WO2018078269A1 - Superalliage a base de nickel, aube monocristalline et turbomachine. - Google Patents

Superalliage a base de nickel, aube monocristalline et turbomachine. Download PDF

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WO2018078269A1
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WO
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nickel
superalloy
superalloys
rhenium
chromium
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PCT/FR2017/052918
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Jérémy RAME
Philippe BELAYGUE
Pierre Caron
Joël DELAUTRE
Virginie JAQUET
Odile Lavigne
Original Assignee
Safran
Safran Aircraft Engines
Office National D'etudes Et De Recherches Aerospatiales
Safran Helicopters Engines
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    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
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    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01D—NON-POSITIVE DISPLACEMENT MACHINES OR ENGINES, e.g. STEAM TURBINES
    • F01D5/00—Blades; Blade-carrying members; Heating, heat-insulating, cooling or antivibration means on the blades or the members
    • F01D5/12—Blades
    • F01D5/28—Selecting particular materials; Particular measures relating thereto; Measures against erosion or corrosion
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    • F01D5/28—Selecting particular materials; Particular measures relating thereto; Measures against erosion or corrosion
    • F01D5/284—Selection of ceramic materials

Definitions

  • the present disclosure relates to nickel-based superalloys for gas turbines, especially for stationary blades, also called distributors or rectifiers, or mobile gas turbine, for example in the field of aeronautics.
  • nickel-based superalloys for monocrystalline blades have undergone significant changes in chemical composition, in particular to improve their creep properties at high temperature while maintaining environmental resistance. very aggressive in which these superalloys are used.
  • metal coatings adapted to these alloys have been developed to increase their resistance to the aggressive environment in which these alloys are used, including the oxidation resistance and corrosion resistance.
  • a ceramic coating of low thermal conductivity, fulfilling a thermal barrier function may be added to reduce the temperature at the surface of the metal.
  • a complete protection system comprises at least two layers.
  • the first layer also called underlayer or bonding layer
  • the deposition step is followed by a diffusion step of the underlayer in the superalloy. Depositing and broadcasting can also be done in a single step.
  • the second layer generally called thermal barrier or "TBC” according to the acronym for "Thermal Barrier Coating” is a ceramic coating comprising for example yttria zirconia, also called “YSZ” according to the acronym English for “Yttria Stabilized Zirconia” or “YPSZ” according to the acronym for "Yttria Partially Stabilized Zirconia” and having a porous structure.
  • TBC thermal barrier
  • This layer can be deposited by various processes, such as electron beam evaporation (“EB-PVD” according to the acronym for “Electron Beam Physical Vapor Deposition”), the thermal projection (“APS”) according to the acronym for “Atmospheric Plasma Spraying”), “SPS” according to the acronym for “Suspension Plasma Spraying”), or any other method for obtaining a porous ceramic coating with low thermal conductivity.
  • EB-PVD electron beam evaporation
  • APS thermal projection
  • SPS Stension Plasma Spraying
  • the present disclosure aims to provide nickel-based superalloy compositions for the manufacture of monocrystalline components, showing mechanical characteristics at very high temperatures higher than those of existing alloys, and promoting the resistance to scaling of the barrier thermal.
  • the present disclosure relates to a nickel-based superalloy comprising, in percentages by weight, 4.0 to 6.0% of chromium, 0.4 to 0.8% of molybdenum, 2.5 to 3% by weight. , 5% rhenium, 6.2 to 6.6% tungsten, 5.2 to 5.7% aluminum, 0.0 to 1.6% titanium, 6 to 9.9% tantalum, 0.7% hafnium, 0.0 to 0.3% silicon, the balance being nickel and possible impurities.
  • This superalloy is intended for the manufacture of monocrystalline gas turbine components, such as blades or mobile blades.
  • Ni nickel-based superalloy
  • the creep resistance is improved over existing superalloys, especially at temperatures up to 1200 ° C and the adhesion of the thermal barrier is enhanced compared to that observed on existing superalloys.
  • This alloy therefore has improved high temperature creep resistance. The lifetime of this alloy is thus long, this alloy also has improved resistance to corrosion and oxidation. This alloy may also have improved thermal fatigue resistance.
  • a nickel-based superalloy monocrystalline piece is obtained by a solidification process directed under a thermal gradient in a lost wax foundry.
  • the nickel-based monocrystalline superalloy comprises an austenitic matrix of face centered cubic structure, nickel-based solid solution, called gamma phase ("gamma”).
  • This matrix contains gamma prime (“ ⁇ ””) hardening phase precipitates of ordered cubic structure Ll 2 of Ni 3 Al type.
  • the set (matrix and precipitates) is thus described as a ⁇ / ⁇ superalloy.
  • this composition of the nickel-based superalloy allows the implementation of a heat treatment which completely restores the ⁇ 'phase precipitates and the ⁇ / ⁇ eutectic phases which are formed during solidification. superalloy. It is thus possible to obtain a nickel-based monocrystalline superalloy containing ⁇ 'precipitates of controlled size, preferably between 300 and 500 nanometers (nm), and free of ⁇ / ⁇ eutectic phases.
  • the heat treatment also makes it possible to control the volume fraction of the ⁇ 'phase precipitates present in the monocrystalline superalloy based on nickel.
  • the volume percentage of the ⁇ 'phase precipitates may be greater than or equal to 50%, preferably greater than or equal to 60%, even more preferably equal to 70%.
  • tungsten W
  • Cr chromium
  • Re rhenium
  • Mo molybdenum
  • Rhenium (Re) slows the diffusion of chemical species within the superalloy and limit the coalescence of ⁇ 'phase precipitates during high temperature service, a phenomenon which results in a reduction in mechanical strength. Rhenium thus makes it possible to improve the resistance to creep at high temperature of the nickel-based superalloy.
  • an excessively high concentration of rhenium can lead to the precipitation of intermetallic phases, for example phase ⁇ , phase P or phase ⁇ , having a compact topology, also called TCP phases according to the acronym for "Topologically Close-Packed", which have a negative effect on the mechanical properties of the superalloy. Too high a concentration of rhenium can also cause the formation of a secondary reaction zone in the superalloy under the underlayer, which has a negative effect on the mechanical properties of the superalloy.
  • the simultaneous addition of silicon (Si) and hafnium (Hf) makes it possible to improve the resistance to hot oxidation of nickel-based superalloys by increasing the adhesion of the alumina layer (Al 2 0 3 ) which forms on the surface of the superalloy at high temperature.
  • This alumina layer forms a surface passivation layer of the nickel-based superalloy and a barrier to the diffusion of oxygen from the outside to the inside of the nickel-based superalloy.
  • hafnium without also adding silicon or conversely add silicon without also adding hafnium and still improve the resistance to hot oxidation of the superalloy.
  • chromium or aluminum improves the resistance to oxidation and high temperature corrosion of the superalloy.
  • chromium is essential for increasing the hot corrosion resistance of nickel-based superalloys.
  • an excessively high content of chromium tends to reduce the solvus temperature of the phase y 'of the nickel-based superalloy, that is to say the temperature above which the phase y' is totally dissolved in the matrix y, which is undesirable.
  • the concentration of chromium is between 4.0 and 6.0% by weight in order to maintain a high solvus temperature of the phase y 'of the nickel-based superalloy, for example greater than or equal to 1250 ° C., but also to avoid the formation of topologically compact phases in the highly saturated matrix y in alloying elements such as rhenium, molybdenum or tungsten.
  • refractory elements such as molybdenum, tungsten, rhenium or tantalum slows down the mechanisms controlling the creep of superalloys based on nickel and which depend on the diffusion of chemical elements in the superalloy .
  • nickel-based superalloy does not comprise cobalt (Co), which has the effect of reducing the solvus temperature of the ⁇ 'phase.
  • impurities chemical elements present in the metal undesirably and in small amounts, for example elements having a mass concentration of less than or equal to 0.05%.
  • the superalloy may comprise, in percentages by weight, 4.8 to 5.2% of chromium, 0.4 to 0.8% of molybdenum, 2.8 to 3.2% of rhenium, 6.2 to 6% by weight. , 6% tungsten, 5.2 to 5.7% aluminum, 0.8 to 1.2% titanium, 6.3 to 9.2% tantalum, 0.3 to 0.7% hafnium 0.0 to 0.3% silicon, the balance being nickel and any impurities.
  • the superalloy may comprise, in percentages by weight, 4.8 to 5.2% of chromium, 0.4 to 0.8% of molybdenum, 2.8 to 3.2% of rhenium, 6.2 to 6% of , 6% tungsten, 5.2 to 5.7% aluminum, 0.0 to 1.5% titanium, 6.3 to 6.7% tantalum, 0.3 to 0.7% hafnium 0.0 to 0.3% silicon, the balance being nickel and any impurities.
  • the superalloy may comprise, in percentages by weight, 4.8 to 5.2% of chromium, 0.4 to 0.8% of molybdenum, 2.8 to 3.2% of rhenium, 6.2 to 6% of , 6% tungsten, 5.2 to 5.7% aluminum, 0.0 to 0.5% titanium, 8.8 to 9.2% tantalum, 0.3 to 0.7% hafnium 0.0 to 0.3% silicon, the balance being nickel and any impurities.
  • the superalloy may comprise, in percentages by weight, 5% of chromium, 0.6% of molybdenum, 3% of rhenium, 6.4% of tungsten, 5.5% of aluminum, 1% of titanium, 6 , 5% tantalum, 0.5% hafnium, 0.0 to 0.1% silicon, the balance being nickel and any impurities.
  • the superalloy may comprise, in percentages by weight, 5% of chromium, 0.6% of molybdenum, 3% of rhenium, 6.4% of tungsten, 5.5% aluminum, 9% tantalum, 0.5% hafnium, 0.0 to 0.1% silicon, the balance being nickel and possible impurities.
  • the present disclosure also relates to a monocrystalline blade for a turbomachine comprising a superalloy as defined above.
  • This blade thus has an improved high temperature creep resistance.
  • the blade may comprise a protective coating comprising a metal underlayer deposited on the superalloy and a ceramic thermal barrier deposited on the metal underlayer.
  • the inter-diffusion phenomena between the superalloy and the undercoat reduce or not lead to the formation of a secondary reaction zone in the superalloy.
  • the chipping resistance of the thermal barrier on the blade is enhanced compared to the case of nickel-based superalloy blades of the state of the art.
  • the metal underlayer may be a MCrAIY type alloy or alloys of nickel aluminide type.
  • the ceramic thermal barrier may be a yttria-based zirconia material or any other ceramic coating (based on zirconia) with low thermal conductivity.
  • the blade may have a structure oriented in a crystallographic direction ⁇ 001>.
  • This orientation usually gives the optimum mechanical properties at dawn.
  • the present disclosure also relates to a turbomachine comprising a blade as defined above.
  • FIG. 1 is a schematic longitudinal sectional view of a turbomachine.
  • the nickel-based superalloys are intended for the manufacture of monocrystalline blades by a method of solidification directed in a thermal gradient.
  • the use of a monocrystalline seed or a grain selector at the beginning of solidification makes it possible to obtain this monocrystalline structure.
  • the structure is oriented for example in a ⁇ 001> crystallographic direction which is the orientation which generally gives the optimum mechanical properties to the superalloys.
  • the monocrystalline superalloys based on crude nickel solidification have a dendritic structure and consist of ⁇ 'Ni 3 precipitates (AI, Ti, Ta) dispersed in a ⁇ matrix of face-centered cubic structure, solid solution based on nickel.
  • ⁇ 'phase precipitates are heterogeneously distributed in the volume of the single crystal due to chemical segregations resulting from the solidification process.
  • ⁇ / ⁇ eutectic phases are present in the inter-dendritic regions and constitute preferential sites for crack initiation.
  • the eutectic phases ⁇ / ⁇ ' are formed to the detriment of precipitated ends (size less than one micrometer) hardening phase ⁇ '.
  • ⁇ 'phase precipitates are the main source of hardening nickel-based superalloys. Also, the presence of residual ⁇ / ⁇ 'eutectic phases does not make it possible to optimize the hot creep resistance of the nickel-based superalloy.
  • the solid nickel-based superalloys of solidification are therefore heat-treated to obtain the desired distribution of the different phases.
  • the first heat treatment is a treatment for homogenizing the microstructure which aims to dissolve the ⁇ 'phase precipitates and the ⁇ / ⁇ eutectic phases. This treatment is carried out at a temperature above the solvus temperature of the ⁇ 'phase. Quenching is then performed at the end of this first heat treatment to obtain a fine and homogeneous dispersion of the ⁇ 'precipitates. Thermal treatments of income are then carried out in two stages, at temperatures below the solvus temperature of the ⁇ 'phase. During a first step, to enlarge the precipitates ⁇ 'and obtain the desired size, then in a second step, to grow the volume fraction of this phase to about 70%.
  • Example 1 and Ex 2 Two nickel-based monocrystalline superalloys of the present disclosure (Ex 1 and Ex 2) were studied and compared with three commercial monocrystalline superalloys CMSX-4 (Ex 3), AMI (Ex 4) and MC2 (Ex 5).
  • the chemical composition of each of the monocrystalline superalloys is given in Table 1. All these superalloys are nickel-based superalloys, that is to say that the complement at 100% of the concentrations shown in Table 1 consists of nickel. and possible impurities.
  • Table 2 shows the results of an argon flow resistance test (Ar) at 1200 ° C. by applying a stress of 80 MPa, made on the superalloys Ex 1 to Ex 5.
  • the creep resistance is quantified by the service life expressed in hours (h) of the test piece, that is to say the time elapsed between the beginning of the loading at 1200 ° C and the rupture of the test piece.
  • the superalloys Ex 1 and Ex 2 have a creep rupture life, much greater than that of the comparison superalloys CMSX-4 (Ex 3), AMI (Ex 4) and MC2 ( Ex 5).
  • the Ex 1 and Ex 2 superalloys can therefore either withstand operating stresses greater than those which can be withstood by comparison superalloys, for comparable service lives, or show longer service lives under comparable stresses.
  • the test is stopped when the test piece has a spalling of the ceramic thermal barrier on at least 20% of the surface of the test piece, that is to say when the ceramic thermal barrier is present on less than 80% of the surface of the test piece.
  • This measurement can be performed by image analysis.
  • the superalloys Ex 1 to Ex 5 were coated with a metal sublayer NiPtAI type and a ceramic thermal barrier yttriated zirconia type deposited by EB-PVD.
  • Yttriated zirconia is of the 8YPSZ type which is a yttriated zirconia comprising 8% by weight of yttrium oxide (Y 2 O 3 ).
  • Table 3 shows the number of cycles at 1100 ° C made on each specimen before the test is stopped.
  • the dispersion of the results of the various tests performed on a type of superalloy is represented by the uncertainty expressed in the number of cycles that can be added or subtracted from the value of the number of cycles in column 2 of Table 3. For each alloy the test was carried out on at least three separate test pieces.
  • test specimens having the substrate compositions Ex 1 and Ex 2 can undergo a number of cycles between 1100 ° C and the temperature below 100 ° C in an oxidizing atmosphere much higher than the test specimens having as substrate the compositions Ex 3 and Ex 4 before the thermal barrier peels off more than 20% of the specimen surface.
  • the microstructure of the coated test pieces having the substrate compositions Ex 1 and Ex 2 was checked at the end of the thermal cycling tests between 1100 ° C and the temperature below 100 ° C.
  • the observations by optical microscopy demonstrate the absence of a secondary reaction zone in the superalloy substrate under the NiPtAI metal underlayer.
  • the superalloys of the present disclosure have, on the one hand, creep properties greater than those of the commercial alloys CMSX-4, AMI and MC2 (Ex 3 to Ex 5) at very high temperatures (1200 ° C. ).
  • these superalloys make it possible to improve the service life of the thermal barrier.
  • these alloys are not sensitive to the formation of a secondary reaction zone under the coating of the thermal barrier. These superalloys thus make it possible to increase the service life of the parts (turbine blades for example) at high temperature which are made from these superalloys, especially when these parts comprise a protective coating.
  • FIG. 1 represents, in section along a vertical plane passing through its main axis A, a turbofan engine 10.
  • the turbofan engine 10 comprises, from upstream to downstream according to the flow of air flow, a blower 12, a low-pressure compressor 14, a high-pressure compressor 16, a combustion chamber 18, a high-pressure turbine 20, and a low-pressure turbine 22.
  • the high pressure turbine 20 comprises a plurality of blades 20A rotating with the rotor and 20B rectifiers (fixed blades) mounted on the stator.
  • the stator of the turbine 20 comprises a plurality of stator rings 24 arranged vis-à-vis the blades 20A of the turbine 20.
  • a blade 20A or a rectifier 20B for a turbomachine comprising a superalloy as defined previously coated with a protective coating comprising a metal underlayer
  • a turbomachine may in particular be a turbojet engine such as a turbojet engine 10.
  • the turbomachine may also be a single-turbojet engine, a turboprop or a turbine engine.

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Abstract

L'invention concerne un superalliage à base de nickel comprenant, en pourcentages massiques, 4,0 à 6,0 % de chrome, 0,4 à 0,8 % de molybdène, 2,5 à 3,5 % de rhénium, 6,2 à 6,6 %de tungstène, 5,2 à 5,7 % d'aluminium, 0,0 à 1,6 % de titane, 6,0 à 9,9 % de tantale, 0,0 à 0,7 % de hafnium, 0,0 à 0,3 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés éventuelles. L'invention concerne également une aube (20A, 20B) monocristalline comprenant un tel alliage et une turbomachine (10) comprenant une telle aube (20A, 20B).

Description

SUPERALLIAGE A BASE DE NICKEL, AUBE MONOCRISTALLINE ET
TURBOMACHINE
Arrière-plan de l'invention
[0001] Le présent exposé concerne des superalliages à base de nickel pour des turbines à gaz, notamment pour les aubes fixes, aussi appelées distributeurs ou redresseurs, ou mobiles d'une turbine à gaz, par exemple dans le domaine de l'aéronautique.
[0002] Il est connu d'utiliser des superalliages à base de nickel pour la fabrication d'aubes monocristallines fixes ou mobiles de turbines à gaz pour moteurs d'avion ou d'hélicoptère.
[0003] Ces matériaux ont pour principaux avantages de combiner à la fois une résistance au fluage élevée à haute température ainsi qu'une résistance à l'oxydation et à la corrosion.
[0004] Au cours du temps, les superalliages à base de nickel pour aubes monocristallines ont subi d'importantes évolutions de composition chimique, dans le but notamment d'améliorer leurs propriétés en fluage à haute température tout en conservant une résistance à l'environnement très agressif dans lesquels ces superalliages sont utilisés.
[0005] Par ailleurs, des revêtements métalliques adaptés à ces alliages ont été développés afin d'augmenter leur résistance à l'environnement agressif dans lequel ces alliages sont utilisés, notamment la résistance à l'oxydation et la résistance à la corrosion. De plus, un revêtement céramique de faible conductivité thermique, remplissant une fonction de barrière thermique, peut être ajouté pour réduire la température à la surface du métal.
[0006] Typiquement, un système de protection complet comporte au moins deux couches.
[0007] La première couche, aussi appelée sous-couche ou couche de liaison, est directement déposée sur la pièce à protéger en superailiage à base de nickel, aussi appelée substrat, par exemple une aube. L'étape de dépôt est suivie d'une étape de diffusion de la sous-couche dans le superalliage. Le dépôt et la diffusion peuvent également être réalisés lors d'une seule étape. [0008] Les matériaux généralement utilisés pour réaliser cette sous- couche comprennent des alliages métalliques aluminoformeurs de type MCrAIY (M = Ni (nickle) ou Co (cobalt) ou un mélange de Ni et de Co, Cr = chrome, Al = aluminium et Y = yttrium) ou des alliages de type aluminiure de nickel (NixAly), certains contenant également du platine (NixAlyPy.
[0009] La deuxième couche, généralement appelée barrière thermique ou « TBC » conformément à l'acronyme anglais pour « Thermal Barrier Coating », est un revêtement céramique comprenant par exemple de la zircone yttriée, aussi appelée « YSZ » conformément à l'acronyme anglais pour « Yttria Stabilized Zirconia » ou « YPSZ » conformément à l'acronyme anglais pour « Yttria Partially Stabilized Zirconia » et présentant une structure poreuse. Cette couche peut être déposée par différents procédés, tels que l'évaporation sous faisceau d'électrons (« EB- PVD » conformément à l'acronyme anglais pour « Electron Beam Physical Vapor Déposition »), la projection thermique (« APS » conformément à l'acronyme anglais pour « Atmospheric Plasma Spraying »), « SPS » conformément à l'acronyme anglais pour « Suspension Plasma Spraying »), ou tout autre procédé permettant d'obtenir un revêtement céramique poreux à faible conductivité thermique.
[0010] Du fait de l'utilisation de ces matériaux à haute température, par exemple de 650°C à 1150°C, il se produit des phénomènes d'inter- diffusion à l'échelle microscopique entre le superalliage à base de nickel du substrat et l'alliage métallique de la sous-couche. Ces phénomènes d'inter-diffusion, associés à l'oxydation de la sous-couche, modifient notamment la composition chimique, la microstructure et par conséquent les propriétés mécaniques de la sous-couche dès la fabrication du revêtement, puis pendant l'utilisation de l'aube dans la turbine. Ces phénomènes d'inter-diffusion modifient également la composition chimique, la microstructure et par conséquent les propriétés mécaniques du superalliage du substrat. Dans les superalliages très chargés en éléments réfractaires, notamment en rhénium, il peut ainsi se former dans le superalliage sous la sous-couche une zone de réaction secondaire (ZRS) sur une profondeur de plusieurs dizaines, voire centaines, de micromètres. Les caractéristiques mécaniques de cette ZRS sont nettement inférieures à celles du superalliage du substrat. La formation de ZRS est indésirable car elle conduit à une réduction significative de la résistance mécanique du superalliage.
[0011] Ces évolutions de la couche de liaison, associées aux champs de contraintes liés à la croissance de la couche d'alumine qui se forme en service à la surface de cette couche de liaison, aussi appelée « TGO » conformément à l'acronyme anglais pour « Thermally Grown Oxide », et aux écarts de coefficients de dilatation thermique entre les différentes couches, génèrent des décohésions dans la zone interfaciale entre la sous- couche et le revêtement céramique, qui peuvent conduire à l'écaillage partiel ou total du revêtement céramique. La partie métallique (substrat en superalliage et sous-couche métallique) est alors mise à nu et exposée directement aux gaz de combustion, ce qui augmente les risques d'endommagement de l'aube et donc de la turbine à gaz.
Obiet et résumé de l'invention
[0012] Le présent exposé vise à proposer des compositions de superalliages à base de nickel pour la fabrication de composants monocristallins, montrant des caractéristiques mécaniques à très haute température supérieures à celles des alliages existants, et favorisant la résistance à l'écaillage de la barrière thermique.
[0013] A cet effet, le présent exposé concerne un superalliage à base de nickel comprenant, en pourcentages massiques, 4,0 à 6,0 % de chrome, 0,4 à 0,8 % de molybdène, 2,5 à 3,5 % de rhénium, 6,2 à 6,6 %de tungstène, 5,2 à 5,7 % d'aluminium, 0,0 à 1,6 % de titane, 6 à 9,9 % de tantale, 0 à 0,7 % de hafnium, 0,0 à 0,3 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés éventuelles.
[0014] Ce superalliage est destiné à la fabrication de composants monocristallins de turbine à gaz, tels que des aubes fixes ou mobiles.
[0015] Grâce à cette composition du superalliage à base de nickel (Ni), la résistance au fluage est améliorée par rapport aux superalliages existants, en particulier à des températures pouvant aller jusqu'à 1200°C et l'adhérence de la barrière thermique est renforcée par rapport à celle observée sur les superalliages existants.
[0016] Cet alliage présente donc une résistance au fluage à haute température améliorée. La durée de vie de cet alliage étant ainsi longue, cet alliage présente également une résistance à la corrosion et à l'oxydation améliorée. Cet alliage peut aussi présenter une résistance en fatigue thermique améliorée.
[0017] Une pièce monocristalline en superalliage à base de nickel est obtenue par un procédé de solidification dirigée sous gradient thermique en fonderie à la cire perdue. Le superalliage monocristallin à base de nickel comprend une matrice austénitique de structure cubique à faces centrées, solution solide à base de nickel, dite phase gamma (« γ »). Cette matrice contient des précipités de phase durcissante gamma prime (« γ' ») de structure cubique ordonnée Ll2 de type Ni3AI. L'ensemble (matrice et précipités) est donc décrit comme un superalliage γ/γ'.
[0018] Par ailleurs, cette composition du superalliage à base de nickel autorise la mise en œuvre d'un traitement thermique qui remet totalement en solution les précipités de phase γ' et les phases eutectiques γ/γ' qui se forment lors de la solidification du superalliage. On peut ainsi obtenir un superalliage monocristallin à base de nickel contenant des précipités γ' de taille contrôlée, de préférence comprise entre 300 et 500 nanomètres (nm), et exempts de phases eutectiques γ/γ'.
[0019] Le traitement thermique permet également de contrôler la fraction volumique des précipités de phase γ' présente dans le superalliage monocristallin à base de nickel. Le pourcentage en volume des précipités de phase γ' peut être supérieur ou égal à 50%, de préférence supérieur ou égal à 60%, encore plus de préférence égal à 70%.
[0020] L'addition de tungstène (W), de chrome (Cr), de rhénium (Re) ou de molybdène (Mo) permet principalement de renforcer la matrice austénitique γ par durcissement en solution solide.
[0021] L'addition d'aluminium (Al), de titane (Ti) ou de tantale (Ta) favorise la précipitation de la phase durcissante γ'-ΝΪ3(ΑΙ, Ti, Ta).
[0022] Le rhénium (Re) permet de ralentir la diffusion des espèces chimiques au sein du superalliage et de limiter la coalescence des précipités de phase γ' en cours de service à haute température, phénomène qui entraîne une réduction de la résistance mécanique. Le rhénium permet ainsi d'améliorer la résistance au fluage à haute température du superalliage à base de nickel. Toutefois, une concentration trop élevée de rhénium peut entraîner la précipitation de phases intermétalliques, par exemple phase σ, phase P ou phase μ, présentant une topologie compacte, aussi appelées phases TCP conformément à l'acronyme anglais pour « Topologically Close-Packed », qui ont un effet négatif sur les propriétés mécaniques du superalliage. Une concentration trop élevée en rhénium peut également provoquer la formation d'une zone de réaction secondaire dans le superalliage sous la sous-couche, ce qui a un effet négatif sur les propriétés mécaniques du superalliage.
[0023] L'addition simultanée de silicium (Si) et de hafnium (Hf) permet d'améliorer la tenue à l'oxydation à chaud des superalliages à base de nickel en augmentant l'adhérence de la couche d'alumine (Al203) qui se forme à la surface du superalliage à haute température. Cette couche d'alumine forme une couche de passivation en surface du superalliage à base de nickel et une barrière à la diffusion de l'oxygène venant de l'extérieur vers l'intérieur du superalliage à base de nickel. Toutefois on peut ajouter du hafnium sans ajouter également de silicium ou inversement ajouter du silicium sans ajouter également du hafnium et quand même améliorer la tenue à l'oxydation à chaud du superalliage.
[0024] Par ailleurs, l'addition de chrome ou d'aluminium permet d'améliorer la résistance à l'oxydation et à la corrosion à haute température du superalliage. En particulier, le chrome est essentiel pour augmenter la résistance à la corrosion à chaud des superalliages à base de nickel. Toutefois, une teneur trop élevée en chrome tend à réduire la température de solvus de la phase y' du superalliage à base de nickel, c'est-à-dire la température au-dessus de laquelle la phase y' est totalement dissoute dans la matrice y, ce qui est indésirable. Aussi, la concentration en chrome est comprise entre 4,0 à 6,0% en masse afin de conserver une température élevée de solvus de la phase y' du superalliage à base de nickel, par exemple supérieure ou égale à 1250°C mais également pour éviter la formation des phases topologiquement compactes dans la matrice y fortement saturée en éléments d'alliages tels que rhénium, le molybdène ou le tungstène.
[0025] L'addition d'éléments réfractaires, tels que le molybdène, le tungstène, le rhénium ou le tantale permet de ralentir les mécanismes contrôlant le fluage des superalliages à base de nickel et qui dépendent de la diffusion des éléments chimiques dans le superalliage. [0026] On notera également que le superalliage à base de nickel ne comprend pas de cobalt (Co), élément qui a pour effet de réduire la température de solvus de la phase γ'.
[0027] Par impuretés, on entend des éléments chimiques présents dans le métal de manière non désirée et en faible quantité, par exemple des éléments ayant une concentration massique inférieure ou égale à 0,05 %.
[0028] On entend par superalliages à base de nickel, des superalliages dont le pourcentage massique en nickel est majoritaire. On comprend que le nickel est donc l'élément dont le pourcentage massique dans l'alliage est le plus élevé.
[0029] Le superalliage peut comprendre, en pourcentages massiques, 4,8 à 5,2 % de chrome, 0,4 à 0,8 % de molybdène, 2,8 à 3,2 % de rhénium, 6,2 à 6,6 %de tungstène, 5,2 à 5,7 % d'aluminium, 0,8 à 1,2 % de titane, 6,3 à 9,2 % de tantale, 0,3 à 0,7 % de hafnium, 0,0 à 0,3 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés éventuelles.
[0030] Le superalliage peut comprendre, en pourcentages massiques, 4,8 à 5,2 % de chrome, 0,4 à 0,8 % de molybdène, 2,8 à 3,2 % de rhénium, 6,2 à 6,6 %de tungstène, 5,2 à 5,7 % d'aluminium, 0,0 à 1,5 % de titane, 6,3 à 6,7 % de tantale, 0,3 à 0,7 % de hafnium, 0,0 à 0,3 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés éventuelles.
[0031] Le superalliage peut comprendre, en pourcentages massiques, 4,8 à 5,2 % de chrome, 0,4 à 0,8 % de molybdène, 2,8 à 3,2 % de rhénium, 6,2 à 6,6 %de tungstène, 5,2 à 5,7 % d'aluminium, 0,0 à 0,5 % de titane, 8,8 à 9,2 % de tantale, 0,3 à 0,7 % de hafnium, 0,0 à 0,3 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés éventuelles.
[0032] Le superalliage peut comprendre, en pourcentages massiques, 5 % de chrome, 0,6 % de molybdène, 3 % de rhénium, 6,4 %de tungstène, 5,5 % d'aluminium, 1 % de titane, 6,5 % de tantale, 0,5 % d'hafnium, 0,0 à 0,1 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés éventuelles.
[0033] Le superalliage peut comprendre, en pourcentages massiques, 5 % de chrome, 0,6 % de molybdène, 3 % de rhénium, 6,4 %de tungstène, 5,5 % d'aluminium, 9 % de tantale, 0,5 % de hafnium, 0,0 à 0,1 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés éventuelles.
[0034] Le présent exposé concerne également une aube monocristalline pour turbomachine comprenant un superalliage tel que défini précédemment.
[0035] Cette aube présente donc une résistance au fluage à haute température améliorée.
[0036] L'aube peut comprendre un revêtement de protection comportant une sous-couche métallique déposée sur le superalliage et une barrière thermique céramique déposée sur la sous-couche métallique.
[0037] Grâce à la composition du superalliage à base de nickel, les phénomènes d'inter-diffusion entre le superalliage et la sous-couche réduisent, voire ne conduisent pas, à la formation d'une zone de réaction secondaire dans le superalliage.
[0038] Grâce à la composition du superalliage à base de nickel, la résistance à l'écaillage de la barrière thermique sur l'aube est renforcée par rapport au cas des aubes en superalliages à base de nickel de l'état de la technique.
[0039] La sous-couche métallique peut être un alliage de type MCrAIY ou des alliages de type aluminiure de nickel.
[0040] La barrière thermique céramique peut être un matériau à base de zircone yttriée ou tout autre revêtement céramique (à base de zircone) à faible conductivité thermique.
[0041] L'aube peut présenter une structure orientée selon une direction cristallographique <001>.
[0042] Cette orientation confère généralement les propriétés mécaniques optimales à l'aube.
[0043] Le présent exposé concerne aussi une turbomachine comprenant une aube telle que définie précédemment.
Brève description des dessins
[0044] D'autres caractéristiques et avantages de l'invention ressortiront de la description suivante de modes de réalisation de l'invention, donnés à titre d'exemples non limitatifs, en référence à la figure unique annexée, sur lesquelles :
- la figure 1 est une vue schématique en coupe longitudinale d'une turbomachine.
Description détaillée de l'invention
[0045] Les superalliages à base de nickel sont destinés à la fabrication d'aubes monocristallines par un procédé de solidification dirigée dans un gradient thermique. L'utilisation d'un germe monocristallin ou d'un sélecteur de grain en début de solidification permet d'obtenir cette structure monocristalline. La structure est orientée par exemple selon une direction cristallographique <001> qui est l'orientation qui confère, en général, les propriétés mécaniques optimales aux superalliages.
[0046] Les superalliages monocristallins à base de nickel bruts de solidification ont une structure dendritique et sont constitués de précipités γ' Ni3(AI, Ti, Ta) dispersés dans une matrice γ de structure cubique à faces centrées, solution solide à base de nickel. Ces précipités de phase γ' sont répartis de façon hétérogène dans le volume du monocristal du fait de ségrégations chimiques résultant du procédé de solidification. Par ailleurs, des phases eutectiques γ/γ' sont présentes dans les régions inter- dendritiques et constituent des sites préférentiels d'amorçage de fissures. De plus, les phases eutectiques γ/γ' sont formées au détriment des fins précipités (taille inférieure au micromètre) de phase durcissante γ'. Ces précipités de phase γ' constituent la principale source de durcissement des superalliages à base de nickel. Aussi, la présence de phases eutectiques γ/γ' résiduelles ne permet pas d'optimiser la tenue au fluage à chaud du superalliage à base de nickel.
[0047] Il a en effet été montré que les propriétés mécaniques des superalliages, en particulier la résistance au fluage, étaient optimales lorsque la précipitation des précipités γ' était ordonnée, avec une taille allant de 300 à 500 nm, et lorsque la totalité des phases eutectiques γ/γ' était remise en solution.
[0048] Les superalliages à base de nickel bruts de solidification sont donc traités thermiquement pour obtenir la répartition désirée des différentes phases. Le premier traitement thermique est un traitement d'homogénéisation de la microstructure qui a pour objectif de dissoudre les précipités de phase γ' et les phases eutectiques γ/γ'. Ce traitement est réalisé à une température supérieure à la température de solvus de la phase γ'. Une trempe est ensuite réalisée à la fin de ce premier traitement thermique pour obtenir une dispersion fine et homogène des précipités γ'. Des traitements thermiques de revenu sont ensuite réalisés en deux étapes, à des températures inférieures à la température de solvus de la phase γ'. Lors d'une première étape, pour faire grossir les précipités γ' et obtenir la taille désirée, puis lors d'une seconde étape, pour faire croître la fraction volumique de cette phase jusqu'à environ 70%.
[0049] Exemples
[0050] Deux superalliages monocristallins à base de nickel du présent exposé (Ex 1 et Ex 2) ont été étudiés et comparés à trois superalliages monocristallins commerciaux CMSX-4 (Ex 3), AMI (Ex 4) et MC2 (Ex 5). La composition chimique de chacun des superalliages monocristallins est donnée dans le Tableau 1. Tous ces superalliages sont des superalliages à base de nickel, c'est-à-dire que le complément à 100 % des concentrations présentées au Tableau 1 est constitué par du nickel et des impuretés éventuelles.
[0051] Tableau 1
Figure imgf000011_0001
[0052] Tenue au fluage
[0053] Le tableau 2 présente les résultats d'un test de résistance en fluage sous argon (Ar) à 1200°C en appliquant une contrainte de 80 MPa, réalisé sur les superalliages Ex 1 à Ex 5. La résistance en fluage est quantifiée par la durée de vie exprimée en heures (h) de l'éprouvette, c'est-à-dire le temps écoulé entre le début de la mise sous charge à 1200°C et la rupture de l'éprouvette.
[0054] Tableau 2
Superalliages Durée de vie (h) Ex 1 90
Ex 2 50
Ex 3 25
Ex 4 4
Ex 5 3
[0055] Comme on peut le constater, les superalliages Ex 1 et Ex 2 présentent une durée de vie en fluage à rupture, largement supérieure à celle des superalliages de comparaison CMSX-4 (Ex 3), AMI (Ex 4) et MC2 (Ex 5). Les superalliages Ex 1 et Ex 2 peuvent donc soit supporter des contraintes en fonctionnement supérieures à celles que peuvent supporter les superalliages de comparaison, pour des durées de vie comparables, soit montrer des durées de vie supérieures sous des contraintes comparables.
[0056] Tenue du revêtement de protection
[0057] Afin d'étudier la compatibilité des superalliages Ex 1 à Ex 5 avec le revêtement (sous-couche métallique et barrière thermique céramique), des essais de tenue de la barrière thermique en oxydation cyclique ont été réalisés.
[0058] Ces essais, réalisés sous air, sont constitués de la répétition d'un cycle thermique élémentaire comprenant une étape de chauffage jusqu'à 1100°C pendant une dizaine de minutes, suivie d'un maintien à 1100°C, la durée cumulée de ces deux étapes étant de 1 h, et d'un refroidissement forcé pendant une douzaine de minutes jusqu'à une température inférieure à 100°C.
[0059] L'essai est arrêté lorsque l'éprouvette présente un écaillage de la barrière thermique céramique sur au moins 20% de la surface de l'éprouvette, c'est-à-dire lorsque la barrière thermique céramique est présente sur moins de 80% de la surface de l'éprouvette. Cette mesure peut être réalisée par analyse d'images.
[0060] Les superalliages Ex 1 à Ex 5 ont été revêtus d'une sous-couche métallique de type NiPtAI puis d'une barrière thermique céramique de type zircone yttriée déposée par EB-PVD. La zircone yttriée est du type 8YPSZ qui est une zircone yttriée comprenant 8% en masse d'oxyde d'yttrium (Y203). [0061] Les résultats de ces essais sont rapportés dans le Tableau 3 qui présente le nombre de cycles à 1100°C réalisés sur chaque éprouvette avant que l'essai soit arrêté.
[0062] La dispersion des résultats des différents essais réalisés sur un type de superalliage est représentée par l'incertitude exprimée en nombre de cycles pouvant être ajoutés ou soustraits de la valeur du nombre de cycles de la colonne 2 du Tableau 3. Pour chaque alliage, l'essai a été réalisé sur au moins trois éprouvettes distinctes.
[0063] Tableau 3
Figure imgf000013_0001
[0064] On constate que les éprouvettes ayant pour substrat les compositions Ex 1 et Ex 2 peuvent subir un nombre de cycles entre 1100°C et la température inférieure à 100°C en atmosphère oxydante bien plus élevé que les éprouvettes ayant pour substrat les compositions Ex 3 et Ex 4 avant que la barrière thermique ne s'écaille sur plus de 20% de la surface de l'éprouvette.
[0065] La microstructure des éprouvettes revêtues ayant pour substrat les compositions Ex 1 et Ex 2 a été contrôlée à l'issue des essais de cyclage thermique entre 1100°C et la température inférieure à 100°C. Les observations par microscopie optique démontrent l'absence de zone de réaction secondaire dans le substrat en superalliage sous la sous-couche métallique de type NiPtAI.
[0066] En conclusion, les superalliages du présent exposé présentent, d'une part, des propriétés en fluage supérieures à celles des alliages commerciaux CMSX-4, AMI et MC2 (Ex 3 à Ex 5) à très haute température (1200°C). D'autre part, ces superalliages permettent d'améliorer la durée de vie de la barrière thermique. Enfin, ces alliages ne sont pas sensibles à la formation d'une zone de réaction secondaire sous le revêtement de la barrière thermique. Ces superalliages permettent ainsi d'augmenter la durée de vie des pièces (aubes de turbine par exemple) à haute température qui sont réalisées à partir de ces superalliages, notamment lorsque ces pièces comprennent un revêtement de protection.
[0067] La figure 1 représente, en coupe selon un plan vertical passant par son axe principal A, un turboréacteur à double flux 10. Le turboréacteur à double flux 10 comporte, d'amont en aval selon la circulation du flux d'air, une soufflante 12, un compresseur basse pression 14, un compresseur haute pression 16, une chambre de combustion 18, une turbine haute pression 20, et une turbine basse pression 22.
[0068] La turbine haute pression 20 comprend une pluralité d'aubes mobiles 20A tournant avec le rotor et de redresseurs 20B (aubes fixes) montés sur le stator. Le stator de la turbine 20 comprend une pluralité d'anneaux 24 de stator disposés en vis-à-vis des aubes mobiles 20A de la turbine 20.
[0069] Ces propriétés font ainsi de ces superalliages des candidats intéressants pour la fabrication de pièces monocristallines destinées aux parties chaudes des turboréacteurs.
[0070] On peut donc fabriquer une aube mobile 20A ou un redresseur 20B pour turbomachine comprenant un superalliage tel que définit précédemment.
[0071] On peut également fabriquer une aube mobile 20A ou un redresseur 20B pour turbomachine comprenant un superalliage tel que défini(e) précédemment revêtu(e) d'un revêtement de protection comprenant une sous-couche métallique
[0072] Une turbomachine peut notamment être un turboréacteur tel qu'un turboréacteur à double flux 10. La turbomachine peut également être un turboréacteur à simple flux, un turbopropulseur ou un turbomoteur.
[0073] Quoique le présent exposé ait été décrit en se référant à un exemple de réalisation spécifique, il est évident que des différentes modifications et changements peuvent être effectués sur ces exemples sans sortir de la portée générale de l'invention telle que définie par les revendications. En outre, des caractéristiques individuelles des différents modes de réalisation évoqués peuvent être combinées dans des modes de réalisation additionnels. Par conséquent, la description et les dessins doivent être considérés dans un sens illustratif plutôt que restrictif.

Claims

REVENDICATIONS
1. Superalliage à base de nickel comprenant, en pourcentages massiques, 4,0 à 6,0 % de chrome, 0,4 à 0,8 % de molybdène, 2,5 à 3,5 % de rhénium, 6,2 à 6,6 %de tungstène, 5,2 à 5,7 % d'aluminium, 0,0 à 1,6 % de titane, 6,0 à 9,9 % de tantale, 0,0 à 0,7 % de hafnium, 0,0 à 0,3 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés éventuelles.
2. Superalliage selon la revendication 1, comprenant, en pourcentages massiques, 4,8 à 5,2 % de chrome, 0,4 à 0,8 % de molybdène, 2,8 à 3,2 % de rhénium, 6,2 à 6,6 %de tungstène, 5,2 à 5,7 % d'aluminium, 0,8 à 1,2 % de titane, 6,3 à 9,2 % de tantale, 0,3 à 0,7 % de hafnium, 0,0 à 0,3 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés éventuelles.
3. Superalliage selon la revendication 1, comprenant, en pourcentages massiques, 4,8 à 5,2 % de chrome, 0,4 à 0,8 % de molybdène, 2,8 à 3,2 % de rhénium, 6,2 à 6,6 %de tungstène, 5,2 à 5,7 % d'aluminium, 0,0 à 1,5 % de titane, 6,3 à 6,7 % de tantale, 0,3 à 0,7 % de hafnium, 0,0 à 0,3 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés éventuelles.
4. Superalliage selon la revendication 1, comprenant, en pourcentages massiques, 4,8 à 5,2 % de chrome, 0,4 à 0,8 % de molybdène, 2,8 à 3,2 % de rhénium, 6,2 à 6,6 %de tungstène, 5,2 à 5,7 % d'aluminium, 0,0 à 0,5 % de titane, 8,8 à 9,2 % de tantale, 0,3 à 0,7 % de hafnium, 0,0 à 0,3 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés éventuelles.
5. Superalliage selon la revendication 1, comprenant, en pourcentages massiques, 5 % de chrome, 0,6 % de molybdène, 3 % de rhénium, 6,4 %de tungstène, 5,5 % d'aluminium, 1 % de titane, 6.5 % de tantale, 0.5 % de hafnium, 0,0 à 0.1 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés éventuelles.
6. Superalliage selon la revendication 1, comprenant, en pourcentages massiques, 5 % de chrome, 0,6 % de molybdène, 3 % de rhénium, 6,4 %de tungstène, 5,5 % d'aluminium, 9 % de tantale, 0,5 % de hafnium, 0,0 à 0,1 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés éventuelles.
7. Aube (20A, 20B) monocristalline pour turbomachine comprenant un superalliage selon l'une quelconque des revendications 1 à 6.
8. Aube (20A, 20B) selon la revendication 7, comprenant un revêtement de protection comportant une sous-couche métallique déposée sur le superalliage et une barrière thermique céramique déposée sur la sous-couche métallique.
9. Aube (20A, 20B) selon la revendication 7 ou 8, présentant une structure orientée selon une direction cristallographique <001>.
10. Turbomachine comprenant une aube (20A, 20B) selon l'une quelconque des revendications 7 à 9.
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