ДЕФОРМИРУЕМЫЙ ЖАРОПРОЧНЫЙ СПЛАВ НА ОСНОВЕ НИКЕЛЯ С ВЫСОКИМ СОПРОТИВЛЕНИЕМ ПОЛЗУЧЕСТИ И ДЛИТЕЛЬНЫМ СРОКОМ СЛУЖБЫ И СПОСОБ ЕГО ПОЛУЧЕНИЯ И ПРИМЕНЕНИЯ Российский патент 2024 года по МПК C22C19/05 C22F1/10 

ПЕРЕКРЕСТНАЯ ССЫЛКА НА РОДСТВЕННУЮ ЗАЯВКУ

Настоящая заявка испрашивает приоритет и преимущества заявки на выдачу патента Китая №202011262753.1, поданной 12 ноября 2020 г., полное содержание которой включено в настоящую заявку посредством ссылки.

ОБЛАСТЬ ТЕХНИКИ

Настоящее изобретение относится к области металлических материалов, а именно к деформируемому сплаву на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы, в частности к способу получения деформируемого жаропрочного сплава на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы, а также относится к применению деформируемого жаропрочного сплава на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы.

ПРЕДШЕСТВУЮЩИЙ УРОВЕНЬ ТЕХНИКИ

Такое оборудование, как ракетно-космический двигатель и газовая турбина, оснащены большим количеством прецизионных деталей горячей части, которые характеризуются сохранением высокой точности размеров в условиях высоких температур и тяжелых нагрузок, что обеспечивает стабильность работы, и обычно изготавливаются из деформируемого жаропрочного сплава (называемого также деформируемым суперсплавом). Эти детали включают в себя цилиндры, трубы, крепежные детали и т.д., которые имеют сложную форму, устойчивы к высоким температурам (обычно от 600 до 800°C), и в процессе обработки подвергаются ряду технологических процессов, таких как холодная гибка, сварка, токарная обработка и фрезерование листов, труб или стержней. При этом предъявляются высокие требования к характеристикам технологичности и свариваемости, сопротивлению ползучести и сроку службы сплава. Известны такие сплавы, как Nimonic 263, R-41, Waspaloy, Haynes 282, Hastelloy X, Haynes 230, Inconel 718 и т.д.

При непрерывном повышении уровня проектирования и улучшения технологий применения ракетно-космического двигателя и газовой турбины начальная температура газа постоянно растет. Например, начальная температура газа известных наиболее современных газовых турбин класса G и H достигла 1450-1500°С. Начальная температура газа перспективной газовой турбины J-класса составит 1600-1700°С, а сплавной корпус прецизионных деталей горячей части ракетно-космического двигателя и газовой турбины будет подвергаться воздействию температур от 800 до 950°С. Соответственно, к механическим характеристикам сплавов при высоких температурах от 800°C до 950°C предъявляются все более строгие требования.

Хотя сплавы Nimonic 263, Hastelloy X и Haynes 230 обладают хорошей технологичностью, эти сплавы могут служить в течение длительного времени только при температуре ниже 800°C, в то время как выше 800°C их свойства жаропрочности и сопротивления ползучести явно недостаточны. Хотя сплав Inconel 718 обладает хорошей технологичностью, он может служить стабильно только при температурах ниже 650°C, в то время как при более высоких температурах наблюдается потеря стабильности структуры сплава и ухудшение его характеристик. Сплавы R-41 и Waspaloy имеют высокое содержание упрочняющей фазы γ' и высокую скорость осаждения. Заготовки из этих сплавов плохо поддаются горячей обработке (ковка, горячая прокатка), термической обработке и холодной обработке (холодная гибка, токарная обработка, сварка и т.д.) и в связи с этим не подходят для изготовления прецизионных деталей горячей части ракетно-космического двигателя и газовой турбины, которые должны проходить сложные процессы механической обработки. Кроме того, пластическое удлинение при ползучести (εp) сплава R-41 составляет около 1% при температуре 816°C, давлении 221 МПа и 100 ч работы. Для сплава Waspaloy данный показатель составляет более 1%. Срок службы (τ) этих двух сплавов составляет 100 ч или менее при 89 МПа и 927°C. Это означает, что сопротивление ползучести и срок службы этих двух сплавов не соответствуют конструктивным требованиям к современному ракетному-космическому двигателю и современной газовой турбине. Сплав Haynes282 обладает хорошими механическими характеристиками как при комнатной, так и при повышенной температуре, легко поддается обработке и сварке. Однако у него есть три следующих недостатка. 1) Сопротивление ползучести - низкое, а пластическое удлинение при ползучести составляет около 1% при температуре 816°С, давлении 221 МПа и 100 ч работы; 2) Срок службы недостаточен: при давлении 89 МПа и температуре 927°C он не превышает 200 ч. 3) Низкая рабочая температура. Поскольку цикл технического обслуживания газовой турбины в реальных технических условиях считается равным примерно 8 годам, максимальная рабочая температура сплава строго ограничивается (на уровне около 800°C), чтобы деталь, изготовленная из сплава Haynes 282, могла безопасно выдержать 8-летний цикл обслуживания. Поэтому разработка деформируемого сплава на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и сроком службы остается актуальной задачей

РАСКРЫТИЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ

Настоящее изобретение основано на открытии и понимании изобретателями следующих обстоятельств и проблем. Современный ракетно-космический двигатель и современная газовая турбина требуют не только чрезвычайно высокой точности механической обработки и точности сборки прецизионных деталей горячей части, но также устранения или уменьшения пластической деформации в случае длительной эксплуатации при высоких температурах от 800 до 950°С, т.е. от сплава требуется высокое сопротивление ползучести, чтобы не допустить выхода из строя или повреждения деталей до истечения цикла технического обслуживания, а также исключить сложности при демонтаже и замене деталей во время технического обслуживания.

Кроме того, желательно еще больше продлить цикл технического обслуживания прецизионных деталей горячей части. Поэтому к сроку службы сплава при высокотемпературном режиме эксплуатации предъявляются строгие требования. Что касается конкретных свойств, желательно, чтобы пластическое удлинение сплава при ползучести (εp) составляло не более 0.5% при температуре 816°C, давлении 221 МПа и 100 ч работы; срок службы (τ) составлял 200 ч при давлении 89 МПа и температуре 927°C, а остальные механические свойства были не хуже, чем у известных сплавов. Известные сплавы для прецизионных деталей горячей части, такие как Nimonic 263, R-41, Waspaloy, Haynes 282, Hastelloy X, Haynes 230, Inconel 718 и т.д., не способны удовлетворять вышеуказанным требованиям к сопротивлению ползучести и долговечности.

Цель настоящего изобретения заключается в решении по меньшей мере одной из технических проблем предшествующего уровня техники, по крайней мере, до некоторой степени.

Соответственно, в вариантах осуществления первого аспекта настоящего изобретения предлагается деформируемый жаропрочный сплав на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы, при этом пластическое удлинение при ползучести, измеренное при температуре 816°C, давлении 221 МПа и 100 ч работы, составляет не более 0,5%, а срок службы, измеренный при давлении 89 МПа и температуре 927°C, составляет не менее 200 ч. Таким образом, сплав способен удовлетворять конструктивным и эксплуатационным требованиям к современному ракетно-космическому двигателю и современной газовой турбине, и подходит для изготовления прецизионных деталей горячей части с длительным сроком службы в современном ракетно-космическом двигателе, газовой турбине и другом оборудовании.

В соответствии с вариантами осуществления первого аспекта настоящего изобретения деформируемый жаропрочный сплав на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы содержит (в процентах по массе): С - от 0,04% до 0.08%, Cr - от 18,50% до 21,50%, Co - от 9,00% до 11,00%, Mo - от 8,00% до 9,00%, Al - от 2,00% до 3,00%, Ti - от 1,10% до 1,49%, Nb - от 0,81% до 2,00%, B - от 0,003% до 0,009%, Sc - от 0,001% до 0,10%, остальное - никель и неустранимые примеси. Массовое процентное содержание Al, Ti и Mo удовлетворяет условию 11,59% ≤ Al + Ti + Mo ≤ 13,0%.

В соответствии с вариантами осуществления первого аспекта настоящего изобретения деформируемый жаропрочный сплав на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы имеет следующие преимущества и технические эффекты. Во-первых, в вариантах осуществления настоящего изобретения принята схема конструкции упрочняющего элемента с высоким содержанием Al, низким содержанием Ti и высоким содержанием Nb, а традиционная упрочняющая фаза Ni3(Al, Ti) была модифицирована для формирования упрочняющей фазы Ni3(Al, Ti, Nb) с более высоким содержанием Al и дополнительным элементом Nb, которая обладает более высокой жаропрочностью по сравнению с традиционной упрочняющей фазой Ni3(Al, Ti).

Во-вторых, в сплав, описанный в вариантах осуществления настоящего изобретения, вводится элемент Sc. Введение Sc является своего рода новым механизмом упрочнения сплава в вариантах осуществления настоящего изобретения, приводя к формированию композитной упрочняющей фазы Ni3(Al, Ti, Nb) с содержанием Sc, которая обладает еще более высокой жаропрочностью и более стабильна по сравнению с традиционной упрочняющей фазой Ni3(Al, Ti) и модифицированной фазой Ni3(Al, Ti, Nb), что существенно повышает сопротивление ползучести и срок службы сплава. В-третьих, элемент Sc, введенный в сплав, описанный в вариантах осуществления настоящего изобретения, оказывает такой же эффект, как предварительная обработка расплавленной стали. Элемент Sc можно использовать для измельчения литой структуры и существенного улучшения дендритной ликвации в слитке. Следовательно, с одной стороны, это улучшает технологичность сплава в горячем состоянии, решает проблему растрескивания сплава в направлении растягивающего усилия и предотвращает растрескивание сплава во время процессов тепловой деформации, таких как ковка и горячая прокатка. С другой стороны, слиток сплава не нужно подвергать длительному диффузионному отжигу при высокой температуре, или требуется только кратковременный диффузионный отжиг, что снижает потребление энергии и производственные затраты, сокращает производственный цикл и повышает эффективность производства. В-четвертых, введение элемента Sc в вариантах осуществления настоящего изобретения оказывает эффект последующей обработки границы зерен, т.е. не только очищает расплавленную сталь, но также может очищать и укреплять границы зерен во время и после перехода жидкой фазы в твердую фазу, что затрудняет сегрегацию S, P, пяти вредных элементов и других неустранимых легкоплавких примесей на границе зерен и предотвращает образование на границе зерен пор ползучести при высоких температурах. В-пятых, согласно вариантам осуществления настоящего изобретения массовое процентное содержание Al, Ti и Mo ограничивается для удовлетворения условию 11,59% ≤ Al + Ti + Mo ≤ 13,0%, благодаря чему сплав не только имеет высокое сопротивление ползучести и длительный срок службы, но также превосходную свариваемость, а при температуре 816°C, давлении 221 МПа и 100 ч работы пластическое удлинение при ползучести деформируемого жаропрочного сплава на основе никеля составляет не более 0,5%. При давлении 89 МПа и температуре 927°C срок службы сплава достигает 200 ч и более, что удовлетворяет конструктивным и эксплуатационным требованиям к современному ракетно-космическому двигателю и современной газовой турбине и делает сплав подходящим для изготовления прецизионных деталей горячей части с длительным сроком службы в современном ракетно-космическом двигателе, газовой турбине и другом оборудовании. В-шестых, согласно вариантам осуществления настоящего изобретения сплав имеет высокое сопротивление ползучести и длительный срок службы, а также плотность не более 8,25 г/см³, вследствие чего сплав является легким, что дает такие преимущества, как снижение расхода топлива ракетно-космического двигателя и улучшения маневренности, а также сводит к минимуму вибрацию при работе газовой турбины, предотвращая вибрационные повреждения.

Согласно вариантам осуществления деформируемого жаропрочного сплава с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы в первом аспекте настоящего изобретения содержание примесей составляет: W ≤ 0,50%, Fe ≤ 1,50%, Si ≤ 0,10%, Mn ≤ 0,10%, P ≤ 0,008%, S ≤ 0,008%, Ta ≤ 0,10%, и Cu ≤ 0,20%.

Согласно вариантам осуществления деформируемого жаропрочного сплава с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы в первом аспекте настоящего изобретения массовое процентное содержание Al, Sc и Ti в сплаве удовлетворяет условию: 1,40% ≤ (Al - 1,8Sc)/Ti ≤ 2,6%.

Согласно вариантам осуществления деформируемого жаропрочного сплава с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы в первом аспекте настоящего изобретения массовое процентное содержание Al, Sc и Ti в сплаве удовлетворяет условию: 2,22% ≤ (Al - 1,8Sc)/Ti ≤ 2,25%.

Согласно вариантам осуществления деформируемого жаропрочного сплава с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы в первом аспекте настоящего изобретения содержание Zr в сплаве составляет не более 0,02%.

Согласно вариантам осуществления деформируемого жаропрочного сплава с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы в первом аспекте настоящего изобретения сплав содержит (в процентах по массе): С - от 0,04% до 0.08%, Cr - от 18,50% до 21,50%, Co - от 9,00% до 11,00%, Mo - от 8,00% до 9,00%, Al - от 2,00% до 3,00%, Ti - от 1,10% до 1,49%, Nb - от 0,81% до 2,00%, B - от 0,003% до 0,009%, Sc - от 0,001% до 0,10%, остальное - никель и неустранимые примеси. Содержание Al, Ti и Mo в сплаве удовлетворяет условию 11,59% ≤ Al + Ti + Mo ≤ 13,0%, а массовое процентное содержание Al, Sc и Ti в сплаве удовлетворяет условию 2,22% ≤ (Al - 1,8Sc)/Ti ≤ 2,25%.

В вариантах осуществления второго аспекта настоящего изобретения предлагается деформируемый жаропрочный сплав на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы в ракетно-космическом двигателе.

Согласно вариантам осуществления второго аспекта настоящего изобретения деформируемый жаропрочный сплав на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы, предназначенный для ракетно-космического двигателя, имеет следующие преимущества и технические эффекты. Согласно вариантам осуществления первого аспекта настоящего изобретения деформируемый жаропрочный сплав на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы соответствует конструктивным и эксплуатационным требованиям к современному ракетно-космическому двигателю и может использоваться в прецизионных устройствах современного ракетно-космического двигателя.

В вариантах осуществления третьего аспекта настоящего изобретения предлагается использование деформируемого жаропрочного сплава на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы в газовой турбине.

Согласно вариантам осуществления третьего аспекта настоящего изобретения деформируемый жаропрочный сплав на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы, предназначенный для газовой турбины, имеет следующие преимущества и технические эффекты.

Согласно вариантам осуществления первого аспекта настоящего изобретения деформируемый жаропрочный сплав на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы соответствует конструктивным и эксплуатационным требованиям к газовой турбине и может использоваться в прецизионных устройствах газовой турбины.

В вариантах осуществления четвертого аспекта настоящего изобретения предлагается способ получения деформируемого жаропрочного сплава на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы, включающий в себя следующие этапы:

a. приготовление расчетного количества исходных материалов сплава, описанного в вариантах осуществления первого аспекта настоящего изобретения, плавка в вакууме, рафинирование для удаления газов и отливка слитка сплава в вакууме; и

b. выполнение ковки и обжатия слитка сплава, полученного на этапе а, в электродный стержень напрямую без диффузионного отжига, переплав электродного стержня для получения последующего слитка сплава, выполнение ковки и обжатия для формирования требуемой заготовки и выполнение термической обработки после вышеуказанной обработки.

Согласно вариантам осуществления четвертого аспекта настоящего изобретения метод получения деформируемого жаропрочного сплава на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы имеет следующие преимущества и технические эффекты. Деформируемый жаропрочный сплав на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы, полученный методом, описанным в вариантах осуществления настоящего изобретения, имеет высокое сопротивлением ползучести и длительный срок службы, а также отличную свариваемость и удовлетворяет конструктивным и эксплуатационным требованиям к современному ракетно-космическому двигателю и современной газовой турбине. Диффузионный отжиг можно не проводить для слитков сплава, полученных способом, описанным в вариантах осуществления настоящего изобретения, или требуется только кратковременный диффузионный отжиг для обеспечения однородности состава, что снижает потребление энергии, сокращает производственный цикл и повышает эффективность производства.

Согласно способу получения деформируемого жаропрочного сплава на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы, описанным в вариантах осуществления четвертого аспекта настоящего изобретения, на этапе b при диаметре слитка сплава, полученного после переплава, ≤ 200 мм, диффузионный отжиг не проводят, а при диаметре слитка сплава, полученного после переплава, > 200 мм проводят диффузионный отжиг, при этом температура диффузионного отжига составляет от 1150 до 1200°С, а время отжига - от 12 до 24 часов.

ОСУЩЕСТВЛЕНИЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ

Ниже представлены подробные ссылки на варианты осуществления настоящего изобретения. Варианты в настоящей заявке приведены лишь для пояснения и предназначены для общего понимания настоящего изобретения. Варианты осуществления никоим образом не ограничивают настоящее изобретение.

Согласно вариантам осуществления первого аспекта настоящего изобретения деформируемый жаропрочный сплав на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы содержит (в процентах по массе): С - от 0,04% до 0.08%, Cr - от 18,50% до 21,50%, Co - от 9,00% до 11,00%, Mo - от 8,00% до 9,00%, Al - от 2,00% до 3,00%, Ti - от 1,10% до 1,49%, Nb - от 0,81% до 2,00%, B - от 0,003% до 0,009%, Sc - от 0,001% до 0,10%, остальное - никель и неустранимые примеси, в котором массовое процентное содержание Al, Ti и Mo удовлетворяет условию 11,59% ≤ Al + Ti + Mo ≤ 13,0%. Предпочтительно, содержание примесей составляет: W ≤ 0,50%, Fe ≤ 1,50%, Si ≤ 0,10%, Mn ≤ 0,10%, P ≤ 0,008%, S ≤ 0,008%, Ta ≤ 0,10% и Cu ≤ 0,20%. Кроме того, деформируемый жаропрочный сплав на основе никеля, описанный в вариантах осуществления настоящего изобретения, может также содержать Zr в количестве не более 0,02%.

В деформируемом жаропрочном сплаве с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы, описанным в вариантах осуществления первого аспекта настоящего изобретения, реализуются следующие положительные эффекты. В вариантах осуществления настоящего изобретения принята схема конструкции упрочняющего элемента с высоким содержанием Al, низким содержанием Ti и высоким содержанием Nb, а традиционная упрочняющая фаза Ni3(Al, Ti) модифицирована для формирования упрочняющей фазы Ni3(Al, Ti, Nb) с более высоким содержанием Al и дополнительным элементом Nb, которая обладает более высокой жаропрочностью по сравнению с традиционной упрочняющей фазой Ni3(Al, Ti). В сплав, описанный в вариантах осуществления настоящего изобретения, вводится элемент Sc. Введение Sc является своего рода новым механизмом упрочнения сплава в вариантах осуществления настоящего изобретения, приводя к формированию композитной упрочняющей фазы Ni3(Al, Ti, Nb) с содержанием Sc, которая обладает еще более высокой жаропрочностью и более стабильна по сравнению с традиционной упрочняющей фазой Ni3(Al, Ti) и модифицированной фазой Ni3(Al, Ti, Nb), что существенно повышает сопротивление ползучести и срок службы сплава. Элемент Sc, введенный в сплав, описанный в вариантах осуществления настоящего изобретения, оказывает такой же эффект, как предварительная обработка расплавленной стали. Элемент Sc можно использовать для измельчения литой структуры и существенного улучшения дендритной ликвации в слитке. Следовательно, с одной стороны, это улучшает технологичность сплава в горячем состоянии, решает проблему растрескивания сплава в направлении растягивающего усилия и предотвращает растрескивание сплава во время процессов тепловой деформации, таких как ковка и горячая прокатка. С другой стороны, слиток сплава не нужно подвергать длительному диффузионному отжигу при высокой температуре, или требуется только кратковременный диффузионный отжиг, что снижает потребление энергии и производственные затраты, сокращает производственный цикл и повышает эффективность производства.

Элемент Sc, введенный в вариантах осуществления настоящего изобретения, оказывает эффект последующей обработки границы зерен, т.е. не только очищает расплавленную сталь, но также может очищать и укреплять границы зерен во время и после перехода жидкой фазы в твердую фазу, что затрудняет сегрегацию S, P, пяти вредных элементов и других неустранимых легкоплавких примесей на границе зерен и предотвращает образование на границе зерен пор ползучести при высоких температурах. В соответствии с вариантами осуществления настоящего изобретения массовое процентное содержание Al, Ti и Mo ограничивается для удовлетворения условию 11,59% ≤ Al + Ti + Mo ≤ 13,0%, благодаря чему сплав не только имеет высокое сопротивление ползучести и длительный срок службы, но также превосходную свариваемость, а при температуре 816°C, давлении 221 МПа и 100 ч работы пластическое удлинение при ползучести деформируемого жаропрочного сплава на основе никеля составляет не более 0,5%. При давлении 89 МПа и температуре 927°C срок службы сплава достигает 200 ч и более, что удовлетворяет конструктивным и эксплуатационным требованиям к современному ракетно-космическому двигателю и современной газовой турбине и делает сплав подходящим для изготовления прецизионных деталей горячей части с длительным сроком службы в современном ракетно-космическом двигателе, газовой турбине и другом оборудовании. Согласно вариантам осуществления настоящего изобретения сплав имеет высокое сопротивление ползучести и длительный срок службы, а также плотность не более 8,25 г/см3, вследствие чего сплав является легким, что дает такие преимущества, как снижение расхода топлива ракетно-космического двигателя и улучшения маневренности, а также сводит к минимуму вибрацию при работе газовой турбины, предотвращая вибрационные повреждения.

В вариантах осуществления первого аспекта настоящего изобретения каждый компонент деформируемого жаропрочного сплава с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы обеспечивает следующий эффект.

Элемент C в жаропрочном сплаве на основе никеля в основном подавляет рост аустенитных зерен во время нагрева за счет образования карбидов типа MC в конце затвердевания и формирует карбиды M23C6 и т.п. вдоль границы зерен во время термической обработки для упрочнения границы зерен, что может уменьшить образование, расширение и слияние пор ползучести, тем самым улучшая срок службы сплава при высоких температурах. Содержания элемента C менее 0,04% недостаточно для образования достаточного количества MC и M23C6. При слишком высоком содержании C образуются более крупные карбиды типа MC, а расход Mo, Cr, Ti и Nb в сплаве будут слишком высоким. В данном случае снижается эффект твердорастворного упрочнения не только от Mo и Cr, но также от Ti и Nb, используемых для формирования композитной упрочняющей фазы Ni3(Al, Ti) и Ni3(Al, Ti, Nb), что отрицательно скажется на сопротивлении ползучести при высоких температурах и долговечности сплава.

В связи с этим следует контролировать содержание элемента C, чтобы оно не превышало 0,08%.

Элемент Cr оказывает основное влияние на улучшение стойкости сплава к окислению и обеспечивает определенный эффект твердорастворного упрочнения. После старения элемент Cr может быть объединен с элементом C с образованием гранулированного M23C6, распределенного вдоль границы зерен, что позволяет укрепить границу зерен. Однако при слишком высоком содержании Cr легко образуется плотноупакованная фаза, что снижает долгосрочную стабильность микроструктуры и ухудшает характеристики сплава. Поэтому его содержание обычно не превышает 25%. В вариантах осуществления настоящего изобретения содержание Cr регулируется в пределах от 18,50% до 21,50% с учетом как стойкости к окислению, так и долгосрочной стабильности микроструктуры и характеристик.

Элемент Со является не только важным элементом твердорастворного упрочнения, но также важным элементом дисперсионного упрочнения. Элемент Со растворяется в матрице, обеспечивая хороший эффект твердорастворного упрочнения для сплава, который может значительно уменьшить энергию дефекта упаковки матрицы, а также увеличить ширину дислокаций для того, чтобы исключить объединение и поперечное скольжение дислокаций, тем самым увеличив сопротивление ползучести и срок службы. Элемент Co также может частично заменить элементы в фазе дисперсионного упрочнения типа Ni3Al и улучшить стабильность фазы при длительной эксплуатации. Элемент Co может также уменьшить растворимость Al и Ti в твердом состоянии в матрице, способствовать осаждению упрочняющей γ'-фазы и увеличить объем осаждения и температуру твердого раствора. При содержании Со ниже 9%, наблюдается низкая жаропрочность. При содержании Со выше 11% легко образуется фаза η, что влияет на его характеристики при длительной эксплуатации. В связи с этим содержание Со регулируется в пределах от 9,00% до 11,00%.

Mo является одним из основных элементов твердорастворного упрочнения. Он может растворяться в твердом состоянии как в матрице сплава, так и в упрочняющей фазе γ′ и способен улучшать силу межатомной связи, а также увеличивать энергию активации диффузии и температуру рекристаллизации, тем самым эффективно повышая жаропрочность. Однако при слишком высоком содержании Мо длительное высокотемпературное старение может вызвать образование μ-фазы и снизить ударную вязкость сплава. В связи с этим содержание Mo регулируется в пределах от 8,00% до 9,00%.

Элемент W имеет схожие физические и химические свойства с Mo. Эффект W в жаропрочном сплаве на основе никеля заключается в основном в твердорастворном упрочнении. Его радиус атома относительно велик, например, более чем на десять процентов больше радиуса атома никеля, и W обладает эффектом твердорастворного упрочнения.

Однако W является элементом, который ускоряет высокотемпературную коррозию и при длительной эксплуатации образует вредные δ-фазы, снижая прочность и ударную вязкость сплава. Кроме того, плотность W относительно высока (19,25 г/см³), и введение небольшого количества W в сплав на основе никеля значительно увеличит плотность сплава и массу изготовленной детали. Учитывая, что в вариантах осуществления настоящего изобретения сплав используется в основном в ракетно-космическом двигателе и газовой турбине, предпочтительно, чтобы материал был легче. Следовательно, в вариантах осуществления настоящего изобретения элемент W не добавляют в сплав.

Al, Ti и Nb представляют собой элементы, образующие упрочняющую γ-фазу в упрочняемом старением сплаве на основе никеля. Обычно считается, что с увеличением содержания трех элементов увеличивается количество γ'-фазы, улучшается сопротивление ползучести и долговечность при высоких температурах. Однако слишком большое количество γ-фазы ухудшает свариваемость и ухудшает технологичность. Кроме того, Ti и Nb будут соединяться с элементом C с образованием карбидов типа MC, которые будут препятствовать росту границ зерен и скольжению границ зерен при высоких температурах и улучшать механические характеристики при высоких температурах. Однако слишком большое количество Ti и Nb приведет к формированию крупнозернистых карбидов типа МС, что отрицательно скажется на механических характеристиках сплава. В результате исследований в рамках настоящего изобретения установлено, что механические характеристики сплава при высоких температурах зависят не только от количества γ'-фазы, но также от его компонентного состава и свойств. Оптимальный упрочняющий эффект γ′-фазы может быть получен путем оптимизации соотношения Al, Ti и Nb при условии, что общее количество Al, Ti и Nb остается неизменным. В вариантах осуществления настоящего изобретения принята схема конструкции упрочняющего элемента с высоким содержанием Al, низким содержанием Ti и высоким содержанием Nb, а традиционная упрочняющая фаза Ni3(Al, Ti) модифицирована для формирования упрочняющей фазы Ni3(Al, Ti, Nb) с более высоким содержанием Al и дополнительными элементами Nb и Sc. Упрочняющая фаза Ni3(Al, Ti, Nb) обладает более высокой жаропрочностью по сравнению с традиционной упрочняющей фазой Ni3(Al, Ti), существенно увеличивая сопротивление ползучести и срок службы сплава. Следовательно, содержание трех элементов можно регулировать в следующих пределах: Al - от 2,00% до 3,00%, предпочтительно от 2,50% до 3,00%, Ti - от 1,10% до 1,49% и Nb - от 0,81% до 2,00%.

Вопрос о том, является ли Sc редкоземельным элементом, до сих пор вызывает споры в научных кругах, однако по своему эффекту он не может быть приравнен к редкоземельным элементам. Хотя добавление редкоземельных элементов в железные и стальные материалы практикуется достаточно широко, в основном используются такие редкоземельные элементы как La, Ce, Nd и т.д.

В литературе мало данных об использовании Sc в железных и стальных материалах. Следует отметить, что функция редкоземельных элементов слабо конкретизирована в предшествующем уровне техники и обычно обобщается по функции отдельных редкоземельных элементов, что приводит к проблеме чрезмерного обобщения.

Обычно считается, что эффект редкоземельных элементов заключается в удалении включений, очистке границ зерен, улучшении стойкости к окислению и адгезии оксидной пленки, однако в литературе мало исследований, посвященных эффекту каждого из редкоземельных металлов. В предшествующем уровне техники использование Sc в металлических материалах в основном связано с алюминиевыми сплавами. В целом считается, что введение Sc в процессе плавки алюминиевого сплава формирует модификатор Al3Sc, повышает скорость зародышеобразования и затвердевания, измельчает литейную структуру, уменьшает сегрегацию и значительно увеличивает прочность и ударную вязкость сплава. Однако в литературе нет подробных научных данных о введении элемента Sc в жаропрочный сплав и механизме действия этого элемента. В настоящем изобретении установлено, что соответствующее введение Sc в сплавы в вариантах осуществления настоящего изобретения обеспечивает следующие три эффекта.

1) Sc оказывает эффект предварительной обработки расплавленной стали. Sc улучшает скорость зародышеобразования и затвердения, измельчает кристаллические зерна в литом состоянии и значительно улучшает дендритную ликвацию слитка. Следовательно, с одной стороны, это улучшает технологичность сплава в горячем состоянии, решает проблему растрескивания сплава в направлении растягивающего усилия и предотвращает растрескивание сплава во время процессов тепловой деформации, таких как ковка и горячая прокатка. С другой стороны, слиток сплава не нужно подвергать длительному диффузионному отжигу при высокой температуре, или требуется только кратковременный диффузионный отжиг, что снижает потребление энергии и производственные затраты, сокращает производственный цикл и повышает эффективность производства.

2) Введение SC является своего рода новым механизмом упрочнения, приводя к формированию композитной упрочняющей фазы Ni3(Al, Ti, Nb) с содержанием Sc, которая обладает еще более высокой жаропрочностью и более стабильна по сравнению с традиционной упрочняющей фазой Ni3(Al, Ti) и модифицированной фазой Ni3(Al, Ti, Nb), что существенно повышает сопротивление ползучести и срока службы сплава.

3) Элемент Sc оказывает эффект последующей обработки границы зерен, т.е. не только очищает расплавленную сталь, но также может очищать и укреплять границы зерен во время и после перехода жидкой фазы в твердую фазу, что затрудняет сегрегацию S, P, пяти вредных элементов и других неустранимых легкоплавких примесей на границе зерен и предотвращает образование на границе зерен пор ползучести при высоких температурах. Следовательно, указанный элемент может повышать сопротивление ползучести, долговечность и другие механические характеристики сплава при высоких температурах. Введение Sc в вариантах осуществления настоящего изобретения дает сплаву такие преимущества, как более высокое сопротивление ползучести и длительный срок службы. Введение незначительного количества Sc неэффективно. Введение слишком большого количества потребует чрезмерного потребления Al в сплаве для формирования крупноразмерной фазы Al3Sc и, таким образом, уменьшит формирование мелкодисперсной упрочняющей фазы Ni3(Al, Ti, Nb), что ухудшит прочность и пластичность сплава.

Для сплава в вариантах осуществления настоящего изобретения соответствующее содержание Sc должно регулироваться в пределах от 0,001% до 0,1%.

Эффект элемента B имеет два аспекта. Во-первых, радиус атома B очень мал: всего около 85 пикометров (для сравнения, радиус атома Ni составляет около 135 пикометров), вследствие чего атомы B легко обогащаются на границе зерен, исключая или уменьшая сегрегацию вредных элементов с низкой температурой плавления на границе зерен, что повышает силу связи границы зерен. Во-вторых, бориды на границе зерен могут предотвращать зернограничное проскальзывание, а также возникновение и расширение пор, и таким образом, способствуют повышению сопротивления ползучести и срока службы сплава. Однако слишком большое количество элемента B ухудшит технологичность в горячем состоянии и свариваемость сплава. Следовательно, подходящее содержание элемента B в сплаве составляет от 0,003% до 0,009% в вариантах осуществления настоящего изобретения.

Fe является вредным элементом в жаропрочных сплавах на основе никеля, но в промышленном производстве он неустраним. В вариантах осуществления настоящего изобретения допускается включение Fe в сплав в количестве не более 1,50%, что позволяет использовать исходные материалы и возвратные материалы, содержащие следовые количества Fe, в промышленном производстве по экономическим причинам, тем самым поддерживая стоимость изготовления сплава на приемлемом уровне.

Элемент Zr помогает очистить границу зерен и повысить силу связи границы зерен.

Комбинированное введение Zr и B способствует поддержанию жаропрочности и срока службы сплава, но избыточное содержание Zr легко приводит к термическому растрескиванию и ухудшает свариваемость. Содержание Zr в сплаве регулируется на уровне ≤0,02 в вариантах осуществления настоящего изобретения.

Ni является наиболее важным матричным элементом и элементом для формирования дисперсионно-упрочняющей фазы γ'. Ni используется в качестве матрицы и может образовывать твердый раствор с большим количеством легирующих элементов, таких как Cr, Mo, Co и C с различными эффектами. Микроструктура жаропрочного сплава на основе никеля придает сплаву высокую стабильность, высокую жаропрочность и ударную вязкость, а также хорошие характеристики механической технологичности, и сплав в настоящем изобретении подходит для изготовления прецизионных деталей горячей части с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы для современного ракетно-космического двигателя и современной газовой турбины.

В деформируемом жаропрочном сплаве с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы, описанным в вариантах осуществления первого аспекта настоящего изобретения, массовое процентное содержание Al, Sc и Ti в сплаве удовлетворяет условию: 1,40% ≤ (Al - 1,8Sc)/Ti ≤ 2,6%, предпочтительно 2,22% ≤ (Al - 1,8Sc)/Ti ≤ 2,25%.

Изобретатели установили, что для деформируемого жаропрочного сплава на основе никеля, предлагаемого в вариантах осуществления настоящего изобретения, в случаях, когда Al, Sc и Ti удовлетворяют условию 1,40% ≤ (Al - 1,8Sc)/Ti ≤ 2,6%, термическая стабильность фазы осаждения может быть дополнительно улучшена, а сопротивление ползучести и срок службы деформируемого жаропрочного сплава на основе никеля могут быть дополнительно увеличены. Пластическое удлинение ползучести сплава может быть уменьшено до 0,2% или ниже при температуре 816°C, давлении 221 МПа и 100 ч работы; срок службы может достигнуть 300 ч или больше при давлении 89 МПа и температуре 927°C. В частности при условии 2,22% ≤ (Al - 1.8Sc)/Ti ≤ 2,25% срок службы может достигнуть 330 ч или больше при давлении 89 МПа и температуре 927°C.

В вариантах осуществления второго аспекта настоящего изобретения предлагается деформируемый жаропрочный сплав на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы в ракетно-космическом двигателе. В вариантах осуществления первого аспекта настоящего изобретения деформируемый жаропрочный сплав на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы соответствует конструктивным и эксплуатационным требованиям к современному ракетно-космическому двигателю и может использоваться в прецизионном устройстве(-ах) современного ракетно-космического двигателя.

В вариантах осуществления третьего аспекта настоящего изобретения предлагается деформируемый жаропрочный сплав на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы в газовой турбине. В вариантах осуществления первого аспекта настоящего изобретения деформируемый жаропрочный сплав на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы соответствует конструктивным и эксплуатационным требованиям к газовой турбине и может использоваться в прецизионном устройстве(-ах) газовой турбины.

В вариантах осуществления четвертого аспекта настоящего изобретения предлагается способ получения деформируемого жаропрочного сплава на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы, включающий в себя следующие этапы: На этапе a) отвешивают расчетное количество исходных материалов сплава в соответствии с вариантами осуществления первого аспекта настоящего изобретения, и подвергают его плавке в вакууме; после того, как все исходные материалы расплавлены, его очищают для удаления газов и отливают в слиток сплава в вакууме. На этапе b) выполняется ковка и обжатие слитка сплава, полученного на этапе а) в электродный стержень, и электродный стержень переплавляют и дают отвердеть для получения слитка сплава. В случаях, когда диаметр слитка сплава, полученного после переплава, ≤ 200 мм, диффузионный отжиг не проводят. В случаях, когда диаметр слитка сплава, полученного после переплава, > 200 мм, проводят диффузионный отжиг, при этом температура диффузионного отжига составляет от 1150 до 1200°C, а время отжига - от 12 до 24 часов. Слиток сплава подвергают ковке и обжатию для получения требуемой заготовки, а затем перерабатывают в поковки, пластины, полосы, прутки, трубы, проволоку (в том числе сварочную проволоку) или материалы для порошковой металлургии и подвергают термической обработке.

Согласно способу получения деформируемого жаропрочного сплава на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы в вариантах осуществления четвертого аспекта настоящего изобретения, полученный деформируемый жаропрочный сплав на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы имеет высокое сопротивление ползучести, длительный срок службы и превосходную свариваемость, и может удовлетворять конструктивным и эксплуатационным требованиям к современному ракетно-космическому двигателю и современной газовой турбине. Диффузионный отжиг можно не проводить для слитков сплава, полученного способом, описанным в вариантах осуществления настоящего изобретения, или требуется только кратковременный диффузионный отжиг, чтобы добиться эффекта однородности состава, что снижает потребление энергии, сокращает производственный цикл и повышает эффективность производства.

Согласно способу получения деформируемого жаропрочного сплава на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы, описанным в вариантах осуществления четвертого аспекта настоящего изобретения, термическая обработка включает в себя однократную обработку на твердый раствор и двукратное старение. Сначала выполняется термическая обработка на твердый раствор, а две термические обработки старением выполняются после процесса механической обработки, такого как сварка и холодная гибка. Обработку на твердый раствор проводят при температуре твердого раствора от 1100 до 1170°C с точностью регулирования температуры в пределах ±10°С. Время выдержки определяется размером изделия, а охлаждение выполняется воздухом или водой. Первичное старение проводят при температуре от 950 до 1010°C с точностью регулирования температуры в пределах ±10°С и временем выдержки от 1 до 3 ч.

Охлаждение проводят со скоростью, эквивалентной скорости воздушного охлаждения. Вторичное старение проводят при температуре от 750 до 800°C с точностью регулирования температуры в пределах ±10°C и временем выдержки от 8 до 10 ч. Охлаждение проводят со скоростью, эквивалентной скорости воздушного охлаждения.

Настоящее изобретение подробно описано ниже со ссылкой на Примеры.

Пример 1

Отбирали исходные материалы желаемой степени чистоты, отвешивали их в расчетном соотношении, помещали в индукционную плавильную печь и плавили в условиях вакуума. После плавки всех исходных материалов поддерживали уровень вакуума от 0,1 до 0,5 Па и проводили рафинирование в течение 30-35 мин для удаления газов. После рафинирования материалы отливали в слиток сплава в условиях вакуума. Слиток сплава подвергали ковке и обжатию для получения электродного стержня. После переплава электродного стержня в электрошлаковой печи в защитной атмосфере был получен еще один слиток сплава диаметром 230 мм, который был подвергнут диффузионному отжигу.

Диффузионный отжиг проводили при температуре 1180°C в течение 12 ч. Температура ковки и обжига составляла 1100°C. После трех термических обработок (отжига, нормализации и закалки) слиток сплава был прокован в пластину-заготовку толщиной 40 мм, после чего пластину-заготовку раскатывали в пластину толщиной 20 мм и пластину толщиной 5 мм путем дальнейшей термической обработки. Пластину толщиной 20 мм подвергали обработке на твердый раствор при температуре 1150°C в течение 1 ч, охлаждали водой и подвергали первому старению при температуре 1010°C в течение 2 ч с последующим охлаждением на воздухе и второму старению при 788°C в течение 8 ч с последующим воздушным охлаждением для получения деформируемого жаропрочного сплава на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы, после чего проводили испытание сплава на механические характеристики. Пластину толщиной 5 мм подвергали обработке на твердый раствор при температуре 1150°C в течение 1 ч и охлаждали водой. Используя сварочную проволоку из того же материала, что и пластина, две пластины толщиной 5 мм приваривали друг к другу методом сварки неплавящимся электродом в защитных газах и проводили испытания на сварочные характеристики.

Состав сплава, полученного в Примере 1, приведен в Таблице 1, а характеристики в Таблице 2.

Пример 2

Отбирали исходные материалы желаемой степени чистоты, отвешивали их в расчетном соотношении, помещали в индукционную плавильную печь и плавили в условиях вакуума. После плавки всех исходных материалов поддерживали уровень вакуума от 0,1 до 0,5 Па и проводили рафинирование в течение 30-35 мин для удаления газов. После рафинирования материалы отливали в слиток сплава в условиях вакуума. Слиток сплава подвергали ковке и обжатию для получения электродного стержня. После переплавки электродного стержня в электрошлаковой печи в защитной атмосфере был получен дополнительный слиток сплава диаметром 200 мм, при этом данный слиток сплава не подвергали диффузионному отжигу. Температура ковки и обжига составляла 1050°С.

После трех термических обработок (отжига, нормализации и закалки) слиток сплава был прокован в пластину-заготовку толщиной 40 мм, после чего пластину-заготовку раскатывали в пластину толщиной 20 мм и пластину толщиной 5 мм путем дальнейшей термической обработки. Пластину толщиной 20 мм подвергали обработке на твердый раствор при температуре 1150°C в течение 1 ч, охлаждали водой и подвергали первому старению при температуре 1010°C в течение 2 ч с последующим охлаждением на воздухе и второму старению при 788°C в течение 8 ч с последующим воздушным охлаждением для получения деформируемого жаропрочного сплава на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы, после чего проводили испытание сплава на механические характеристики.

Пластину толщиной 5 мм подвергали обработке на твердый раствор при температуре 1150°C в течение 1 ч и охлаждали водой. Используя сварочную проволоку из того же материала, что и пластина, две пластины толщиной 5 мм приваривали друг к другу методом дуговой сварки плавящимся электродом в среде инертного газа и проводили испытания на сварочные характеристики.

Состав сплава, полученного в Примере 2, приведен в Таблице 1, а характеристики - в Таблице 2.

Способы получения, описанные в Примерах 3-10, такие же, как в Примере 1, за исключением того, что отличаются составы сплавов. Составы сплавов, полученных в Примере 3-10, приведены в Таблице 1, а характеристики - в Таблице 2.

Сравнительный пример 1

Способ получения в Сравнительном примере 1 такой же, как в Примере 1, за исключением того, что в сплаве сумма массовых концентраций Al, Ti и Mo составляет 11,49%, т.е. Al + Ti + Mo = 11,49%. Состав сплава, полученного в Сравнительном примере 1, приведен в Таблице 1, а характеристики - в Таблице 2.

Сравнительный пример 2

Способ получения в Сравнительном примере 2 такой же, как в Примере 1, за исключением того, что в сплаве сумма массовых концентраций составляет 11,40%, т.е. Al + Ti + Mo = 11,40%. Состав сплава, полученного в Сравнительном примере 2, приведен в Таблице 1, а характеристики - в Таблице 2.

Сравнительный пример 3

Способ получения в Сравнительном примере 3 такой же, как в Примере 1, за исключением того, что в сплаве сумма массовых концентраций составляет 13,34%, т.е. Al + Ti + Mo = 13,34%. Состав сплава, полученного в Сравнительном примере 3, приведен в Таблице 1, а характеристики - в Таблице 2.

Сравнительный пример 4

Способ получения в Сравнительном примере 4 такой же, как в Примере 1, за исключением того, что в сплаве сумма массовых концентраций составляет 13,25%, т.е. Al + Ti + Mo = 13,25%. Состав сплава, полученного в Сравнительном примере 4, приведен в Таблице 1, а характеристики - в Таблице 2.

Сравнительный пример 5

Способ получения в Сравнительном примере 5 такой же, как в Примере 1, за исключением того, что в сплаве содержание Sc составляет 0,0005%. Состав сплава, полученного в Сравнительном примере 5, приведен в Таблице 1, а характеристики - в Таблице 2.

Сравнительный пример 6

Способ получения в Сравнительном примере 6 такой же, как в Примере 1, за исключением того, что в сплаве содержание Sc составляет 0,19%. Состав сплава, полученного в Сравнительном примере 6, приведен в Таблице 1, а характеристики - в Таблице 2.

Сравнительный пример 7

Способ получения в Сравнительном примере 7 такой же, как в Примере 1, за исключением того, что в сплаве содержание Nb составляет 0,25%. Состав сплава, полученного в Сравнительном примере 7 приведен в Таблице 1, а характеристики - в Таблице 2.

Сравнительный пример 8

Способ получения в Сравнительном примере 8 такой же, как в Примере 1, за исключением того, что в сплаве содержание Nb составляет 2,23%. Состав сплава, полученного в Сравнительном примере 8, приведен в Таблице 1, а характеристики - в Таблице 2.

Сравнительный пример 9

Способ получения в Сравнительном примере 9 такой же, как в Примере 1, за исключением того, что в сплаве содержание Al составляет 1,45%. Состав сплава, полученного в Сравнительном примере 9, приведен в Таблице 1, а характеристики - в Таблице 2.

Сравнительный пример 10

Способ получения в Сравнительном примере 10 такой же, как в Примере 1, за исключением того, что в сплаве содержание Al составляет 3,15%. Состав сплава, полученного в Сравнительном примере 10, приведен в Таблице 1, а характеристики - в Таблице 2.

Сравнительный пример 11

Способ получения в Сравнительном примере 11 такой же, как в Примере 1, за исключением того, что в сплаве содержание Ti составляет 0,95%.

Состав сплава, полученного в Сравнительном примере 11, приведен в Таблице 1, а характеристики - в Таблице 2.

Сравнительный пример 12

Способ получения в Сравнительном примере 12 такой же, как в Примере 1, за исключением того, что в сплаве содержание Ti составляет 1,55%. Состав сплава, полученного в Сравнительном примере 12, приведен в Таблице 1, а характеристики - в Таблице 2.

Сравнительный пример 13

Сравнительный пример 13 представляет промышленный сплав Haynes 282 с известным составом, раскрытым в заявке на выдачу патента №201210057737.8, при этом сплав в Тестовом примере Н, который получен в соответствии со способом, описанным в данной заявке на выдачу патента, имеет следующий состав: C - 0,088%, Cr - 19,3%, Co - 10,8%, Mo - 4,6%, Al - 1,63%, Ti - 1,85%, B - 0,003%, Nb - 0,04%, Fe - 0,2%, W - 6,1%, остальное - Ni. Характеристики сплава в Сравнительном примере 13 приведены в Таблице 2.

Сравнительный пример 14

Сравнительный пример 14 представляет сплав, описанный в заявке на выдачу патента № 201910811805.7, при этом сплав в Примере 2, который получен в соответствии со способом, описаннымв данной заявке на выдачу патента, имеет следующий состав: С - 0,04%, Cr - 18,3%, Co - 9,5%, Mo - 8,5%, Al - 1,5%, Ti - 1,9%, Zr - 0,02%, B - 0,005%, Nb - 0,2%, V - 0,05%, Fe - 1,2%, Si - 0,1%, Mn - 0,2%, P - 0,006%, S - 0,001%, Nd - 0,02%, остальное - Ni. Характеристики сплава в Сравнительном примере 14 приведены в Таблице 2.

Таблица 1 № C Cr Co Mo Al Ti B Ni Sc Nb Zr Fe Пример по изобретению 1 0,06 19,50 10,03 8,65 3,00 1,35 0,004 остальное 0,002 1,10 -- 1,06 2 0,04 18,52 9,50 8,23 2,51 1,10 0,005 остальное 0,02 0,81 0,01 1,28 3 0,05 21,07 10,55 9,00 2,12 1,32 0,005 остальное 0,01 0,92 -- 1,50 4 0,06 20,00 11,00 8,82 2,34 1,49 0,003 остальное 0,009 2,00 0,01 0,54 5 0,08 19,12 10,05 8,05 3,00 1,14 0,009 остальное 0,02 0,85 -- 1,06 6 0,06 21,05 9,02 8,29 2,00 1,30 0,006 остальное 0,10 1,54 -- 0,28 7 0,045 20,32 10,23 8,5 2,1 1,48 0,007 остальное 0,04 0,86 -- 0,78 8 0,062 19,82 10,13 8,6 2,2 1,46 0,006 остальное 0,1 0,92 -- 0,62 9 0,078 21,01 9,97 8,68 2,96 1,12 0,004 остальное 0,0051 0,89 -- 0,52 10 0,041 20,23 10,20 8,52 3 1,12 0,005 остальное 0,011 0,91 -- 0,65 Сравнительный пример 1 0,056 18,94 10,12 8,12 2,15 1,22 0,004 остальное 0,021 0,97 -- 0,49 2 0,064 19,02 9,89 8,15 2,11 1,15 0,007 остальное 0,009 0,98 -- 0,65 3 0,062 19,51 10,01 8,97 2,89 1,48 0,004 остальное 0,002 1,09 -- 1,05 4 0,058 19,48 10,04 8,86 2,92 1,47 0,004 остальное 0,002 1,11 -- 1,03 5 0,061 19,51 10,02 8,67 2,99 1,33 0,004 остальное 0,0005 1,10 -- 1,06 6 0,062 19,50 10,04 8,63 3,00 1,36 0,004 остальное 0,19 1,11 -- 1,05 7 0,058 19,49 10,03 8,66 2,98 1,35 0,004 остальное 0,002 0,25 -- 1,07 8 0,062 19,52 10,02 8,64 3,00 1,34 0,004 остальное 0,002 2,23 -- 1,06 9 0,061 19,51 10,02 8,67 1,45 1,36 0,004 остальное 0,002 1,11 -- 1,05 10 0,060 19,52 10,04 8,51 3,15 1,34 0,004 остальное 0,002 1,10 -- 1,04 11 0,062 19,48 10,05 8,63 3,00 0,95 0,004 остальное 0,002 1,09 -- 1,07 12 0,061 19,51 10,01 8,54 2,91 1,55 0,004 остальное 0,002 1,10 -- 1,06

Примечание: содержание каждого элемента, приведенного в данной таблице, измеряется в % масс.

Таблица 2 № (Al -
1,8Sc)/Ti Al + Ti + Mo εp, % τ, ч δ, % Rp0,2,
МПа Rm,
МПа A, % Трещина по сварочному шву Плотность, г/см³ Требуемое значение 1,4~2,60 11,59~13,0 ≤0,8 ≥200 ≥10,0 ≥586 ≥1035 ≥20 Нет Пример по изобретению 1 2,22 13,00 0,162 342 23,0 762 1125 36,5 Нет 8,14 2 2,25 11,84 0,164 334 33,0 725 1120 35,2 Нет 8,21 3 1,59 12,44 0,164 328,5 26,5 730 1132 35,5 Нет 8,20 4 1,56 12,65 0,151 325,6 21,3 732 1115 37 Нет 8,22 5 2,60 12,19 0,152 319 22,8 768 1125 34,4 Нет 8,14 6 1,40 11,59 0,142 324,5 20,4 730 1130 35,2 Нет 8,24 7 1,37 12,08 0,483 232 18,3 746 1142 33,5 Нет 8,23 8 1,38 12,26 0,452 209 19,5 729 1131 32,2 Нет 8,23 9 2,63 12,76 0,232 258 15,6 752 1140 30,6 Нет 8,12 10 2,66 12,64 0,219 248 15,8 758 1150 29,5 Нет 8,14 Сравнительный пример 1 1,73 11,49 0,52 212 20,2 621 1012 36,8 Нет 8,25 2 1,82 11,40 0,637 202 19,8 596 995 38,5 Нет 8,27 3 1,95 13,34 0,152 298 16,0 812 1321 22,3 Да 8,15 4 1,98 13,25 0,163 306 10,2 806 1296 23,5 Да 8,15 5 2,25 12,99 0,878 103,5 23,0 735 1128 32,0 Нет 8,14 6 1,95 12,99 1,389 45,0 5,0 752 1108 30,2 Нет 8,14 7 2,20 12,99 0,808 180,0 21,0 723 1105 38,5 Нет 8,14 8 2,24 12,98 0,126 352,4 5,8 756 1205 33,8 Нет 8,15 9 1,06 11,48 0,488 105,0 22,0 650 998 40,2 Нет 8,33 10 2,35 13,00 0,178 352,3 8,6 768 1130 30,0 Нет 8,12 11 3,15 12,58 0,187 212,5 15,8 672 1032 40,5 Нет 8,15 12 1,88 13,00 0,140 345,6 9,5 712 1105 35,5 Нет 8,14 13 -- -- 1,10 102,0 15,2 697 1141 34,5 Нет 8,50 14 -- -- 2,201 40,3 14 698 1135 34,5 Нет 8,58

Примечание: 1) εp означает пластическое удлинение ползучести состаренного сплава при температуре 816°C, давлении 221 МПа и 100 ч работы;

2) τ означает срок службы состаренного сплава при температуре 89 МПа и 927°C, а δ означает удлинение после разрыва состаренного сплава при давлении 89 МПа и температуре 927°C;

3) Rp0.2 означает предел текучести при комнатной температуре состаренного сплава, Rm означает предел прочности при комнатной температуре состаренного сплава, а A означает относительное удлинение после разрыва при комнатной температуре состаренного сплава;

4) Трещина по сварочному шву выявляется следующим образом: определяется качество поверхности сварного шва листа толщиной 5 мм согласно Национальному стандарту энергетического сектора NB/T 47013.5-2015 с помощью двух методов: люминесцентной дефектоскопии и цветной дефектоскопии, и определяется внутреннее качество сварного шва листа толщиной 5 мм согласно Национальному стандарту GB/T 3323.1-2019 методом рентгеновской дефектоскопии;

5) Содержание (Al - 1.8Sc)/Ti и Al + Ti + Mo, приведенное в таблице, измеряется в % масс.

Как следует из данных о составе и характеристиках сплавов, описанных в Примерах, и Сравнительных примерах в Таблице 1 и Таблице 2, в Примерах 1-10 массовое процентное содержание Al, Ti и Mo удовлетворяет условию: 11,59 ≤ Al + Ti + Mo ≤ 13,0, все удлинения пластической ползучести составляют не более 0,5 % при температуре 816°С, давлении 221 МПа и 100 ч работы, а все сроки службы сплавов достигают не менее 200 ч при давлении 89 МПа и температуре 927°С, что удовлетворяет конструктивным и эксплуатационным требованиям к современному ракетно-космическому двигателю и современной газовой турбине. В частности, в Примерах 1-6 массовое процентное содержание Al, Ti и Mo удовлетворяет условию: 11,59 ≤ Al + Ti + Mo ≤ 13,0, а массовое процентное содержание Al, Sc и Ti удовлетворяет условию: 1,40 ≤ (Al - 1,8Sc)/Ti ≤ 2,6. При выполнении этих двух условий деформируемые жаропрочные сплавы на основе никеля, полученные в Примерах 1-6, имеют высокое сопротивление ползучести и длительный срок службы при высоких температурах, то есть все удлинения при пластической ползучести сплавов составляют не более 0,2% при температуре 816°С, давлении 221 МПа и 100 ч работы, а все сроки службы достигают 300 ч и более при давлении 89 МПа и температуре 927°С.

В Сравнительных примерах 1 и 2 сумма массовых концентраций Al, Ti и Mo, т.е. Al + Ti + Mo, составляет 11,49% и 11,40% соответственно. Хотя сроки службы сплавов в Сравнительных примерах 1 и 2 достигают 200 ч при давлении 89 МПа и температуре 927°С, пластическое удлинение ползучести сплавов составляет не менее 0,5% при температуре 816°С, давлении 221 Мпа и 100 ч работы, а предел прочности Rm при комнатной температуре ниже требуемого значения, которое составляет 1035 МПа.

В Сравнительных примерах 3 и 4 сумма массовых концентраций Al, Ti и Mo, т.е. Al + Ti + Mo, составляет 13,34% и 13,25% соответственно. Пластическое удлинение ползучести сплавов в Сравнительных примерах 3 и 4 составляет не более 0,2 % при температуре 816°С, давлении 221 МПа и 100 ч работы, а срок службы достигает 300 ч при напряжении 89 МПа и температуре 927°C, но в процессе сварки появляются сварочные трещины. Сумма массовых концентраций Al, Ti и Mo в сплавах Сравнительного примера 3 и Сравнительного примера 4 превышает 13%, при этом наблюдаются значительные эффекты дисперсионного упрочнения и твердорастворного упрочнения, а также высокие значения пределы текучести и предел прочности после старения. Хотя эти сплавы имеет высокое сопротивление ползучести и длительный срок службы, они характеризуются плохой свариваемостью и сварочными трещинами.

В Сравнительных примерах 5 и 6 содержание Sc составляет 0,0005% и 0,19% соответственно. Содержание Sc в сплаве Сравнительного примера 5 составляет 0,0005%, и это значение слишком мало.

Пластическое удлинение при ползучести сплава составляет 0,878% при температуре 816°C, давлении 221 МПа и 100 ч работы, а срок службы составляет всего 103,5 часа при давлении 89 МПа и температуре 927°С. Содержание Sc в сплаве, описанном в Сравнительном примере 6, составляет 0,19%, и это значение слишком велико. Пластическое удлинение при ползучести сплава составляет 1,389% при температуре 816°C, давлении 221 МПа и 100 ч работы, а срок службы составляет всего 45 часов при давлении 89 МПа и температуре 927°C. Сопротивление ползучести и сроки службы в Сравнительном примере 5 и Сравнительном примере 6 не достигают требуемых значений. Известно, что количество добавленного Sc влияет на сопротивление ползучести и срок службы сплава в вариантах осуществления настоящего изобретения. В сплавах, описанных в вариантах осуществления настоящего изобретения, содержание Sc составляет от 0,001% до 0,1%.

В Сравнительных примерах 7 и 8 содержание Nb составляет 0,25% и 2,23% соответственно. В сплаве, описанном в Сравнительном примере 7, используется малое количество Nb: 0,25%. Пластическое удлинение при ползучести сплава составляет 0,808% при температуре 816°C, давлении 221 МПа и 100 ч работы, а срок службы составляет всего 180 ч при давлении 89 МПа и температуре 927°C, что не соответствует требуемым значениям. В Сравнительном примере 8 содержание Nb составляет 2,23%. Пластическое удлинение при ползучести сплава составляет 0,126% при температуре 816°C, давлении 221 МПа и 100 ч работы, а срок службы составляет 352,4 ч при давлении 89 МПа и температуре 927°C. Хотя сплав, описанный в Сравнительном примере 8, имеет высокое сопротивление ползучести и длительный срок службы, его относительное удлинение после разрыва составляет всего 5,8% при давлении 89 МПа и температуре 927°C, что не соответствует требуемому значению ≥ 10,0%.

Хотя увеличение содержания Nb в сплаве может улучшить сопротивление ползучести и срок службы, относительное удлинение после разрушения уменьшится при слишком высоком содержании Nb. Следовательно, содержание Nb в сплаве, описанном в вариантах осуществления настоящего изобретения, регулируется в пределах от 0,81% до 2,00%.

В Сравнительных примерах 9 и 10 содержание Al составляет 1,45% и 3,15% соответственно. В сплаве, описанном в Сравнительном примере 9, используется малое количество Al: 1,45%.

Пластическое удлинение при ползучести сплава составляет 0,488% при температуре 816°C, давлении 221 МПа и 100 ч работы, а срок службы составляет всего 105 ч при давлении 89 МПа и температуре 927°C. Хотя пластическое удлинение при ползучести сплава в Сравнительном примере 9 достигло требуемого значения, требуемое значение срока службы не было достигнуто. В Сравнительном примере 10 содержание Al составляет 3,15%, пластическое удлинение при ползучести сплава составляет 0,178% при температуре 816°C, давлении 221 МПа и 100 ч работы, а срок службы достигает 352,3 ч при давлении 89 МПа и 927°C. Хотя сплав, описанный в Сравнительном примере 10, имеет высокое сопротивление ползучести и длительный срок службы, его относительное удлинение на разрыв составляет всего 8,6% при давлении 89 МПа и температуре 927°C, что не достигает требуемого значения ≥ 10,0%.

Хотя увеличение содержания Al в сплаве может улучшить сопротивление ползучести и срок службы, относительное удлинение после разрыва уменьшится при слишком высоком содержании Al. Следовательно, содержание Al в сплаве, описанном в вариантах осуществления настоящего изобретения, регулируется в пределах от 2,00% до 3,00%.

В Сравнительных примерах 11 и 12 содержание Ti составляет 0,95% и 1,55% соответственно. В сплаве, описанном в Сравнительном примере 11, содержание Ti составляет 0,95%. Пластическое удлинение при ползучести сплава составляет 0,187% при температуре 816°C, давлении 221 МПа и 100 ч работы, а срок службы составляет всего 212,5 ч при давлении 89 МПа и температуре 927°C. Хотя сопротивление ползучести и срок службы сплава в Сравнительном примере 11 могут соответствовать требованиям, предел прочности Rm при комнатной температуре составляет 1032 МПа, что ниже требуемого значения 1035 МПа и не отвечает установленному требованию. В Сравнительном примере 12 содержание Ti составляет 1,55%. Пластическое удлинение при ползучести сплава составляет 0,14% при температуре 816°C, давлении 221 МПа и 100 ч работы, а срок службы составляет 345,6 ч при давлении 89 МПа и температуре 927°C. Хотя сплав, описанный в Сравнительном примере 12, имеет высокое сопротивление ползучести и длительный срок службы, его относительное удлинение после разрыва составляет всего 9,5% при давлении 89 МПа и температуре 927°С, что не соответствует требуемому значению ≥ 10,0%. В сплавах, описанных в вариантах осуществления настоящего изобретения, содержание Ti, составляет от 1,10% до 1,49%.

Сравнительный пример 13 представляет собой промышленный сплав 282, а Сравнительный пример 14 представляет собой сплав, раскрытый в заявке на выдачу патента № 201910811805.7. Плотности сплавов в этих двух сравнительных примерах выше, чем в приведенных примерах.

В сплавы Сравнительного примера 13 и Сравнительного примера 14 элемент Sc не добавляют. В Сравнительном примере 13 используется малое количество Al, большое количество Ti и малое количество Nb, а в Сравнительном примере 14 используется малое количество Al и малое количество Nb. После испытаний пластическое удлинение при ползучести сплава в Сравнительном примере 13 составляет 1,1% при температуре 816°C, давлении 221 МПа и 100 ч работы, а срок службы составляет 102 ч при давлении 89 МПа и температуре 927°C.

Пластическое удлинение при ползучести сплава в Сравнительном примере 14 составляет 2,201% при температуре 816°C, давлении 221 МПа и 100 ч работы, а срок службы составляет 40,3 ч при давлении 89 МПа и температуре 927°С. Эти характеристики не соответствуют требуемым значениям и не могут удовлетворить требованиям, предъявляемым к прецизионным деталям горячей части с длительным сроком службы в современном ракетно-космическом двигателе, газовой турбине и другом оборудовании.

Указание на протяжении настоящего описания на «вариант осуществления», «некоторые варианты осуществления», «один вариант осуществления», «конкретный пример» или «некоторые примеры» означает, что конкретный признак, структура, материал или характеристика, описанные применительно к варианту осуществления или примеру, входит по меньшей мере в один вариант осуществления или пример настоящего изобретения.

Таким образом, использование таких выражений в различных местах настоящего описания не обязательно относится к одному и тому же варианту осуществления или примеру настоящего изобретения. Конкретные признаки, структуры, материалы или характеристики можно также комбинировать любым подходящим образом в одном или нескольких вариантах осуществления или примерах. Кроме того, специалисты в данной области техники могут комбинировать различные варианты осуществления или примеры и их признаки, указанные в данном описании, таким образом, чтобы они не противоречили друг другу.

Хотя иллюстративные варианты осуществления представлены и описаны, специалистам в данной области техники будет понятно, что описанные выше варианты осуществления не могут быть истолкованы как ограничивающие настоящее изобретение, и в варианты осуществления могут быть внесены изменения, альтернативы и модификации без отклонения от сущности, принципов и объема настоящего изобретения.

Изобретение относится к металлургии, а именно к деформируемому сплаву на основе никеля с высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы, и может быть использовано в качестве материала для прецизионных деталей горячей части в ракетно-космическом двигателе или для прецизионных деталей горячей части в газовой турбине. Деформируемый жаропрочный сплав на основе никеля содержит, мас.%: С от 0,04 до 0,08, Cr от 18,50 до 21,50, Co от 9,00 до 11,00, Mo от 8,00 до 9,00, Al от 2,00 до 3,00, Ti от 1,10 до 1,49, Nb от 0,81 до 2,00, B от 0,003 до 0,009, Sc от 0,001 до 0,10, Zr не более 0,02, остальное - никель и неустранимые примеси, при этом массовое процентное содержание Al, Ti и Mo в сплаве удовлетворяет условию 11,59 ≤ Al+Ti+Mo ≤ 13,0. Сплав характеризуется высоким сопротивлением ползучести и длительным сроком службы. 4 н. и 5 з.п. ф-лы, 2 табл., 22 пр.

1. Деформируемый жаропрочный сплав на основе никеля, содержащий, мас.%: С - от 0,04 до 0,08, Cr - от 18,50 до 21,50, Co - от 9,00 до 11,00, Mo - от 8,00 до 9,00, Al - от 2,00 до 3,00, Ti - от 1,10 до 1,49, Nb - от 0,81 до 2,00, B - от 0,003 до 0,009, Sc - от 0,001 до 0,10, Zr - не более 0,02, остальное - никель и неустранимые примеси, при этом массовое процентное содержание Al, Ti и Mo в сплаве удовлетворяет условию 11,59 ≤ Al+Ti+Mo ≤ 13,0.

2. Сплав по п. 1, отличающийся тем, что содержание примесей составляет, мас.%: W ≤ 0,50, Fe ≤ 1,50, Si ≤ 0,10, Mn ≤ 0,10, P ≤ 0,008, S ≤ 0,008, Ta ≤ 0,10 и Cu ≤ 0,20.

3. Сплав по п. 1, отличающийся тем, что массовое процентное содержание Al, Sc и Ti в сплаве удовлетворяет условию: 1,40 ≤ (Al - 1,8Sc)/Ti ≤ 2,6.

4. Сплав п. 3, отличающийся тем, что массовое процентное содержание Al, Sc и Ti в сплаве удовлетворяет условию: 2,22 ≤ (Al - 1,8Sc)/Ti ≤ 2,25.

5. Сплав по п. 1, содержащий, мас.%: С - от 0,04 до 0,08, Cr - от 18,50 до 21,50, Co - от 9,00 до 11,00, Mo - от 8,00 до 9,00, Al - от 2,50 до 3,00, Ti - от 1,10 до 1,49, Nb - от 0,81 до 2,00, B - от 0,003 до 0,009, Sc - от 0,001 до 0,10, Zr - не более 0,02, остальное - никель и неустранимые примеси, где массовое процентное содержание Al, Ti и Mo в сплаве удовлетворяет условию: 11,59 ≤ Al+Ti+Mo ≤ 13,0, а массовое процентное содержание Al, Sc и Ti в сплаве удовлетворяет условию 2,22 ≤ (Al - 1,8Sc)/Ti ≤ 2,25.

6. Применение деформируемого жаропрочного сплава на основе никеля по любому из пп. 1-5 в качестве материала для прецизионных деталей горячей части в ракетно-космическом двигателе.

7. Применение деформируемого жаропрочного сплава на основе никеля по любому из пп. 1-5 в качестве материала для прецизионных деталей горячей части в газовой турбине.

8. Способ получения заготовки из деформируемого жаропрочного сплава на основе никеля, содержащий следующие этапы:

a. приготовление расчетного количества исходных материалов, плавка в вакууме, рафинирование для удаления газов и отливка в вакууме слитка сплава по любому из пп. 1-5; и

b. выполнение ковки и обжатия слитка сплава, полученного на этапе а, для получения электродного стержня, переплав электродного стержня для получения последующего слитка сплава, выполнение ковки и обжатия на последующем слитке сплава для получения требуемой заготовки и выполнение термической обработки после вышеуказанной обработки.

9. Способ по п. 8, отличающийся тем, что на этапе b при диаметре полученного переплавом слитка сплава ≤ 200 мм диффузионный отжиг не проводят, а при диаметре полученного переплавом слитка сплава > 200 мм проводят диффузионный отжиг, при этом температура диффузионного отжига составляет от 1150 до 1200°С, а время отжига - от 12 до 24 ч.