский государственный технический университет им. Н.Э. Баумана

Email: kjding222@163.com

М. Ю Семенов

Московский государственный технический университет им. Н.Э. Баумана

Email: szigona.podzogin@gmail.com

Список литературы

Статистика

Просмотры

Аннотация - 93

PDF (Russian) - 52

Ссылки

• Ссылки не определены.