Влияние электрического потенциала подложки на состав и структуру осаждаемого конденсата в ионно-плазменном технологическом процессе нанесения покрытий системы NiCrAl

Введение

Современные газотурбинные двигатели, применяемые как в авиации, энергетике, так и в промышленности, работают при чрезвычайно высоких температурах и нагрузках. Повышение термической эффективности и тяговых характеристик двигателя напрямую связано с ростом температуры газа перед турбиной, что требует применения жаростойких и коррозионностойких материалов и, соответственно, специальных технологий защиты поверхностей ответственных деталей турбины. Однако даже самые совершенные сплавы на основе никеля или кобальта не способны длительно выдерживать температуры, превышающие 1000–1100 °C, без потери механических свойств. Именно поэтому использование защитных покрытий на деталях горячего тракта газотурбинного двигателя является одним из ключевых направлений для повышения рабочих характеристик, ресурса и надежности газотурбинных установок в целом.

Горячий тракт двигателя включает камеру сгорания, направляющие и рабочие лопатки турбины, жаровые трубы, сопловые аппараты и другие элементы, непосредственно контактирующие с продуктами сгорания. Эти детали испытывают не только воздействие высоких температур, но и агрессивное влияние окислительной и коррозионной среды, термоциклических нагрузок и т. д. Без применения технологии защитных покрытий даже самые жаростойкие сплавы достаточно быстро деградируют.

Существенное значение имеет устойчивость покрытия к термоциклическим нагрузкам: в процессе запуска или остановки двигателя, при наборе или снижении мощности происходит быстрое изменение температуры, вызывающее термическое расширение различных слоев. Температура поверхностных слоев резко изменяется во временно́м интервале, исчисляемом в секундах, в то время как во внутренних частях деталей двигателя температура изменяется существенно медленнее, что вызывает неравномерное тепловое расширение всей конструкции в целом и создает внутренние напряжения на границе системы «подложка‒покрытие», а это в свою очередь приводит к необходимости согласования температурных коэффициентов линейного расширения подложки и покрытия.

Применение защитных покрытий особенно важно для рабочих лопаток турбины, работающих в наиболее термически нагруженной зоне двигателя. Рабочая лопатка турбины высокого давления современного газотурбинного авиационного, энергетического или транспортного агрегата является наиболее ответственной деталью, ресурс работы которой зачастую определяет срок службы всего устройства в целом.

При эксплуатации покрытия могут повреждаться и/или терять свои защитные свойства. Важно отметить, что технология нанесения защитных покрытий позволяет полноценно реализовать комплексный ремонт деталей горячего тракта газотурбинного двигателя: после очистки поверхности деталей от нагара, продуктов газовой коррозии и отработанных покрытий, термической обработки (с целью восстановления структуры материала), дефектоскопического контроля, восстановления геометрической формы поврежденных участков поверхности и механической обработки возможно нанесение новых покрытий на поверхность ремонтируемой детали. Ремонтные технологии позволяют восстанавливать защитные свойства без полной замены дорогостоящих деталей, что существенно снижает стоимость жизненного цикла двигателя.

Применение защитных покрытий ‒ один из ключевых факторов развития газотурбинных технологий. Они позволяют повысить рабочие температуры, увеличить ресурс деталей, снизить эксплуатационные расходы и улучшить экономические показатели двигателя. Без эффективных защитных покрытий дальнейшее совершенствование газотурбинных агрегатов было бы невозможно, так как именно защитные покрытия обеспечивают баланс между физическими пределами материалов и конструктивными требованиями к современным эффективным газовым турбинам различного назначения.

Для нанесения защитных покрытий различного назначения на поверхность деталей турбин в отечественном авиастроении применяют источники сильно ионизованной металлической плазмы вакуумного дугового разряда с расходуемым катодом из материала покрытия [1–7]. Высокая степень ионизации атомов металлов в плазме дугового разряда (90 % и более) позволяет эффективно управлять кинетической энергией ионов путем подачи отрицательного электрического потенциала на покрываемые детали относительно положительно заряженного «опорного» электрода в плазме разряда. В промышленности реализованы процессы нанесения покрытий из многокомпонентных сплавов металлов в условиях ионной бомбардировки конденсата, нанесения покрытий плазмохимическим способом в присутствии реакционноспособных газов, радиационно-стимулированной диффузии, каскадного перемешивания имплантируемых атомов и др. [8–11]. Наиболее подробно в научно-технической литературе представлены результаты исследований плазмохимических процессов нанесения в плазме вакуумной дуги твердых покрытий на основе карбидов и нитридов хрома, титана, алюминия и др. или их сплавов.

В данной статье представлены результаты исследований влияния отрицательного электрического потенциала подложки на состав и структуру конденсата в ионно-плазменном технологическом процессе нанесения защитных покрытий из многокомпонентных никелевых сплавов в диапазоне от 0 до 150 В. В научно-технической литературе отсутствует информация о влиянии отрицательного электрического потенциала подложки на свойства покрытий в этом диапазоне напряжений и соответствующих температур. Поэтому результаты исследований влияния электрического потенциала подложки на структуру и состав формирующихся в вакуумно-дуговом процессе конденсатов из сплавов для защиты лопаток турбин имеют практический интерес.

Работа выполнена с использованием оборудования ЦКП «Климатические испытания» НИЦ «Курчатовский институт» – ВИАМ.

Материалы и методы

В работе исследовано влияние отрицательного электрического потенциала подложки в диапазоне от 0 до 150 В с шагом 50 В на структуру и состав трех никелевых сплавов для нанесения защитных покрытий на промышленных ионно-плазменных установках типа МАП с расходуемым катодом из материала покрытия, в том числе сплавов П1 (NiCrAlY), П2 (NiCrAlReHfY) и П3 (NiCrAlTaReHfY). Покрытия толщиной 60‒80 мкм наносили на плоские образцы из жаропрочного никелевого сплава типа ЖС32 по серийной технологии, предусматривающей промывку образцов в органических растворителях, обдувку поверхности мелким корундом и травление поверхности образцов в плазме вакуумного дугового разряда в промышленной ионно-плазменной установке типа МАП перед нанесением покрытия [12–15]. После нанесения покрытий половину образцов каждого вида отжигали в вакууме в течение 3 ч при температуре 1050 °С и давлении 10^–1 Па. Из образцов изготовлены шлифы для проведения металлографических исследований микроструктуры конденсата в исходном состоянии и после вакуумной термической обработки на оптическом (при увеличении ×500) и электронном микроскопах.

Результаты и обсуждение

На рис. 1 представлены экспериментальные зависимости скорости нанесения покрытий из трех сплавов П1, П2 и П3 от величины электрического отрицательного потенциала подложки и результаты аппроксимации этих зависимостей линиями тренда. На рис. 1 также представлены уравнения линий тренда и коэффициенты детерминации R². Для всех трех уравнений коэффициент детерминации составил от 0,95 до 0,99, что свидетельствует о достаточно высокой достоверности аппроксимации полученных данных. Видно, что скорость нанесения покрытий практически одинакова для всех трех сплавов П1, П2 и П3 независимо от их элементного состава. С ростом величины отрицательного потенциала на подложке скорость напыления снижается и в диапазоне 150–200 В имеет нулевое значение для всех трех сплавов. В этом диапазоне значений электрического потенциала подложки количество конденсирующегося на подложке из металлической плазмы вакуумно-дугового разряда распыляемого материала покрытия равно количеству удаляемого под действием ионной бомбардировки многозарядными ионами материала конденсата. Аналогичные результаты получены для покрытия из сплава П3. Для дальнейших исследований влияния потенциала подложки на состав и структуру конденсатов выбран диапазон напряжений от 0 до 150 В с шагом 50 В.

Микроструктуры покрытий, полученных из сплава П1 и нанесенных при разных потенциалах подложки (0, 50, 100 и 150 В), в исходном состоянии и после термической обработки в вакууме представлены на рис. 2 и 3.

Покрытие, нанесенное при нулевом электрическом потенциале подложки, имеет однородную гомогенную структуру (рис. 2, а). С ростом отрицательного электрического потенциала подложки в диапазоне от 50 до 150 В происходит ее дополнительный разогрев ускоренными ионами металлической плазмы вакуумно-дугового разряда, сопровождающийся однотипными фазовыми превращениями структуры (рис. 2, б–г). Структура осаждаемого конденсата трансформируется и становится двухфазной, состоящей из серой матрицы, по-видимому, на основе γ-фазы (NiCr) и более светлых плоских включений, представляющих собой застывшие металлические капли материала катода из сплава П1, которые всегда присутствуют в больших количествах в плазме вакуумного дугового разряда с горячим металлическим катодом. С ростом температуры конденсата происходит растворение мелких капель, а количество более крупных ‒ увеличивается (рис. 2, б–г).

В конденсате покрытия, полученного из сплава П1, прошедшем вакуумную термическую обработку после нанесения покрытий при разных потенциалах подложки в диапазоне от 0 до 150 В, микроструктура покрытий изначально имеет хаотический смешанный характер и состоит из γ-фазы (NiCr) и α-Cr (рис. 3). Видно, что различия микроструктуры покрытий, полученных при потенциале 0 В до и после вакуумной термической обработки, минимальны (рис. 3, а, б).

Дальнейшие исследования проводили с использованием катодов из сплавов системы NiCrAl (сплавы П1 и П2), дополнительно легированных тугоплавкими элементами (рений, гафний, тантал), улучшающими защитные свойства жаростойких покрытий в области температур >1100 °С.

В таблице представлены составы осажденных конденсатов, полученных с использованием катодов из сплавов П1, П2 и П3 при разных значениях потенциала подложки (0, 50, 100 и 150 В).

Из представленных в таблице данных видно, что в условиях бомбардировки поверхности осаждаемого конденсата ионами атомов металлов, входящих в состав покрытия, возникает селективное (выборочное) катодное распыление алюминия. Эффект имеет место как для осажденного конденсата в исходном состоянии, так и после проведения его вакуумной термической обработки.

В таблице представлен состав осажденного конденсата из сплава П2 для разных значений потенциала подложки. Несмотря на значительное увеличение в составе катода из сплава П2 алюминия (по сравнению с катодом из сплава П1) при приблизительно том же содержании хрома, доля алюминия ‒ основного элемента, обеспечивающего жаростойкость покрытия, снижается в 2 раза в осажденном конденсате. В состав покрытия, полученного из сплава П3, для повышения циклической жаростойкости при температурах 1150 °С и более введены тантал, рений и гафний. По результатам анализа элементного состава покрытий, полученных из сплавов П2 и П3, представленных в таблице, рост потенциала подложки и вакуумная термическая обработка незначительно влияют на исходное содержание тантала, рения и гафния в исследуемых покрытиях.

На рис. 4 представлены микроструктуры покрытия из сплава П3, нанесенного при разных потенциалах подложки (0, 50, 100 и 150 В), в исходном состоянии. Микроструктура покрытий из сплава П3 без вакуумной термической обработки идентична двухфазной структуре покрытий, полученных из сплавов П1 и П2 при разных потенциалах подложки (рис. 4).

Несмотря на различия в элементных составах сплавов П1 и П2, осажденный конденсат из сплава П3 после вакуумной термической обработки имеет структуру, аналогичную покрытиям, полученным из сплавов П1 и П2 и характерную для сплавов системы NiCrAlY (рис. 5). Исследования эволюции микроструктуры покрытий, полученных из сплавов П1, П2 и П3, в зависимости от величины отрицательного электрического потенциала подложки показали их полную идентичность.

Результаты исследования элементного состава покрытий из сплава П3, дополнительно легированного танталом, показали, что наиболее заметное изменение в составе осаждаемого конденсата, как и в предыдущих случаях, в покрытиях претерпевает доля алюминия и хрома. Следует также отметить изменения состава покрытия, полученного из сплава П3, в сторону роста доли алюминия при потенциале 100–150 В. Очевидно, что при этом потенциале подложки ее температура достигает уровня, обеспечивающего повышение диффузионной подвижность алюминия и прирост доли алюминия в осажденном конденсате.

Заключения

По результатам совокупного анализа влияния отрицательного электрического потенциала подложки в диапазоне от 0 до 150 В на структуру и состав жаростойких покрытий из сплавов П1 (NiCrAlY), П2 (NiCrAlReHfY) и П3 (NiCrAlTaReHfY), полученных вакуумно-дуговым методом с расходуемом катодом, можно сделать следующие выводы:

‒ снижение содержания алюминия в жаростойких покрытиях системы NiCrAlY (по сравнению с долей алюминия в испаряемом сплаве катода), наносимых вакуумно-дуговым способом, связано с эффектом селективного катодного распыления алюминия (масса 27 а.е.м.) многозарядными ионами тугоплавких металлов (тантала, рения и гафния) из плазмы вакуумно-дугового разряда. В результате над поверхностью распыляемого катода присутствуют нейтральные атомы алюминия, перемещающиеся на периферию зоны распыления катода;

‒ наличие градиента концентрации нейтральных атомов алюминия вдоль поверхности катода вакуумно-дугового разряда необходимо учитывать при нанесении покрытий на крупногабаритные детали, соизмеримые с размером зоны испарения на катоде материала покрытия для получения конденсата требуемого состава.