GH4169合金缺口件蠕變-疲勞交互作用試驗(yàn)研究

劉勝，胡緒騰，萬(wàn)煜瑋，宋迎東

(南京航空航天大學(xué) 能源與動(dòng)力學(xué)院，江蘇 南京 210016)

0 引言

渦輪盤(pán)是航空發(fā)動(dòng)機(jī)的關(guān)鍵熱端部件，在發(fā)動(dòng)機(jī)的服役過(guò)程中承受著由飛行起落和持續(xù)飛行的循環(huán)載荷與蠕變載荷的共同作用，易在榫槽等高溫應(yīng)力集中部位產(chǎn)生蠕變-疲勞交互作用[1-2]，故在其壽命評(píng)估時(shí)需將其納入考慮范圍[3-4]。NASA報(bào)告[4]指出，隨著航空發(fā)動(dòng)機(jī)推重比等性能參數(shù)的不斷提高，蠕變與疲勞等復(fù)雜載荷的耦合作用對(duì)渦輪盤(pán)強(qiáng)度設(shè)計(jì)校核與壽命評(píng)估變得更為重要。

對(duì)于典型渦輪盤(pán)合金材料在高溫下的蠕變-疲勞性能和壽命預(yù)測(cè)問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外已開(kāi)展許多研究，如LIAN Y D等[5]對(duì)加、卸載以及保持時(shí)間對(duì)GH4169合金光滑圓棒的蠕變-疲勞性能的影響進(jìn)行了研究。CHEN G等[6]對(duì)GH4169光滑圓棒在650℃下進(jìn)行了疲勞和蠕變-疲勞試驗(yàn)，并對(duì)其斷裂行為進(jìn)行了細(xì)致的分析。WANG R Z等[7]基于能量耗散法則對(duì)GH4169合金蠕變-疲勞的單軸壽命預(yù)測(cè)模型。WANG Q等[8]基于滯后能密度概念對(duì)蠕變-疲勞壽命進(jìn)行了預(yù)測(cè)。CHEN S Y等[9]基于Walker全應(yīng)變壽命方程對(duì)于蠕變-疲勞的壽命預(yù)測(cè)進(jìn)行了研究。然而，國(guó)內(nèi)外大多數(shù)研究主要集中于材料級(jí)別的蠕變-疲勞性能試驗(yàn)和壽命分析，針對(duì)具有實(shí)際輪盤(pán)結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中特征的缺口件試驗(yàn)和分析研究開(kāi)展得較少。

本文以典型盤(pán)用材料GH4169合金為研究對(duì)象，根據(jù)輪盤(pán)榫槽特征設(shè)計(jì)了缺口特征件，在渦輪盤(pán)的典型服役溫度(650℃)下，開(kāi)展了疲勞、蠕變-疲勞及持久三類(lèi)試驗(yàn)，分析了蠕變載荷對(duì)缺口件名義循環(huán)變形行為、裂紋萌生及擴(kuò)展特征、疲勞壽命的影響因素，初步探究了疲勞載荷與持久載荷的交互損傷規(guī)律。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

1.1 試驗(yàn)材料與試驗(yàn)件尺寸

本文選用直接時(shí)效GH4169合金為試驗(yàn)材料，材料的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5.04% Nb+Ta，3.12% Mo，19.70%Cr，51.70%Ni，1.01%Ti，0.039%C，0.42% Al，0.15%Si，18.82%Fe。根據(jù)渦輪盤(pán)榫槽的結(jié)構(gòu)特征，設(shè)計(jì)了與典型榫槽應(yīng)力集中系數(shù)相近的缺口特征件，試驗(yàn)件幾何尺寸如圖1所示。其中，缺口形狀為C形，缺口半徑為2.6mm，彈性應(yīng)力集中系數(shù)Kt=1.76。

1.2 試驗(yàn)方案

為研究循環(huán)載荷和持久載荷交互損傷的作用關(guān)系，本文根據(jù)渦輪盤(pán)的典型服役溫度，設(shè)計(jì)了疲勞、持久及蠕變-疲勞三類(lèi)試驗(yàn)，具體試驗(yàn)方案見(jiàn)表1。各類(lèi)試驗(yàn)的加載示意圖如圖2所示，其中低周疲勞試驗(yàn)(保載時(shí)間為0s)按照三角波進(jìn)行加載，蠕變-疲勞試驗(yàn)按梯形波加載，這兩種試驗(yàn)的加載與卸載時(shí)間均控制為1s，采用應(yīng)力控制。缺口持久試驗(yàn)(可視為保載時(shí)間為∞)的應(yīng)力水平與另兩類(lèi)試驗(yàn)最大應(yīng)力水平保持一致。為探究缺口件在試驗(yàn)過(guò)程中的變形程度，在疲勞與蠕變-疲勞的試驗(yàn)過(guò)程中均全程搭載引伸計(jì)。引伸計(jì)的陶瓷杠卡在缺口側(cè)面，其中心位置對(duì)其缺口根部。

表1 疲勞、蠕變-疲勞與持久試驗(yàn)方案(650℃)

圖2 高溫疲勞與蠕變-疲勞試驗(yàn)加載波形示意圖

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 疲勞與蠕變-疲勞名義應(yīng)力應(yīng)變響應(yīng)

圖3給出了Case01組條件下的半壽命名義應(yīng)力-應(yīng)變遲滯環(huán)，其中名義應(yīng)力為最小截面的平均應(yīng)力，名義應(yīng)變?yōu)橐煊?jì)所測(cè)量的位移與引伸計(jì)標(biāo)距之比。從測(cè)試結(jié)果可以看出：1)所有條件下的名義應(yīng)力-應(yīng)變環(huán)面積均不大，特別是保載時(shí)間為0s的疲勞載荷條件下，名義應(yīng)力-應(yīng)變滯后環(huán)接近于一條直線，這表明疲勞載荷下缺口附近的整體塑性變形數(shù)值很小，難以形成較大的遲滯環(huán)；2)在峰值載荷處引入保載時(shí)間使得遲滯環(huán)產(chǎn)生明顯的“平臺(tái)”區(qū)域，并且該平臺(tái)區(qū)域大小隨保載時(shí)間的增大而增大。

圖3 Case01組條件下的半壽命處名義應(yīng)力-應(yīng)變遲滯環(huán)結(jié)果對(duì)比

圖4給出了Case01、Case03及Case05組條件下的名義應(yīng)變峰谷值數(shù)據(jù)。從圖中可看出：同保載時(shí)間下的名義應(yīng)變峰谷值有所差異，但名義應(yīng)變幅基本都相同。這是可能是由于不同保載時(shí)間下的整體應(yīng)變響應(yīng)十分接近，而每個(gè)循環(huán)內(nèi)由載荷保持產(chǎn)生的蠕變應(yīng)變比較微小，加上整個(gè)失效循環(huán)總數(shù)也不大，最終累積的蠕變應(yīng)變較小，反映到整體應(yīng)變上容易被系統(tǒng)誤差所掩蓋。

圖4 部分組條件下的半壽命處名義應(yīng)力-應(yīng)變遲滯環(huán)結(jié)果對(duì)比

2.2 疲勞、蠕變-疲勞及持久壽命結(jié)果

圖5給出了疲勞失效循環(huán)數(shù)與蠕變-疲勞失效循環(huán)數(shù)的結(jié)果。從圖中可以看出：1)在循環(huán)載荷峰值處引入保載時(shí)間，將導(dǎo)致試件的失效循環(huán)數(shù)顯著下降；2)隨著應(yīng)力比R從-0.5～0.05的變化，缺口件在疲勞載荷和蠕變-疲勞載荷下的失效循環(huán)數(shù)均有所提高；3)在最大載荷水平較高(833MPa、910MPa)的條件下，缺口件的失效循環(huán)數(shù)與保載時(shí)間呈現(xiàn)負(fù)相關(guān)的關(guān)系；而在載荷水平較低(670MPa、740MPa)時(shí)，除了740MPa、R=-0.50的條件外，其余條件的失效循環(huán)數(shù)均隨保載時(shí)間的增加，呈現(xiàn)先降低后升高的趨勢(shì)，在保載時(shí)間120 s時(shí)失效循環(huán)降至最低點(diǎn)。

圖5 疲勞與蠕變-疲勞失效循環(huán)數(shù)對(duì)比

圖6給出了三類(lèi)試驗(yàn)的累積失效時(shí)間對(duì)比，其中疲勞、蠕變-疲勞試驗(yàn)的累積失效時(shí)間定義為失效循環(huán)數(shù)乘以周期，與失效循環(huán)數(shù)發(fā)現(xiàn)的規(guī)律有所不同，對(duì)于累積失效時(shí)間：1)純疲勞的失效時(shí)間是三類(lèi)試驗(yàn)中最短的，持久斷裂失效時(shí)間基本為三類(lèi)試驗(yàn)中最長(zhǎng)的；2)隨保載時(shí)間的延長(zhǎng)，試樣的失效時(shí)間也基本隨之增加，除開(kāi)Case06與Case07兩組條件外，保載30s與120s的蠕變-疲勞失效時(shí)間均比較接近；3)在其余條件相同時(shí)，R=0.05條件下的失效時(shí)間均要比R=-0.50條件下的長(zhǎng)，這說(shuō)明應(yīng)力比的增大會(huì)整體延長(zhǎng)蠕變-疲勞的失效時(shí)間，與上述失效循環(huán)數(shù)的規(guī)律一致。

圖6 疲勞、持久與蠕變-疲勞累積失效時(shí)間對(duì)比

2.3 斷口分析

圖7與圖8給出了Case02組與Case03組與不同保載時(shí)間條件下的SEM斷口整體形貌(編號(hào)(a)-(d))以及相應(yīng)的細(xì)節(jié)放大圖：包括裂紋源(編號(hào)(a-1)-(d-1))和附近裂紋擴(kuò)展區(qū)的局部放大圖(編號(hào)(a-2)-(d-2))。

圖7 Case02組條件下不同保載時(shí)間下的斷口SEM形貌

圖8 Case03組條件下不同保載時(shí)間下的斷口SEM形貌

通過(guò)圖7、圖8對(duì)比分析可以看出：1)在應(yīng)力水平為833MPa(Case03)時(shí)所有保載時(shí)間下的斷口裂紋均為穿晶萌生，三角波的疲勞斷口為穿晶擴(kuò)展，隨保載時(shí)間的延長(zhǎng)斷口逐漸出現(xiàn)沿晶形貌，當(dāng)保載時(shí)間變?yōu)?00s時(shí)，裂紋擴(kuò)展形式變?yōu)橥耆鼐U(kuò)展；2)在應(yīng)力水平為740MPa(Case02)時(shí)三角波的疲勞斷口與名義應(yīng)力水平為833MPa類(lèi)似，裂紋萌生和擴(kuò)展均為穿晶；不同的是當(dāng)保載時(shí)間為30s的蠕變-疲勞斷口就已經(jīng)出現(xiàn)明顯的穿沿晶混合擴(kuò)展，保載時(shí)間為120s的蠕變-疲勞斷口完全呈現(xiàn)出沿晶擴(kuò)展，當(dāng)保載時(shí)間進(jìn)一步延長(zhǎng)至300s時(shí)，斷口裂紋萌生形式也發(fā)生轉(zhuǎn)變，失效形式表現(xiàn)為沿晶萌生，沿晶擴(kuò)展。

3 蠕變與疲勞損傷分析

為方便、直觀地表征蠕變-疲勞中疲勞及蠕變損傷情況，采用線性損傷累積法分別對(duì)疲勞、蠕變損傷進(jìn)行初步分析。線性損傷累積表達(dá)式為

Dc+Df=1

(1)

式中:Dc為累積蠕變損傷，Dc=(Ncfthold)/tR；Df為累積疲勞損傷；Df=Ncf/Nf；其中thold為單個(gè)循環(huán)保持時(shí)間；tR為持久斷裂時(shí)間；Ncf為蠕變-疲勞失效循環(huán)數(shù)；Nf為純疲勞載荷下的失效循環(huán)數(shù)。

圖9給出了蠕變-疲勞試驗(yàn)中兩種累積損傷的占比，分析圖中結(jié)果可以看出：1)應(yīng)力比為0.05的條件下，最大名義水平833MPa的保載時(shí)間為30s、300s以及910MPa的所有保載時(shí)間條件下的線性累積損傷和>1，而其余所有條件下的線性累積損傷和均要<1；2)應(yīng)力比R為-0.50的條件下，線性累積損傷均要比0.5還小，這表明疲勞與蠕變兩種損傷存在一定的交互作用，但二者交互不是單純的正交互作用或者負(fù)交互作用，而是與具體載荷條件相關(guān)；3)從單一損傷上來(lái)看，隨保載時(shí)間的增加，所有試驗(yàn)條件下的蠕變損傷基本呈現(xiàn)逐漸增加的趨勢(shì)，而疲勞損傷呈現(xiàn)下降的規(guī)律，這表明蠕變損傷在試樣失效的比重逐漸增加。

圖9 蠕變-疲勞中疲勞與蠕變損傷占比分析

4 結(jié)語(yǔ)

本文針對(duì)典型渦輪盤(pán)用GH4169合金的缺口試件，在650℃下開(kāi)展了疲勞、蠕變-疲勞以及相對(duì)應(yīng)的持久試驗(yàn)，研究分析了保載時(shí)間對(duì)于試樣壽命及失效形式的影響規(guī)律，得以下結(jié)論：

1)缺口試樣的名義應(yīng)力-應(yīng)變滯后曲線形成的面積較小，在引入峰值保載時(shí)間后，名義滯后曲線會(huì)形成平臺(tái)區(qū)域，但對(duì)整體名義應(yīng)變幅值的影響不是很大。

2)在峰值應(yīng)力處引入保載時(shí)間會(huì)降低缺口件的失效循環(huán)數(shù)，但會(huì)延長(zhǎng)其失效時(shí)間。不同保載時(shí)間對(duì)缺口件的蠕變-疲勞失效循環(huán)數(shù)基本呈現(xiàn)出隨保載時(shí)間的增大，失效循環(huán)數(shù)逐漸降低的規(guī)律，名義應(yīng)力水平較低時(shí)也會(huì)出現(xiàn)先下降后上升的趨勢(shì)。

3)SEM觀測(cè)結(jié)果表明，隨著保載時(shí)間的延長(zhǎng)，斷裂模式由穿晶擴(kuò)展向沿晶擴(kuò)展過(guò)渡；相同保載時(shí)間下，隨應(yīng)力水平的下降，失效形式更趨向于沿晶擴(kuò)展。

4)線性累積損傷法則對(duì)于GH4169缺口件的蠕變-疲勞交互損傷分析不太適用，蠕變與疲勞損傷之間存在一定的交互作用，且該交互作用強(qiáng)弱及正負(fù)與載荷條件相關(guān)。