FGH96合金輪盤超速預(yù)過(guò)載對(duì)材料性能的影響

張春蘭，陳玉龍，胡 博，胡仁高，黎方娟，古遠(yuǎn)興

(中國(guó)航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院，成都 610500)

1 引言

FGH96粉末高溫合金(以下簡(jiǎn)稱FGH96合金)具有晶粒細(xì)小、組織均勻、強(qiáng)度高、低周疲勞性能好、裂紋擴(kuò)展速率低等優(yōu)點(diǎn)而被廣泛應(yīng)用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪盤的制造[1]。目前，粉末純凈化技術(shù)可以將FGH96 合金中非金屬夾雜物含量控制在極低的水平，但還無(wú)法實(shí)現(xiàn)100%純凈，這些非金屬夾雜物以?shī)A雜缺陷的形式存在于渦輪盤中[2-4]。FGH96 合金渦輪盤中的夾雜缺陷一般通過(guò)鍛件超聲波探傷進(jìn)行識(shí)別，但受到當(dāng)前超聲波探傷技術(shù)分辨率的限制，過(guò)于微小的夾雜缺陷一般無(wú)法被識(shí)別[5]。這些隨機(jī)存在的微小缺陷往往會(huì)成為疲勞源，導(dǎo)致FGH96合金低周疲勞壽命具有較大的分散性[6-10]。為獲得具有穩(wěn)定可靠性能的渦輪盤，除進(jìn)一步提升FGH96合金粉末純凈度以外，還可在加工制造中借助超速預(yù)過(guò)載技術(shù)等一些輔助手段實(shí)現(xiàn)。

超速預(yù)過(guò)載技術(shù)是指葉輪在裝機(jī)前進(jìn)行超轉(zhuǎn)，使葉輪內(nèi)孔附近一定范圍出現(xiàn)塑性變形，而葉輪外層材料仍處于彈性狀態(tài)，從而在葉輪內(nèi)部形成有利的預(yù)應(yīng)力分布，提高葉輪承載能力、使用性能及工作壽命。該技術(shù)在葉輪機(jī)上的應(yīng)用始于上世紀(jì)50 年代，是GE公司制造燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)子的關(guān)鍵工藝[11]。目前國(guó)內(nèi)未見FGH96 合金渦輪盤加工使用該技術(shù)的公開報(bào)道，多采用表面處理(如表面噴丸強(qiáng)化、振動(dòng)光飾等)的方式[12-13]在零件表面形成預(yù)壓應(yīng)力從而提高輪盤的低周疲勞壽命。事實(shí)上，超速預(yù)過(guò)載在盤體形成預(yù)應(yīng)力的同時(shí)，其材料力學(xué)性能也會(huì)發(fā)生變化。國(guó)內(nèi)外許多研究[14-20]表明，金屬材料的預(yù)處理強(qiáng)化能夠改變材料性能并提升低周疲勞壽命。本文針對(duì)輪盤超速預(yù)過(guò)載對(duì)FGH96 合金材料性能的影響進(jìn)行了試驗(yàn)研究，獲得了預(yù)過(guò)載前后FGH96合金高溫拉伸性能和應(yīng)力控制低周疲勞壽命的對(duì)比數(shù)據(jù)，進(jìn)行了試樣斷口和失效模式分析，并總結(jié)了相關(guān)規(guī)律。

2 輪盤超速預(yù)過(guò)載

為研究FGH96 合金輪盤在超速預(yù)過(guò)載后的材料性能變化，采用FGH96合金制備了輪盤試驗(yàn)件(圖1)，并利用ZUST20D下立式轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)試驗(yàn)器(圖2)在室溫條件下進(jìn)行了120%超速預(yù)過(guò)載。

圖1 FGH96合金試驗(yàn)盤Fig.1 FGH96 powder superalloy disc

圖2 ZUST20D下立式轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)試驗(yàn)器Fig.2 ZUST20D vertical high-speed spin tester

為確保試驗(yàn)安全，采用逐步加載的方式分別進(jìn)行了100%、108%、115%、120%轉(zhuǎn)速下的輪盤超速預(yù)過(guò)載。轉(zhuǎn)速控制精度為±100 r/min，保載時(shí)間為5 min。卸載后測(cè)量輪盤盤心徑向尺寸，以預(yù)估輪盤的殘余變形，測(cè)量數(shù)據(jù)見表1。表中殘余變形量表征了輪盤是否發(fā)生屈服，可見在120%轉(zhuǎn)速后輪盤已發(fā)生了明顯屈服，盤心殘余變形呈現(xiàn)出左小右大的錐形(參照?qǐng)D1)，其中左側(cè)變形量為0.15 mm，右側(cè)變形量為0.43 mm。

表1 輪盤超速后盤心殘余變形量Table 1 Residual deformation after disc overspeed test

對(duì)FGH96 合金輪盤在室溫下的超速預(yù)過(guò)載過(guò)程進(jìn)行彈塑性分析。建立有限元模型，加載120%轉(zhuǎn)速后卸載，輪盤殘余周向塑性應(yīng)變和盤心的殘余徑向變形如圖3 所示。計(jì)算結(jié)果表明，盤心大部分進(jìn)入塑性，周向塑性應(yīng)變最大值出現(xiàn)在盤心右側(cè)，且左側(cè)小右側(cè)大。殘余變形量(徑向位移)分別為左側(cè)0.07 mm 和右側(cè)0.44 mm，與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果吻合較好。

圖3 120%超速預(yù)過(guò)載后輪盤的塑性應(yīng)變和變形分析結(jié)果Fig.3 Numerical calculating plastic strain and deformation after 120%overspeed test

3 輪盤超速預(yù)過(guò)載后的材料性能對(duì)比

為研究超速預(yù)過(guò)載過(guò)程對(duì)材料性能——特別是低周疲勞性能的影響，在經(jīng)過(guò)超速預(yù)過(guò)載處理的輪盤盤心位置取周向試樣(以下簡(jiǎn)稱預(yù)過(guò)載試驗(yàn)件)，取樣位置見圖4。預(yù)過(guò)載試驗(yàn)件結(jié)構(gòu)及要求見圖5。在同批次FGH96合金毛坯盤的相同區(qū)域和方向取對(duì)比試驗(yàn)件，進(jìn)行拉伸和低周疲勞試驗(yàn)。

圖4 預(yù)過(guò)載試驗(yàn)件取樣區(qū)域Fig.4 Sampling location of overspeed test pieces

圖5 預(yù)過(guò)載試驗(yàn)件結(jié)構(gòu)Fig.5 Structure of overspeed test pieces

3.1 高溫拉伸性能對(duì)比

采用帶653.03 型高溫爐的MTS809 材料試驗(yàn)機(jī)，在550℃溫度條件下進(jìn)行試驗(yàn)件的拉伸試驗(yàn)，拉伸試驗(yàn)裝配圖如圖6所示。在試驗(yàn)件標(biāo)距段固定熱電偶控制溫度波動(dòng)，試驗(yàn)前加熱試驗(yàn)件到試驗(yàn)溫度后保溫10 min，然后開始試驗(yàn)。試驗(yàn)過(guò)程中，溫度控制精度為±5℃，加載速率為0.1 mm/min。

圖6 拉伸試驗(yàn)裝配圖Fig.6 Assembly picture of tensile test

在550℃溫度下，F(xiàn)GH96 合金的彈性模量和屈服強(qiáng)度見表2，拉伸曲線見圖7。對(duì)比可看出，經(jīng)過(guò)室溫120%超速預(yù)過(guò)載后，F(xiàn)GH96 合金在550℃的彈性模量無(wú)明顯變化，但曲線非線性段(屈服段)明顯向上偏移。對(duì)比試驗(yàn)件的平均屈服強(qiáng)度為1 044 MPa，而超速試驗(yàn)件的平均屈服強(qiáng)度為1 141 MPa，提高了9.34%。這表明，輪盤超速后盤心部分材料發(fā)生的塑性變形現(xiàn)象導(dǎo)致盤心材料發(fā)生應(yīng)變強(qiáng)化，類似于冷作硬化的現(xiàn)象，使得材料的屈服強(qiáng)度明顯提升。

表2 拉伸應(yīng)力-應(yīng)變結(jié)果Table 2 Tensile stress-strain results

圖7 試驗(yàn)件拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.7 Tensile stress-strain curves of test pieces

3.2 低周疲勞性能對(duì)比

考慮到FGH96 合金輪盤服役于高溫環(huán)境的普遍性，且正常工況下的工作轉(zhuǎn)速為固定值，輪盤的實(shí)際疲勞行為(反復(fù)啟動(dòng)、停車)更接近于應(yīng)力控制下的疲勞，故在550℃溫度條件下采用應(yīng)力控制進(jìn)行低周疲勞試驗(yàn)。名義峰值應(yīng)力為1 190 MPa，應(yīng)力比為0.05，加載頻率為2 Hz，載荷波形為正弦波。試驗(yàn)設(shè)備為MS 型高溫爐的EHF-EV100k3-040 材料試驗(yàn)機(jī)，在試驗(yàn)件的標(biāo)距段固定熱電偶控制溫度波動(dòng)，試驗(yàn)前加熱試驗(yàn)件達(dá)到試驗(yàn)溫度后保溫一段時(shí)間，然后開始試驗(yàn)。低周疲勞試驗(yàn)結(jié)果見表3。由表可知，F(xiàn)GH96合金對(duì)比試驗(yàn)件的中值低周疲勞壽命為30 320周，預(yù)過(guò)載試驗(yàn)件的中值低周疲勞壽命為54 190周，經(jīng)超速預(yù)過(guò)載處理后其中值低周疲勞壽命提升了80%。

3.3 低周疲勞斷口分析

為分析輪盤超速預(yù)過(guò)載對(duì)材料微觀組織的影響，對(duì)預(yù)過(guò)載試驗(yàn)件和對(duì)比試驗(yàn)件的斷口及晶粒度進(jìn)行了電鏡分析。對(duì)比試驗(yàn)件斷口宏觀形貌如圖8所示，在斷口邊緣沿周向分布有5個(gè)疲勞源區(qū)，源區(qū)附近呈藍(lán)紫色和黃褐色氧化變色。疲勞擴(kuò)展區(qū)面積較小，與對(duì)比試驗(yàn)件軸向基本垂直；斷口剩余大部分區(qū)域?yàn)樗矓鄥^(qū)，與對(duì)比試驗(yàn)件周向約呈45°夾角。

表3 低周疲勞試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Low cycle fatigue test results

圖8 對(duì)比試驗(yàn)件斷口宏觀形貌Fig.8 Macroscopic characteristic of contrasting fatigue fracture

圖9 對(duì)比試驗(yàn)件斷口微觀形貌Fig.9 Microscopic characteristic of contrasting fatigue fracture

對(duì)比試驗(yàn)件斷口掃描電鏡形貌如圖9所示?？捎^察到斷口疲勞源區(qū)為短線源，裂紋均起源于對(duì)比試驗(yàn)件表面加工刀痕處，加工刀痕深度為5～6 μm。疲勞擴(kuò)展初期、中期、末期形貌均可見明顯疲勞條帶和二次裂紋，其中擴(kuò)展末期條帶間距相對(duì)更大。瞬段區(qū)可見類解理平面和韌窩特征。

預(yù)過(guò)載試驗(yàn)件斷口宏觀形貌如圖10 所示。在斷口邊緣有2 個(gè)疲勞源區(qū)，源區(qū)附近呈藍(lán)色和黃褐色氧化變色。斷口疲勞擴(kuò)展區(qū)較平坦、面積較小，與預(yù)過(guò)載試驗(yàn)件軸向基本垂直；斷口剩余大部分區(qū)域?yàn)樗矓鄥^(qū)，存在一定起伏，與預(yù)過(guò)載試驗(yàn)件軸向約呈45°夾角。

預(yù)過(guò)載試驗(yàn)件斷口掃描電鏡形貌如圖11 所示?？捎^察到斷口存在2 個(gè)疲勞源區(qū)，擴(kuò)展棱線及弧線特征顯著。裂紋均起源于試樣表面加工刀痕處，為小線源，加工刀痕深度約為4 μm。疲勞擴(kuò)展初期局部可見細(xì)密的疲勞條帶，擴(kuò)展中期、末期疲勞條帶寬化且可見二次裂紋特征。瞬段區(qū)呈類解理平面和韌窩混合形貌特征。

圖10 預(yù)過(guò)載試驗(yàn)件斷口宏觀形貌Fig.10 Macroscopic characteristic of overspeed fatigue fracture

圖11 預(yù)過(guò)載試驗(yàn)件斷口微觀形貌Fig.11 Microscopic characteristic of fatigue fracture for preloading test specimen

圖12 試驗(yàn)件斷口高倍組織Fig.12 Microstructure of fatigue fracture

在低周疲勞試樣斷口附近取樣制備晶相試樣對(duì)高倍組織進(jìn)行分析，如圖12 所示。對(duì)比分析發(fā)現(xiàn)，對(duì)比試驗(yàn)件和預(yù)過(guò)載試驗(yàn)件的橫向及縱向組織(包括組織類型和晶粒度)基本一致，晶粒度均在8級(jí)以上。對(duì)比試驗(yàn)件和預(yù)過(guò)載試驗(yàn)件的低周疲勞斷口均屬多線源斷口，疲勞源區(qū)多為加工刀痕，疲勞擴(kuò)展區(qū)占斷口面積的比例很小，大部分?jǐn)嗫跒樗矓鄥^(qū)，斷口附近晶粒度水平相當(dāng)?？梢?，超速預(yù)過(guò)載過(guò)程對(duì)FGH96 合金材料的強(qiáng)化并不會(huì)明顯改變其組織狀態(tài)和低周疲勞破壞模式。

4 結(jié)論

針對(duì)FGH96合金輪盤經(jīng)過(guò)室溫120%超速預(yù)過(guò)載處理后的盤體的材料性能變化開展了試驗(yàn)研究，主要得到如下結(jié)論：

(1) 超速預(yù)過(guò)載后FGH96 合金渦輪盤體發(fā)生了明顯塑性變形，盤心位置周向塑性應(yīng)變最大；

(2) 超速預(yù)過(guò)載后FGH96 合金渦輪盤心塑性變形位置發(fā)生了應(yīng)變強(qiáng)化，彈性模量無(wú)明顯變化，屈服強(qiáng)度提升9.34%，低周疲勞中值壽命提升80%；

(3) 輪盤超速預(yù)過(guò)載引起的塑性變形對(duì)FGH96 合金的組織狀態(tài)和低周疲勞破壞模式無(wú)明顯影響；

(4) 輪盤超速預(yù)過(guò)載過(guò)程引起的材料強(qiáng)化對(duì)提升輪盤低周疲勞壽命具有積極意義，但其影響機(jī)理尚需開展進(jìn)一步研究。