DD6 單晶帶氣膜孔平板試件高周疲勞性能研究

張志金，張明岐

（ 中國航空制造技術(shù)研究院，北京 100024 ）

渦輪葉片在服役過程中，燃?xì)鈩?dòng)力引起的葉片振動(dòng)不可避免，循環(huán)次數(shù)超過10 000，葉片將產(chǎn)生高周疲勞[1]。 渦輪葉片上一般分布大量的氣膜冷卻孔，氣膜孔的存在將會改變渦輪葉片的固有頻率與模態(tài)[2-6]。 在小孔徑和密布排列導(dǎo)致的多孔干涉效應(yīng)作用下，氣膜孔局部區(qū)域成為葉片失效斷裂的多發(fā)部位。 因此，開展單晶材料帶氣膜孔壽命強(qiáng)度評估對發(fā)動(dòng)機(jī)葉片工程應(yīng)用具有重要意義。

目前， 葉片氣膜冷卻孔制孔工藝主要有電液束、激光與電火花三種[7-8]。 其中，電液束是一種冷加工技術(shù)，加工的小孔具有無再鑄層、無微裂紋、無熱影響區(qū)的“三無”特點(diǎn)，也是目前單晶葉片氣膜冷卻孔主要采用的加工技術(shù)[9]；激光制孔和電火花制孔工藝都屬于熱加工工藝，小孔表面存在不同程度的再鑄層和微裂紋。

近年來，制孔工藝對制孔質(zhì)量及性能的影響越來越受研究人員的重視， 也取得了一些研究成果。劉新靈等[10]梳理了目前葉片氣膜冷卻孔制造的主流工藝，重點(diǎn)分析了納秒激光和電火花兩種制孔工藝對相關(guān)結(jié)構(gòu)疲勞性能的影響。 艾興等[11]對比了毫秒激光、納秒激光、皮秒激光制孔工藝的差別，通過觀測激光制孔圓度和錐度， 對制孔工藝作出評價(jià)。Kliuev 等[12]研究了電火花工藝對Inconel 718 合金渦輪葉片氣膜孔的影響，分析了影響電火花制孔再鑄層厚度的主要因素。Gamage 等[13]研究了電火花制孔工藝參數(shù)對制孔質(zhì)量的影響，制備得到了高性能氣膜冷卻孔。

DD6 單晶材料是我國成功研制的第二代單晶高溫合金，也是目前先進(jìn)航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪葉片的關(guān)鍵材料。 然而，目前針對DD6 鎳基單晶材料氣膜孔試樣的高周疲勞性能研究尚未有效展開，尤其是不同制孔工藝對單晶材料高周疲勞性能的影響缺少詳實(shí)的數(shù)據(jù)，無法為設(shè)計(jì)提供有效數(shù)據(jù)支持。 因此，本研究開展不同制孔工藝對DD6 單晶材料高周疲勞性能研究，對于高品質(zhì)氣膜孔的制備及設(shè)計(jì)人員的工藝選取都具有重要意義。

1 試驗(yàn)材料與方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)采用的材料為第二代鎳基單晶高溫合金DD6，鑄造方向?yàn)閇001]，晶體取向偏差控制在±5°以內(nèi)。 為了模擬葉片真實(shí)受力狀態(tài)，設(shè)計(jì)了薄壁平板試驗(yàn)件，試驗(yàn)件尺寸見圖1，氣膜孔直徑為0.4 mm。

圖1 14 孔平板DD6 試樣幾何尺寸

1.2 試驗(yàn)方法

采用電液束、毫秒激光、高速電火花三種制孔工藝進(jìn)行試驗(yàn)件的加工。 用Hitachi S-4800 型掃描電子顯微鏡分析試樣氣膜孔周圍組織及疲勞試樣斷口形貌。 高周疲勞試驗(yàn)在 INSTRON8802 型液壓伺服疲勞試驗(yàn)機(jī)上完成，試驗(yàn)溫度為 980 ℃，控溫精度為±5 ℃，試驗(yàn)氣氛為空氣。 試驗(yàn)采用應(yīng)力控制的加載方式，應(yīng)力比為0.1，波形為三角波，試驗(yàn)頻率為 90～120 Hz。

采用升降法測定材料的疲勞極限σD，根據(jù)金屬軸向疲勞設(shè)計(jì)方法，應(yīng)力增量選擇為預(yù)計(jì)疲勞極限的5%以內(nèi)，在3～5 級應(yīng)力水平下進(jìn)行。 疲勞極限的運(yùn)算式為：

式中：m 為有效試驗(yàn)的總次數(shù)；n 為試驗(yàn)應(yīng)力水平級數(shù)；Vi為第i 級應(yīng)力水平下的試驗(yàn)次數(shù)；σi為第i 級應(yīng)力水平。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 高周疲勞極限及S-N 曲線

圖2 是不同制孔工藝在980 ℃下的高周疲勞S-N 曲線。 可見，不同工藝高周疲勞壽命都表現(xiàn)出隨著應(yīng)力的增大而降低的趨勢，且在相同應(yīng)力水平下，電液束工藝的疲勞壽命高于高速電火花與毫秒激光。 在同樣的980 ℃下，高速電火花制孔、毫秒激光制孔工藝的疲勞極限分別為359、353 MPa， 而電液束制孔工藝的疲勞極限為378 MPa， 較高速電火花制孔、毫秒激光制孔工藝提升約5.3%和7.1%。

圖2 不同制孔工藝高周疲勞S-N 曲線

S-N 曲線可通過Basquin 方程非線性擬合進(jìn)而獲得[14]：

式中：σa為循環(huán)應(yīng)力幅值；σ′f為材料的疲勞強(qiáng)度系數(shù)；Nf為疲勞試樣發(fā)生斷裂的循環(huán)周次；b 為Basquin 系數(shù)。 通過曲線斜率可求得不同工藝下的擬合參數(shù)，見表1。

表1 不同工藝下的擬合參數(shù)

2.2 氣膜孔表面質(zhì)量分析

圖3 是DD6 單晶材料不同制孔工藝下的小孔微觀形貌，可見毫秒激光制孔、高速電火花制孔均存在不同厚度的再鑄層，而電液束制孔未見。 如圖3a 所示，毫秒激光制孔的高溫加工過程使試樣在孔洞周圍產(chǎn)生了約40 μm 厚的再鑄層，由于加工過程中溫度較高， 使再鑄層外層的某些元素大量流失，最后的主要?dú)埩舫煞譃榇嘈缘拟捄玩嚨奶蓟锱c氧化物，該層的結(jié)構(gòu)為不均勻顆粒狀，使得氣膜孔再鑄層外層結(jié)構(gòu)疏松，存在許多明顯的缺陷與微裂紋； 同時(shí)， 圖3a 所示A 處為孔壁再鑄層中的長裂紋，在外加高溫與持續(xù)循環(huán)載荷的作用下，這些缺陷與微裂紋成為了合金疲勞裂紋的起始位置，疲勞裂紋逐漸擴(kuò)展，最終引起斷裂。 如圖3b 所示，高速電火花制孔形成的再鑄層較毫秒激光的更薄，厚度約為30 μm，內(nèi)壁沒有明顯微裂紋。如圖3c 所示，電液束加工的孔周呈現(xiàn)規(guī)則的圓形， 內(nèi)壁較為光滑，無再鑄層、微裂紋等微觀缺陷。

圖3 不同制孔工藝的小孔橫截面與縱截面形貌

2.3 斷口分析

圖4 是毫秒激光制孔試樣的疲勞斷口宏觀形貌，從斷口側(cè)面形貌可見，由于孔間干涉作用的存在，在高溫和交變載荷的持續(xù)作用下，裂紋首先在中間孔邊萌生，并沿著兩孔之間的路徑擴(kuò)展；從邊孔斷面形貌可見，邊孔孔周的斷面由幾個(gè)較光滑的斜平面組成，其中A 平面的法線方向與加載方向平行，為（001）滑移面，B 平面的法線方向與加載方向呈45°~50°夾角， 由晶體學(xué)理論可以判定斷裂面是（111）面。 在最危險(xiǎn)截面上，拋除多孔之間的相互影響，裂紋都會在（001）面上擴(kuò)展，但多孔干涉作用使得上下兩排孔附近的應(yīng)力狀態(tài)趨于復(fù)雜，誘使滑移系同時(shí)開動(dòng)。

圖4 毫秒激光制孔的斷口宏觀形貌

圖5 是毫秒激光、高速電火花、電液束三種不同制孔工藝試樣的疲勞斷口微觀形貌，圖中顯示三種制孔工藝下的試樣疲勞斷口特征類似，均為多源斷裂。 疲勞裂紋主要在氣膜孔附近萌生，并沿氣膜孔方向分布有多處裂紋源，在快速斷裂區(qū)形貌呈階梯狀，表現(xiàn)出典型的滑移現(xiàn)象。

圖5 不同制孔工藝制孔的斷口微觀形貌

對圖5a 毫秒激光制孔的斷口微觀形貌進(jìn)行重點(diǎn)分析，斷口出現(xiàn)在兩個(gè)不同的區(qū)域：中間孔（1 號孔）斷裂區(qū)和上部孔（2 號孔）斷裂區(qū)。 圖5a 右側(cè)為2 號孔的斷面形貌，其中A 部位為裂紋擴(kuò)展區(qū)，此處形貌與中間孔孔邊的裂紋擴(kuò)展區(qū)域類似，但裂紋擴(kuò)展路徑長度僅為0.4335 mm；B 部位為瞬間斷裂區(qū)，斷面與拉伸軸在45°左右，具有臺階狀斷裂特征。

3 結(jié)論

（1）不同制孔工藝高周疲勞壽命隨著應(yīng)力的變化表現(xiàn)出相同的趨勢，即隨著應(yīng)力的增大，疲勞壽命逐漸降低，且在相同應(yīng)力水平下，電液束的疲勞壽命高于高速電火花與毫秒激光。

（2）在980 ℃下，電液束制孔工藝的疲勞極限較高速電火花制孔、毫秒激光制孔工藝提升約5.3%和7.1%。

（3）三種制孔工藝的試樣斷口特征均屬于多源斷裂，斷面大體分為三部分：中間孔孔周的裂紋源區(qū)、沿{001}面的擴(kuò)展區(qū)以及沿{111}面的瞬斷區(qū)。 疲勞裂紋起源于孔邊，存在多孔干涉效應(yīng)，各氣膜孔處于復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)而誘導(dǎo)多個(gè)滑移系開動(dòng)，最終導(dǎo)致裂紋產(chǎn)生并擴(kuò)展。