鈦合金保載疲勞的影響因素與研究進(jìn)展

史棟剛，徐小嚴(yán)，吳 雨，齊英誠(chéng)

(中國(guó)航發(fā)商用航空發(fā)動(dòng)機(jī)有限責(zé)任公司設(shè)計(jì)研發(fā)中心，上海 201108)

1 前 言

鈦合金由于其優(yōu)異的比強(qiáng)、蠕變及疲勞等綜合性能，廣泛應(yīng)用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)壓氣機(jī)盤(pán)等關(guān)鍵轉(zhuǎn)動(dòng)件的制造[1]。對(duì)這些重要部件的疲勞壽命進(jìn)行準(zhǔn)確預(yù)測(cè)是航空器設(shè)計(jì)和安全使用的關(guān)鍵。通常，實(shí)驗(yàn)室測(cè)試階段常采取簡(jiǎn)化的三角波形或正弦波形來(lái)預(yù)測(cè)其往復(fù)循環(huán)的低周疲勞壽命，不僅簡(jiǎn)潔可行，而且也具有一定代表性。但部分鈦合金采用這種方法進(jìn)行壽命預(yù)測(cè)時(shí)往往出現(xiàn)問(wèn)題，并引發(fā)航空事故。例如20世紀(jì)70年代，RR公司提供的RB211發(fā)動(dòng)機(jī)上由近α型IMI685合金制造的風(fēng)扇盤(pán)在服役過(guò)程中發(fā)生提前失效[2, 3]。通過(guò)事故調(diào)查， 人們首次認(rèn)識(shí)到鈦合金存在保載疲勞問(wèn)題，即在低溫下傳統(tǒng)的三角波疲勞測(cè)試模式不能正確預(yù)測(cè)實(shí)際工況環(huán)境下材料的壽命，而應(yīng)該利用與實(shí)際飛行載荷譜更為接近的梯形波(在峰值應(yīng)力下保持一段時(shí)間)來(lái)評(píng)價(jià)。在峰值應(yīng)力下保持加載一段時(shí)間的梯形波疲勞，稱(chēng)為保載疲勞。在相同的應(yīng)力條件下，保載疲勞壽命與普通疲勞壽命相比顯著降低的現(xiàn)象稱(chēng)為保載效應(yīng)，通常將循環(huán)疲勞與保載疲勞的壽命衰減系數(shù)作為保載疲勞敏感性強(qiáng)弱的評(píng)價(jià)指標(biāo)。1997年，加拿大國(guó)際航空公司一架從北京飛往溫哥華的波音767-375ER客機(jī)在起飛過(guò)程中左翼CF6發(fā)動(dòng)機(jī)突然發(fā)生爆炸，事故調(diào)查結(jié)果表明此次事故與近α型Ti6242合金制造的第3至9級(jí)高壓壓氣機(jī)鼓筒發(fā)生保載疲勞失效相關(guān)[4]，鈦合金保載疲勞問(wèn)題已經(jīng)嚴(yán)重危害航空發(fā)動(dòng)機(jī)的安全性和可靠性。深入理解鈦合金保載疲勞的產(chǎn)生機(jī)理,研究其影響因素和預(yù)防控制保載疲勞失效行為也成為該研究領(lǐng)域的熱點(diǎn)問(wèn)題。本文綜述總結(jié)了近年來(lái)國(guó)內(nèi)外在鈦合金保載疲勞產(chǎn)生機(jī)理、影響因素及預(yù)測(cè)方法等方面進(jìn)行的相關(guān)研究工作，并探討了保載疲勞的預(yù)防及研究發(fā)展方向。

2 鈦合金保載疲勞產(chǎn)生機(jī)理

多種鈦合金的室溫保載疲勞效應(yīng)如圖1所示[5-9]。由圖1可知，相比Ti64和Ti6246鈦合金，IMI685、Ti6242和Ti834等近α型鈦合金在相同載荷下，梯形波保載疲勞相比循環(huán)疲勞壽命降低約10～20倍，表現(xiàn)出較明顯的保載疲勞敏感性。隨著測(cè)試溫度的升高，保載模式相比傳統(tǒng)循環(huán)模式的疲勞壽命降低的倍率逐漸減小，通常在200 ℃以下具有明顯的保載效應(yīng)，因此也將這種現(xiàn)象稱(chēng)為冷保載疲勞[10]。近α型鈦合金和部分兩相鈦合金普遍存在冷蠕變現(xiàn)象[6, 8, 11-13]，即便是在室溫，在低于材料屈服強(qiáng)度的載荷隨時(shí)間持續(xù)加載作用下也會(huì)產(chǎn)生較明顯的應(yīng)變積累。例如文獻(xiàn)[8]針對(duì)α/β鍛造的Ti6242合金，在室溫下采用0.95σYS的應(yīng)力分別開(kāi)展了靜態(tài)加載、循環(huán)疲勞及保載疲勞試驗(yàn)，應(yīng)變與時(shí)間曲線如圖2所示。雖然加載應(yīng)力未達(dá)到屈服強(qiáng)度，但隨時(shí)間產(chǎn)生了明顯的應(yīng)變累積。在峰值應(yīng)力保載作用下，冷蠕變加速了保載疲勞的應(yīng)變累積速率。冷蠕變效應(yīng)是影響保載疲勞失效行為的重要因素[6, 8, 13]。

圖2 α/β鍛造Ti6242合金在循環(huán)疲勞(30 cycles/min)，保載疲勞(2 min)和靜態(tài)加載時(shí)的應(yīng)變-時(shí)間曲線(加載應(yīng)力：0.95σYS)[8]Fig.2 Strain accumulation during normal-fatigue (30 cycles/min), 2 min dwell fatigue and static load tests for α/β forged Ti-6Al-2Sn-4Zr-2Mo alloy(load stress:0.95σYS)[8]

研究發(fā)現(xiàn)，鈦合金中α相在不同的晶向取向會(huì)產(chǎn)生不同的彈性[14]和塑性[15]行為，因此晶粒結(jié)構(gòu)相對(duì)材料性能，就會(huì)存在弱和強(qiáng)的取向關(guān)系。其中將密排六方結(jié)構(gòu)的α相的c軸([0001]面的法向)與主應(yīng)力加載方向平行的晶粒稱(chēng)為強(qiáng)取向晶粒(或稱(chēng)硬取向晶粒)，將c軸與主應(yīng)力加載方向垂直的晶粒稱(chēng)為弱取向晶粒(或稱(chēng)軟取向晶粒)。目前有兩種代表性的理論模型來(lái)較好地闡釋鈦合金保載疲勞的產(chǎn)生機(jī)理，第一種是由Stroh提出的位錯(cuò)平面滑移模型(圖3)[13]，另一種是由Bache提出的應(yīng)力重新配分模型(圖4)[13]。

圖3 位錯(cuò)平面滑移模型[13]Fig.3 Schematic of disslocation planar slip model[13]

圖4 應(yīng)力重配分模型[13]Fig.4 Schematic of two element model to describe stress redistribution[13]

Stroh的位錯(cuò)平面滑移模型提出：首先，弱取向晶粒處產(chǎn)生的位錯(cuò)沿著與加載應(yīng)力傾斜的滑移面滑移，并在相鄰晶粒的晶界處堆積；隨后，在相鄰的強(qiáng)取向晶粒內(nèi)形成剪切應(yīng)力，導(dǎo)致滑移帶的產(chǎn)生。隨著時(shí)間的累積，在所加載的循環(huán)拉應(yīng)力σ1和附加的拉伸應(yīng)力σ共同作用下逐漸促進(jìn)了解理面的形成。因?yàn)檫@些過(guò)程通常發(fā)生在亞表面，發(fā)生的順序很難通過(guò)試驗(yàn)手段觀察，但剪切應(yīng)力形成剪切帶和拉伸應(yīng)力打開(kāi)裂紋的結(jié)合作用表明正是失效晶粒內(nèi)的垂直解理面形成了類(lèi)似不連續(xù)的裂紋。Bache提出的應(yīng)力重配分模型，其本質(zhì)是從顯微組織微觀尺度描述鈦合金的各向異性變形行為。首先，弱取向晶粒和強(qiáng)取向晶粒并列在一起，且弱取向晶粒的主軸方向與強(qiáng)取向晶粒保持大約45°的位向關(guān)系。假設(shè)存在一個(gè)固定的應(yīng)力σapp，同時(shí)兩個(gè)晶粒擁有不同的名義彈性模量。由于屈服強(qiáng)度的差異，兩個(gè)晶粒會(huì)變形產(chǎn)生不同的應(yīng)變，分別以εw和εs表示(理論上εw>εs)。但實(shí)際上從微觀尺度，這兩種晶粒會(huì)形成變形協(xié)調(diào)作用，相互制約最終產(chǎn)生相同的平均應(yīng)變?chǔ)舉ff。這種制約主要源于系統(tǒng)中引入的不同應(yīng)力產(chǎn)生的等應(yīng)變導(dǎo)致。

應(yīng)力重新配分模型與位錯(cuò)平面滑移模型雖然角度不同，但一致的是在保載加載條件下，弱取向晶粒將應(yīng)力轉(zhuǎn)移到強(qiáng)取向晶粒，最終導(dǎo)致強(qiáng)取向晶粒優(yōu)先發(fā)生失效。計(jì)算分析、材料和零部件試驗(yàn)以及在役發(fā)動(dòng)機(jī)事故調(diào)查都能很好地支撐這個(gè)觀點(diǎn)[10, 13]。Ti6242及Ti834鈦合金保載疲勞斷口解理區(qū)形貌及其EBSD晶粒取向如圖5所示。可以看出，保載疲勞斷口解理起始區(qū)域大部分晶粒的[0001]面與加載應(yīng)力保持0～30°接近平行的位向關(guān)系，失效主要起源于這些比較集中的強(qiáng)取向晶粒區(qū)域，且保載疲勞裂紋大多萌生于亞表面，這種微織構(gòu)的源晶粒取向是產(chǎn)生保載疲勞效應(yīng)的重要因素[7, 10, 13, 16-20]。

圖5 不同鈦合金保載疲勞斷口及斷面EBSD取向圖: (a) Ti6242保載疲勞斷口解理萌生區(qū)(虛線所示)[16]，(b)Ti6242斷口截面的EBSD取向圖(參考面以下44～115 μm厚度)[16]；(c) Ti834盤(pán)鍛件保載疲勞斷口解理區(qū)[7]，(d) Ti834斷口截面的EBSD取向圖[7]Fig.5 Dwell-fatigue fracture surface and EBSD orientation image for different titanium alloys: (a) dwell-fatigue fracture surface of Ti6242 with the faceted initiation site circumscribed by a dotted curve[16], (b) EBSD orientation image of Ti6242 (44～115 μm below the reference plane)[16]; (c) facets in Ti834 disk material[7], (d) EBSD measurements from a banded region of fracture surface[7]

3 鈦合金保載疲勞的影響因素

3.1 H含量對(duì)保載疲勞的影響

圖6和圖7分別為不同H含量下雙態(tài)組織Ti6242和集束組織Ti685合金的疲勞測(cè)試結(jié)果。由圖6可知，Ti6242合金循環(huán)疲勞壽命隨著H含量的增加而降低；而保載疲勞壽命隨著H含量的增加而緩慢升高，當(dāng)超過(guò)150 ppm時(shí)更加明顯。由圖7可知，Ti685合金的保載疲勞壽命隨著H含量的增加而降低[21, 22]，呈現(xiàn)與前者相反的規(guī)律。文獻(xiàn)[20]認(rèn)為H含量對(duì)雙態(tài)和集束組織鈦合金保載疲勞敏感性的影響規(guī)律截然不同，主要原因是H元素在鈦合金連續(xù)β基體中的擴(kuò)散速度遠(yuǎn)大于連續(xù)α基體[23-25]，進(jìn)而更容易在以連續(xù)β基體為特征的集束組織中產(chǎn)生聚集，增加保載疲勞敏感性。但雙態(tài)組織Ti6242合金的保載疲勞壽命隨H含量增加而增加的原因未知[20]。文獻(xiàn)[26]的研究表明H含量對(duì)鈦合金的冷蠕變及保載疲勞敏感性的影響不僅與組織狀態(tài)有關(guān)，還受到加載應(yīng)力的影響。在較高應(yīng)變速率下，鈦合金屈服強(qiáng)度隨H含量增加而增大。在較低應(yīng)力區(qū)域(低于屈服強(qiáng)度σ0.2的某個(gè)值)，H會(huì)引起軟化，促進(jìn)冷蠕變；在較高應(yīng)力區(qū)域，H會(huì)引起硬化，減緩冷蠕變。試驗(yàn)數(shù)據(jù)表明當(dāng)加載應(yīng)力達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí)，網(wǎng)籃組織的Ti6242合金循環(huán)疲勞壽命及保載疲勞壽命均呈現(xiàn)隨H含量增加而增大的趨勢(shì)[26]。加載應(yīng)力決定了H元素的軟化或硬化特性，進(jìn)而影響鈦合金的疲勞行為，這也許可以解釋看似矛盾的結(jié)果。

圖6 H含量對(duì)Ti6242疲勞性能的影響(加載應(yīng)力:0.95σ0.2)[20]Fig.6 Influence of hydrogen content on the cycle and dwell fatigue properties of Ti6242(load stress:0.95σ0.2)[20]

圖7 H含量對(duì)Ti685保載疲勞性能的影響(保載時(shí)間：2 min)[21]Fig.7 Influence of hydrogen content on the dwell fatigue properties of Ti685 (dwell time：2 min)[21]

3.2 顯微組織對(duì)保載疲勞的影響

鈦合金通?？梢圆捎貌煌臒峁に囆纬刹煌娘@微組織，常見(jiàn)的組織形態(tài)為等軸組織、雙態(tài)組織、魏氏組織和網(wǎng)籃組織[27]。鈦合金保載疲勞敏感性與初生α相體積分?jǐn)?shù)、α晶粒尺寸、微織構(gòu)的密度及取向分布等組織形態(tài)相關(guān)[17, 18]。對(duì)于雙態(tài)組織或等軸組織，保載疲勞敏感性會(huì)隨著初生α相體積分?jǐn)?shù)發(fā)生變化[20, 28]。例如文獻(xiàn)[28]對(duì)Ti60合金試驗(yàn)研究表明，當(dāng)固溶溫度越接近β相變點(diǎn)，獲得的初生α相含量越少，保載疲勞壽命越高，也越接近循環(huán)疲勞壽命。目前，大量研究表明鈦合金中微織構(gòu)與保載疲勞敏感性存在非常強(qiáng)的相關(guān)性[13, 16-18, 20, 28-34]，微織構(gòu)/集束組織對(duì)α+β及β處理的幾種鈦合金保載疲勞敏感性的影響規(guī)律如表1所示。相比雙態(tài)或等軸組織，采用β處理工藝獲得的Ti6242合金魏氏和網(wǎng)籃組織具有明顯較低的保載疲勞敏感性。對(duì)于α+β處理的Ti6242合金，保載疲勞敏感性隨微織構(gòu)分布密度的增大而顯著增大，當(dāng)然這也與初生α相體積分?jǐn)?shù)增加有關(guān)。當(dāng)排除初生α相體積分?jǐn)?shù)的差異，Ti-600合金隨著微織構(gòu)密度的提升，保載疲勞敏感性增加近2倍左右。對(duì)β處理的Ti6242試驗(yàn)數(shù)據(jù)也表明即便是對(duì)保載疲勞不敏感的網(wǎng)籃組織，當(dāng)混有微織構(gòu)晶粒結(jié)構(gòu)時(shí)，也會(huì)增加敏感性。當(dāng)存在大量的這種α集束組織時(shí)，Ti685保載疲勞敏感性比網(wǎng)籃組織增加超過(guò)10倍。微織構(gòu)的形成主要與鈦合金的α相以及在熱加工和后續(xù)熱處理的組織演變相關(guān)[35-38]。當(dāng)鈦合金從β相區(qū)以較慢的速度冷卻時(shí)，會(huì)增加這種集中取向晶粒的密度[18, 19]，所以控制β處理工序的冷速對(duì)于消除這種微織構(gòu)極為重要。但對(duì)于發(fā)動(dòng)機(jī)盤(pán)用的大規(guī)格棒坯，往往受截面厚度的影響，要想獲得理想的冷速通常比較困難[18]，需要在工藝設(shè)計(jì)方面采取有效的措施。

表1 微織構(gòu)/集束組織對(duì)不同鈦合金保載疲勞敏感性的影響

3.3 溫度對(duì)保載疲勞的影響

除應(yīng)力外，溫度對(duì)鈦合金保載疲勞產(chǎn)生重要影響[39-41]。文獻(xiàn)[40]通過(guò)晶粒塑性有限元模型對(duì)Ti6242和Ti6246兩種合金軟硬取向源晶粒晶界不同溫度下的應(yīng)力重配分效應(yīng)計(jì)算分析表明：Ti6242合金在120 ℃會(huì)出現(xiàn)強(qiáng)的應(yīng)力重新配分效應(yīng)(圖8)，當(dāng)溫度低于-50 ℃和大于200 ℃時(shí)，Ti6242的應(yīng)力重配分機(jī)制消失，保載疲勞效應(yīng)也隨之消失；Ti6246在200～300 ℃左右會(huì)出現(xiàn)較強(qiáng)的應(yīng)力重配分效應(yīng)。不同溫度產(chǎn)生不同的保載疲勞效應(yīng)，其主要是由于過(guò)低的溫度會(huì)阻礙位錯(cuò)移動(dòng)，在保載階段蠕變不能發(fā)生；過(guò)高的溫度會(huì)導(dǎo)致位錯(cuò)快速滑移，在保載階段前達(dá)到平衡，不能產(chǎn)生應(yīng)力重配分效應(yīng)；只有在“中間”溫度，在軟硬取向晶粒晶界位錯(cuò)逐漸堆積，形成應(yīng)力集中，在保載階段才能發(fā)生明顯的應(yīng)力重配分，產(chǎn)生保載疲勞效應(yīng)。文獻(xiàn)[41]通過(guò)原子模擬計(jì)算也表明Mo元素在室溫條件不能長(zhǎng)期困住空穴而產(chǎn)生所觀察到的應(yīng)

圖8 不同溫度保載條件下軟硬取向晶粒源晶界處的應(yīng)力增量[40]Fig.8 Peak stress changing during the dwell period under different temperature[40]

變速率敏感性，證明化學(xué)成分差異不是導(dǎo)致兩種合金保載疲勞行為差異的主要原因。通過(guò)納米壓痕連續(xù)硬度測(cè)試技術(shù)也證實(shí)了Ti6242合金軟硬取向晶粒有著截然不同的應(yīng)變速率敏感性，而Ti6246不同取向晶粒間的差異不明顯[42]，且前者軟取向晶粒的應(yīng)變速率敏感指數(shù)是后者的1/5，因此在相同溫度下兩種合金會(huì)產(chǎn)生截然不同的保載疲勞敏感性特征。對(duì)于保載疲勞較敏感的近α鈦合金，通常需要充分評(píng)估在環(huán)境溫度200 ℃、較高應(yīng)力水平的工況條件下保載疲勞風(fēng)險(xiǎn)，典型的比如發(fā)動(dòng)機(jī)起飛爬升工況[39]。

3.4 加載應(yīng)力及應(yīng)力比對(duì)保載疲勞的影響

傳統(tǒng)的循環(huán)疲勞壽命主要與應(yīng)力幅關(guān)系密切，一般呈現(xiàn)隨應(yīng)力幅值增加而壽命降低的規(guī)律。大量的試驗(yàn)數(shù)據(jù)表明隨著峰值應(yīng)力降低，保載疲勞壽命增加[5-9, 20, 28, 29]，與循環(huán)疲勞的壽命差距逐步降低，而應(yīng)力比對(duì)保載疲勞的影響規(guī)律與循環(huán)疲勞不同。文獻(xiàn)[7]中采用不同應(yīng)力比(R)時(shí)Ti834的保載疲勞試驗(yàn)結(jié)果如圖9所示。相比R=0.1,R=0.5的保載疲勞壽命更低，主要是由于高的應(yīng)力比增加了平均應(yīng)力，促進(jìn)應(yīng)變累積以及在源晶界處相關(guān)的位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)，加速了應(yīng)力重配分而導(dǎo)致解理面的形成；而當(dāng)R為負(fù)值時(shí)，位錯(cuò)反向滑移，造成堆積力松弛，延緩了解理面的形成。文獻(xiàn)[5]采用不同應(yīng)力比開(kāi)展的Ti6246裂紋擴(kuò)展速率測(cè)試結(jié)果表明當(dāng)材料對(duì)保載疲勞不敏感時(shí)，R值并不影響這種非敏感性。

圖9 不同應(yīng)力比對(duì)Ti834盤(pán)試樣保載疲勞的影響[7]Fig.9 Effects of R value on dwell fatigue of Ti834 disc specimens[7]

3.5 保載時(shí)間對(duì)保載疲勞的影響

圖10為不同保載時(shí)間對(duì)Ti6242、IMI829、Ti834及Ti64ELI試樣保載疲勞壽命影響的試驗(yàn)結(jié)果統(tǒng)計(jì)分析?？梢钥吹剑伜辖鸨］d疲勞的失效循環(huán)數(shù)隨著保載時(shí)間增加而呈現(xiàn)降低趨勢(shì)。圖10a表明Ti6242保載時(shí)間(Td)與循環(huán)數(shù)N的乘積趨于常數(shù)，保載時(shí)間對(duì)總的保載疲勞壽命無(wú)顯著影響，這一規(guī)律與IMI829相似，但Ti834并未表現(xiàn)出這種類(lèi)似的線性關(guān)系。將Ti834與Ti64ELI的失效循環(huán)數(shù)與保載時(shí)間的數(shù)據(jù)放在同一張圖中做平滑處理后如圖10b所示。當(dāng)保載時(shí)間小于120 s時(shí)，保載時(shí)間對(duì)循環(huán)數(shù)的影響較大，呈現(xiàn)出較強(qiáng)的循環(huán)疲勞特征；當(dāng)超過(guò)這一“閥值”時(shí)，保載循環(huán)數(shù)基本趨于常數(shù)。這種現(xiàn)象也反映了保載疲勞這一疲勞與蠕變交互作用的本質(zhì)[43]。目前國(guó)內(nèi)外普通采用2 min的保載時(shí)間開(kāi)展材料級(jí)試驗(yàn)及限壽件疲勞壽命評(píng)估工作。

圖10 保載時(shí)間對(duì)保載疲勞壽命的影響：(a)循環(huán)數(shù)與保載時(shí)間對(duì)數(shù)曲線[20]；(b)Ti834[7]和Ti64ELI[43]循環(huán)數(shù)與保載時(shí)間曲線Fig.10 Effects of dwell time on the fatigue life of samples: (a) logarithmic curves of cycle number versus dwell time[20], (b) cycles number versus dwell time of Ti834[7] and Ti64ELI[43]

4 保載疲勞的預(yù)測(cè)方法

準(zhǔn)確判定保載疲勞失效，并建立一套預(yù)測(cè)方法，對(duì)于航空發(fā)動(dòng)機(jī)鈦合金選材設(shè)計(jì)、壽命評(píng)估具有重要意義。中國(guó)科學(xué)院金屬研究所邱建科等通過(guò)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)[19, 44]，對(duì)于保載敏感性強(qiáng)的鈦合金，保載疲勞與普通疲勞在疲勞斷口、二次裂紋以及應(yīng)變積累方面存在明顯不同的失效特征。具體表現(xiàn)為，保載疲勞斷口的裂紋萌生于試樣亞表面或內(nèi)部，二次裂紋與應(yīng)力軸近似垂直(±10 ℃)，塑性應(yīng)變積累速率和積累量明顯大于普通疲勞。同時(shí)，借助EBSD分析技術(shù)[6, 8, 20, 45, 46]可以識(shí)別和量化微織構(gòu)組織，判斷保載疲勞敏感性。但這些檢測(cè)是損傷性的，不僅耗時(shí)，而且成本高昂。如果能夠利用無(wú)損檢測(cè)技術(shù)定量分析鈦合金微織構(gòu)組織，從而預(yù)測(cè)保載疲勞敏感性,對(duì)于工程應(yīng)用具有重大價(jià)值。國(guó)外已開(kāi)展了利用超聲檢測(cè)技術(shù)對(duì)鈦合金微織構(gòu)顯微組織檢測(cè)評(píng)估的研究工作[47-50]，并在試樣級(jí)材料上通過(guò)超聲檢測(cè)技術(shù)獲得較為精確的，與EBSD表征結(jié)果高度一致的微織構(gòu)分布尺寸，表明了這些技術(shù)用于判斷和分析鈦合金微織構(gòu)組織，預(yù)測(cè)保載疲勞敏感性的可能性，但針對(duì)構(gòu)件級(jí)的應(yīng)用還需深入開(kāi)展相關(guān)試驗(yàn)研究工作。

5 結(jié) 語(yǔ)

鈦合金保載疲勞敏感性的影響因素眾多，既與初生α相體積分?jǐn)?shù)、微織構(gòu)等內(nèi)部因素相關(guān)，又受到峰值應(yīng)力水平、保載時(shí)間等外部因素影響。近α型鈦合金相比其它類(lèi)型鈦合金具有較強(qiáng)的保載疲勞敏感性，是由于主要構(gòu)成相α相各向異性的本質(zhì)造成的。微織構(gòu)的體積分?jǐn)?shù)及分布取向是影響鈦合金保載疲勞敏感性最主要的內(nèi)部因素，其產(chǎn)生與棒材、鍛件的熱加工歷史具有較為復(fù)雜的關(guān)系。從根本上降低或消除這些組織因素的影響，還需要深入開(kāi)展熱加工工藝與微織構(gòu)形成機(jī)理的研究工作。同時(shí)，探索構(gòu)件級(jí)無(wú)損檢測(cè)技術(shù)來(lái)檢測(cè)這些內(nèi)部集中取向組織，判定保載疲勞敏感性，對(duì)于實(shí)現(xiàn)低成本的保載疲勞預(yù)測(cè)方法也是未來(lái)值得關(guān)注的研究方向。