高至遠(yuǎn) ,陳皓暉 ,陳 新 ,仲朝鋒 ,張 悅 ,胡江坤 ,許 巍*,何玉懷

（1.中國航發(fā)北京航空材料研究院,北京 100095；2.航空材料檢測與評價北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100095；3.中國人民解放軍32382 部隊(duì),北京 100072）

渦輪葉片是航空發(fā)動機(jī)和燃?xì)廨啓C(jī)的關(guān)鍵動部件，在服役過程中常受到高頻振動影響，其誘發(fā)疲勞破壞時的循環(huán)數(shù)可達(dá)到109周次甚至更高，相關(guān)的疲勞失效已屬超高周疲勞考慮范疇[1-2]。目前國內(nèi)外在發(fā)動機(jī)部件的超高周疲勞方面提出了明確要求，例如，美國在發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)完整性大綱（engine structural integrity program，ENSIP）中明確要求航空發(fā)動機(jī)部件的壽命要達(dá)到109次循環(huán)[3]。DD6 鎳基單晶高溫合金具有高溫強(qiáng)度高、組織穩(wěn)定及鑄造工藝性能好等優(yōu)點(diǎn)，常被用在先進(jìn)發(fā)動機(jī)的渦輪葉片上，其超高周疲勞性能規(guī)律是發(fā)動機(jī)強(qiáng)度設(shè)計(jì)的重要參考依據(jù)。

目前，國內(nèi)外普遍采用超聲試驗(yàn)機(jī)研究鎳基單晶高溫合金的超高周疲勞性能[4]。然而，此方法實(shí)驗(yàn)頻率遠(yuǎn)高于渦輪葉片實(shí)際工作中的受載頻率，實(shí)驗(yàn)結(jié)果可能受到頻率效應(yīng)的影響[4-7]；同時其載荷形式大多為軸向，與葉片實(shí)際服役承受的振動疲勞載荷存在差異。許巍等[8-9]提出了一種使用振動臺開展超高周疲勞研究的實(shí)驗(yàn)方法，并通過航空發(fā)動機(jī)葉片用鈦合金的對比實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證。該方法具有閉環(huán)控制、實(shí)驗(yàn)效率高等優(yōu)點(diǎn)，實(shí)驗(yàn)頻率接近葉片的共振頻率，獲取一個109的數(shù)據(jù)點(diǎn)僅需8 天，而使用常規(guī)的電液伺服試驗(yàn)機(jī)和旋彎試驗(yàn)機(jī)則需要1 年以上。其載荷形式和葉片實(shí)際服役承受的載荷形式也相近，相較于超聲方法和其他常規(guī)方法，超高頻振動方法更適合于獲取DD6 合金的超高周疲勞數(shù)據(jù)。

另外，由于渦輪葉片空心氣冷結(jié)構(gòu)和輕量化的設(shè)計(jì)特點(diǎn)，其空腔結(jié)構(gòu)日趨復(fù)雜，典型幾何特征之一就是薄壁，某些薄壁部位的尺寸甚至小于0.5 mm[10]。以往的研究結(jié)果表明材料的持久和蠕變等性能會存在薄壁效應(yīng)：王亮等[11]研究發(fā)現(xiàn)DZ125 定向凝固合金薄壁試樣在950 ℃/197 MPa 條件下，試件厚度從1.1 mm 降至0.6 mm，導(dǎo)致其蠕變壽命降低了37.5%；張麗等[12]研究了[001]取向DD6 合金在溫度980 ℃、應(yīng)力250 MPa 條件下的持久失效行為，發(fā)現(xiàn)薄壁試樣的持久壽命低于標(biāo)準(zhǔn)圓棒試樣，因此基于常規(guī)尺寸試樣的力學(xué)測試結(jié)果難以代表薄壁部位的力學(xué)性能。另一個方面，薄壁的存在又會在葉身部位形成薄弱環(huán)節(jié)，可能會影響葉片整體的抗疲勞性能。已有學(xué)者[13-17]針對低碳鋼、鈦合金等材料，使用厚度1～2 mm 的試樣進(jìn)行振動疲勞實(shí)驗(yàn)獲取材料的疲勞性能，但目前還未檢索到材料超高周疲勞性能是否會存在薄壁效應(yīng)的研究報道，也未檢索到鎳基單晶高溫合金超高周振動疲勞性能的薄壁效應(yīng)影響機(jī)制方面的相關(guān)研究。因此開展試樣厚度對單晶合金葉片材料超高周疲勞性能的影響規(guī)律及相關(guān)失效機(jī)理研究對發(fā)動機(jī)長壽命設(shè)計(jì)有著重要的參考價值。

基于上述考慮，本工作針對航空發(fā)動機(jī)渦輪葉片結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和長壽命服役需求，以DD6 鎳基單晶高溫合金薄壁試樣為研究對象，采用超高頻振動方法開展最高至109周次的超高周疲勞實(shí)驗(yàn)研究，獲取DD6 合金薄壁試樣超高周疲勞S-N曲線，同時開展對比實(shí)驗(yàn)分析試樣厚度對DD6 合金超高周疲勞性能的影響規(guī)律。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

以DD6 合金為研究對象，試樣取向?yàn)閇001]，其主要化學(xué)成分見表1[18]，基本力學(xué)性能參數(shù)如表2 所示。

表1 DD6 合金的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%）[18]Table 1 Chemical composition of DD6 alloy（mass fraction/%）[18]

1.2 超高頻振動疲勞薄壁試樣設(shè)計(jì)

為了滿足超高周疲勞實(shí)驗(yàn)的測試效率，設(shè)計(jì)了超高頻振動疲勞薄壁試樣。在試樣設(shè)計(jì)過程中，通過有限元建模計(jì)算試樣的動力學(xué)響應(yīng)，得到其模態(tài)參數(shù)和應(yīng)力分布。本研究薄壁試樣的設(shè)計(jì)目標(biāo)包括3 個方面：（1）試樣工作段的厚度達(dá)到 0.5 mm，與某型渦輪葉片的薄壁區(qū)厚度接近；（2）試樣一階彎曲固有頻率達(dá)到1400 Hz 以上，接近某型渦輪葉片的固有頻率；（3）試樣工作段范圍內(nèi)的應(yīng)力值顯著高于其他區(qū)域，以形成疲勞危險截面，確保試件在預(yù)設(shè)位置發(fā)生疲勞失效。薄壁試樣的設(shè)計(jì)流程如圖1 所示，通過多次迭代，最終設(shè)計(jì)完成的試樣如圖2 所示，薄壁試樣具體尺寸如圖2（a）所示。

圖1 薄壁試樣設(shè)計(jì)流程圖Fig.1 Design flow chart of thin-walled specimen

圖2 DD6 合金薄壁試樣尺寸圖（a）及歸一化Mises 應(yīng)力分布圖（b）Fig.2 Dimension diagram（a）and normalized mises stress distribution diagram（b）of DD6 superalloy thinwalled specimen

采用有限元仿真軟件ABAQUS 對薄壁試樣進(jìn)行模態(tài)分析，得到其模態(tài)參數(shù)和應(yīng)力分布情況，如圖2（b）所示，該試樣的一階彎曲固有頻率可達(dá)到1440 Hz，其一階彎曲固有頻率和應(yīng)力分布情況均滿足設(shè)計(jì)要求。該試樣實(shí)物圖如圖3 所示。

圖3 薄壁試樣俯視圖和側(cè)視圖Fig.3 Top view and side view of thin-walled specimen

1.3 超高周振動疲勞實(shí)驗(yàn)

鑒于目前還沒有任何已公開發(fā)布的材料級超高周疲勞實(shí)驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)，而本研究本質(zhì)上屬于振動疲勞范疇，所以已發(fā)布的高周振動疲勞實(shí)驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)對本研究仍具有一定的指導(dǎo)意義，因此部分實(shí)驗(yàn)方法參考現(xiàn)行航標(biāo)《發(fā)動機(jī)葉片及材料振動疲勞試驗(yàn)方法》（HB 5277—2021）。在室溫下開展超高頻振動疲勞實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)應(yīng)力比R=-1，波形為正弦波，采用成組法和升降法測定疲勞S-N曲線。使用的超高頻振動實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖4 所示，試樣夾持的效果如圖5 所示。試樣的頻率-響應(yīng)曲線如圖6 所示，薄壁試樣的共振頻率約為1425 Hz。

圖4 振動疲勞實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.4 Schematic diagram of vibration fatigue test system

圖5 薄壁試樣振動疲勞實(shí)驗(yàn)圖Fig.5 Vibration fatigue test of thin-walled specimen

圖6 薄壁試樣的頻率-響應(yīng)曲線Fig.6 Frequency-response curve of thin-walled specimen

1.4 對比實(shí)驗(yàn)

由于旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞實(shí)驗(yàn)與振動疲勞實(shí)驗(yàn)的循環(huán)應(yīng)力狀態(tài)接近（彎曲應(yīng)力比均為-1），因此也是獲取葉片材料高周疲勞性能數(shù)據(jù)的常用實(shí)驗(yàn)手段。為此針對同批次的DD6 合金開展旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞實(shí)驗(yàn)，以便與本實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比分析。按照航標(biāo)《金屬室溫旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗(yàn)方法》（HB 5152—1996）要求在旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗(yàn)機(jī)上開展實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)轉(zhuǎn)速為5000 r/min，旋彎疲勞試樣為圓棒試樣，取向同為[001]向，其工作段直徑為4 mm。采用HB 5152—1996 規(guī)定的升降法和成組法測定疲勞SN曲線。

2 結(jié)果與分析

2.1 DD6 薄壁試樣超高周振動疲勞性能

為了研究DD6 合金的超高周振動疲勞性能，采用17 根試樣開展了超高頻（ultra-high frequency，UHF）振動實(shí)驗(yàn)，振動頻率范圍為1270～1450 Hz，最大循環(huán)數(shù)達(dá)到109周次；采用25 根試樣開展旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞（rotary bending fatigue，RBF）實(shí)驗(yàn)，最大循環(huán)數(shù)達(dá)到107周次。本工作獲得了最大循環(huán)數(shù)為109周次的超高頻振動疲勞數(shù)據(jù)，并通過升降法獲取了DD6 合金109周次的疲勞強(qiáng)度，如圖7 所示；同時還獲取了最大循環(huán)數(shù)為107周次的旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞數(shù)據(jù)。采用劉麗玉等[19]獲取的DD6 單晶高溫合金常規(guī)振動疲勞（conventional vibration fatigue，CVF）實(shí)驗(yàn)結(jié)果，作為超高頻振動疲勞和旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對比。根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)繪制了DD6 合金最大循環(huán)數(shù)為109周次的超高頻振動以及最大循環(huán)數(shù)為107周次的旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞S-N曲線、擬合了DD6 合金常規(guī)振動疲勞S-N曲線，結(jié)果如圖8 所示。本研究所有S-N曲線均采用公式（1）的三參數(shù)方程進(jìn)行擬合，并通過最小二乘法進(jìn)行回歸計(jì)算，得到各擬合參數(shù)，如表3 所示。根據(jù)擬合曲線，計(jì)算出了超高頻振動疲勞S-N曲線在107至108周次范圍內(nèi)的各疲勞強(qiáng)度；根據(jù)升降法計(jì)算公式（2）計(jì)算出了標(biāo)準(zhǔn)旋彎疲勞實(shí)驗(yàn)、常規(guī)振動疲勞實(shí)驗(yàn)107周次對應(yīng)的疲勞強(qiáng)度（314 MPa 和337 MPa）和超高頻振動疲勞實(shí)驗(yàn)109周次對應(yīng)的疲勞強(qiáng)度（233 MPa ），如表4 所示。

表3 三種疲勞實(shí)驗(yàn)的S-N 疲勞曲線方程參數(shù)Table 3 S-N fatigue curve equation parameters of three kinds of fatigue tests

圖7 采用升降法確定109 循環(huán)的疲勞強(qiáng)度Fig.7 Determine the fatigue strength of 109 cycles by staircase method

圖8 超高頻振動和常規(guī)振動疲勞實(shí)驗(yàn)及旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞實(shí)驗(yàn)的S-N 數(shù)據(jù)和擬合曲線Fig.8 S-N data and fitting curves of UHF vibration fatigue test,conventional vibration fatigue test and rotary bending fatigue test

式中：B1、B2、B3為方程參數(shù)；n為配成的對子總數(shù)；m為配成對子的應(yīng)力水平級數(shù)；σi*為相鄰兩級應(yīng)力水平的平均值；νi為具有相同相鄰兩級應(yīng)力水平的對子數(shù)。

為了監(jiān)控超高頻試樣在測試過程中的溫升情況，采用手持式紅外測溫儀對試樣表面進(jìn)行溫度測量，超高頻振動引發(fā)升溫實(shí)驗(yàn)研究表明：在超高頻振動疲勞實(shí)驗(yàn)過程中并沒有出現(xiàn)明顯的溫升現(xiàn)象，加載前后薄壁試樣表面溫升在1℃以內(nèi)，溫升對實(shí)驗(yàn)結(jié)果的影響可以忽略。試樣在超高頻加載下未出現(xiàn)明顯溫升的原因有三點(diǎn)：（1）薄壁試樣由于其外形原因，散熱效率高；（2）超高頻振動疲勞實(shí)驗(yàn)中，試樣承受循環(huán)彎曲載荷，高應(yīng)力區(qū)主要集中在試樣表面，試樣發(fā)熱也主要集中在表面附近；（3）試樣振動過程中，表面空氣流速大，提高了散熱速率。

對三種疲勞實(shí)驗(yàn)的疲勞強(qiáng)度進(jìn)行了具體分析，如表4 所示，DD6 薄壁試樣109周次下的條件疲勞強(qiáng)度為233 MPa，根據(jù)圖8 所示的DD6 合金超高周疲勞S-N曲線和表4 所示數(shù)據(jù)，可以發(fā)現(xiàn)：（1）DD6 鎳基單晶高溫合金的S-N曲線在超過107循環(huán)后疲勞強(qiáng)度呈現(xiàn)持續(xù)緩慢下降趨勢，從107周次對應(yīng)的310 MPa 到109周次對應(yīng)的233 MPa，疲勞強(qiáng)度下降了77 MPa，約25%，傳統(tǒng)的107周次對應(yīng)的疲勞強(qiáng)度并不能視為本研究中材料的疲勞極限；（2）對比薄壁試樣、標(biāo)準(zhǔn)振動疲勞試樣、標(biāo)準(zhǔn)旋彎疲勞試樣107周次的疲勞強(qiáng)度，薄壁試樣的疲勞強(qiáng)度比標(biāo)準(zhǔn)旋彎疲勞試樣的小4 MPa，比標(biāo)準(zhǔn)振動疲勞試樣的小27 MPa，三者較為接近；（3）對比圖8 所示的3 種不同實(shí)驗(yàn)方法獲得的疲勞S-N曲線，在低于4×106周次的區(qū)間內(nèi)，標(biāo)準(zhǔn)振動疲勞試樣對應(yīng)結(jié)果略低于標(biāo)準(zhǔn)旋彎試樣得出的實(shí)驗(yàn)結(jié)果，在4×106～4×107周次的區(qū)間內(nèi)則相反，造成這種現(xiàn)象可能的原因是，在測定標(biāo)準(zhǔn)振動疲勞試樣S-N曲線時，低應(yīng)力區(qū)升降法實(shí)驗(yàn)的應(yīng)力水平只有2 級，而不是HB 5277—2021 規(guī)定的3～5 級，也有可能是表面殘余應(yīng)力存在差異或表面加工引起的強(qiáng)化層影響[20-24]；而在三條S-N曲線重合的循環(huán)區(qū)間內(nèi)，薄壁試樣的疲勞強(qiáng)度和標(biāo)準(zhǔn)旋彎試樣疲勞強(qiáng)度基本一致，二者和標(biāo)準(zhǔn)振動疲勞試樣的疲勞強(qiáng)度相差也較小，沒有表現(xiàn)出明顯的頻率效應(yīng)和厚度效應(yīng)。當(dāng)前實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：DD6 鎳基單晶高溫合金的疲勞強(qiáng)度并沒有表現(xiàn)出明顯的薄壁效應(yīng)。

表4 三種疲勞實(shí)驗(yàn)的疲勞強(qiáng)度對照表Table 4 Comparison table of fatigue strength of three fatigue tests

2.2 薄壁試樣失效損傷過程分析

超高頻振動疲勞實(shí)驗(yàn)完成后，對薄壁試樣的失效過程開展了分析。圖9 為σ=262 MPa、Nf=1.1207×108薄壁試樣的頻率-周次曲線，試樣共振頻率從實(shí)驗(yàn)開始到1.1123×108循環(huán)之間基本保持穩(wěn)定，周次達(dá)到1.1123×108時裂紋萌生，周次-頻率曲線出現(xiàn)明顯下降趨勢。裂紋逐漸擴(kuò)展，周次達(dá)到1.1207×108時共振頻率下降0.96%，試件失效，停止實(shí)驗(yàn)并檢查裂紋。圖10 為薄壁試樣失效時的典型裂紋形態(tài)，裂紋在危險截面的棱邊附近萌生，然后沿[111]平面同時向棱邊和試樣內(nèi)部擴(kuò)展，裂紋向試樣內(nèi)部擴(kuò)展一段距離后發(fā)生偏折，沿著垂直于彎曲應(yīng)力方向繼續(xù)擴(kuò)展。產(chǎn)生這種裂紋形態(tài)的原因是：[111]晶面為DD6 單晶高溫合金的最密排晶體學(xué)平面，滑移能最低，滑移優(yōu)先在[111]晶面上產(chǎn)生[19，25-26]，裂紋萌生后首先沿著此面擴(kuò)展，擴(kuò)展達(dá)到一定長度后，危險截面的受載面積減小，彎曲應(yīng)力顯著變大，裂紋又轉(zhuǎn)而沿著垂直于彎曲應(yīng)力的方向擴(kuò)展。

圖9 超高周疲勞全時域內(nèi)共振頻率-周次曲線Fig.9 Resonance frequency-cycle curve in the full time domain of ultra-high cycle fatigue

圖10 試樣失效時的典型裂紋形態(tài)Fig.10 Typical crack morphology when specimen fails

2.3 薄壁試樣超高頻振動疲勞斷口分析

為了研究DD6 鎳基單晶高溫合金超高周疲勞裂紋萌生機(jī)理，在不破壞斷口的原則下將未完全斷裂（已失效）的試樣敲斷，對疲勞斷口的形貌進(jìn)行觀察。薄壁試樣的裂紋萌生位置均位于試樣表面，這和實(shí)驗(yàn)中使用的加載方式有關(guān)，在超高頻振動加載下，試樣主要受彎曲應(yīng)力，該彎曲應(yīng)力的最大值出現(xiàn)在試樣表面。斷口宏觀特征如圖11 所示，在靠近試樣邊緣處有裂紋萌生，擴(kuò)展方向與表面成一定角度。斷口微觀形貌如圖12 所示，研究表明，疲勞裂紋在試樣表面線源萌生，源區(qū)可以觀察到滑移特征，如圖12（a）所示。位錯滑移在材料表面引起駐留滑移帶，加劇擠入擠出，最終導(dǎo)致裂紋萌生[27]。

圖11 薄壁試樣宏觀斷口形貌Fig.11 Macro fracture morphology of thin-wall specimen

分析表明，裂紋擴(kuò)展區(qū)主要分為兩個部分，[111]擴(kuò)展平面，偏折后的擴(kuò)展平面。[111]擴(kuò)展平面整體較為平整，其上有向外輻射的放射狀條紋，裂紋源位于輻射線的交匯處，還有明顯的棱線以及呈現(xiàn)河流狀的類解理花紋，如圖12（a）所示，實(shí)驗(yàn)過程中，薄壁試樣在高頻振動疲勞載荷作用下，受切應(yīng)力作用產(chǎn)生有限的反復(fù)滑移，裂紋前端局部區(qū)域內(nèi)的相鄰滑移面的原子鍵結(jié)合強(qiáng)度減弱，低的拉伸應(yīng)力造成局部滑移面的類解理斷裂[28-29]。裂紋偏折后的擴(kuò)展平面較為粗糙，可以觀察到類解理小平面，如圖12（b）所示，對于單晶材料，平面滑移擴(kuò)展過程中，裂紋萌生無晶界的阻礙作用，類解理擴(kuò)展平面可以很大，因此在斷口上呈現(xiàn)出宏觀可見的刻面特征。DD6單晶高溫合金室溫振動疲勞擴(kuò)展第一階段發(fā)展極為充分，斷口上的類解理擴(kuò)展平面及微觀上的類解理花樣可作為判斷振動疲勞開裂的典型特征[30-31]。

圖12 薄壁試樣（σ=370MPa，Nf=2.643×106）斷面形貌（a）第一個擴(kuò)展平面；（b）第二個擴(kuò)展平面Fig.12 Section morphology of thin-walled specimen（σ=370MPa，Nf=2.643×106）（a）first extension plane；（b）second extension plane

3 結(jié)論

（1）DD6 合金超高頻振動疲勞薄壁試樣的實(shí)際一階彎曲共振頻率可達(dá)1425 Hz，表明自主設(shè)計(jì)的超高頻振動試樣可以顯著提高超高周疲勞的實(shí)驗(yàn)效率。

（2）DD6 合金的超高周S-N曲線自107周次后呈現(xiàn)持續(xù)下降的趨勢，從107周次到109周次疲勞強(qiáng)度下降了77 MPa，約25%。0.5 mm 薄壁試樣的實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，DD6 合金不存在傳統(tǒng)意義上的高周疲勞極限，在超高周循環(huán)范圍內(nèi)仍會發(fā)生疲勞失效。

（3）DD6 合金超高頻振動疲勞薄壁試樣107循環(huán)周次的疲勞強(qiáng)度和標(biāo)準(zhǔn)旋彎試樣的基本一致，二者比標(biāo)準(zhǔn)振動試樣的疲勞強(qiáng)度略小，沒有表現(xiàn)出明顯的頻率效應(yīng)和薄壁效應(yīng)。

（4）DD6 合金超高頻振動疲勞薄壁試樣裂紋萌生于危險截面的表面，裂紋萌生方式為滑移引起的線源裂紋萌生；裂紋先沿[111]方向擴(kuò)展，擴(kuò)展達(dá)到一定長度后，裂紋又轉(zhuǎn)而沿著垂直于彎曲應(yīng)力的 方向繼續(xù)擴(kuò)展。