0.   引言

火焰筒作為航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過(guò)程的關(guān)鍵部件，長(zhǎng)期暴露在極端高溫的環(huán)境下，容易發(fā)生由熱應(yīng)變[1-3]引起的疲勞失效。在實(shí)際運(yùn)行環(huán)境中，高強(qiáng)度且分布不均勻的循環(huán)熱載荷不僅會(huì)導(dǎo)致表面疲勞損傷，還會(huì)導(dǎo)致內(nèi)部蠕變損傷[4]，造成熱端部件壽命的進(jìn)一步縮短。研究火焰筒用材料在高溫下的蠕變疲勞行為，建立疲勞壽命預(yù)測(cè)方法，對(duì)于火焰筒的壽命設(shè)計(jì)和安全服役意義重大。 

GH3536鎳基高溫合金（類(lèi)似于美國(guó)系列Hastelloy X合金[6-8]）作為火焰筒常用的一種材料，具有良好的抗氧化性和耐腐蝕性以及高的高溫強(qiáng)度等特點(diǎn)[5]。趙明等[9]研究發(fā)現(xiàn)，在600~800 ℃蠕變疲勞交互作用下，隨保載時(shí)間的延長(zhǎng)，GH3536合金的斷裂塑性呈增強(qiáng)趨勢(shì)，而斷裂壽命則相應(yīng)縮短。LU等[10]研究發(fā)現(xiàn)，在816 ℃和927 ℃蠕變疲勞交互作用下，Hastelloy X合金在無(wú)保載時(shí)主要發(fā)生穿晶斷裂，而當(dāng)保載時(shí)間達(dá)到2 min時(shí)，斷裂模式轉(zhuǎn)變?yōu)橐跃чg斷裂為主。LEE等[11]研究發(fā)現(xiàn)：Hastelloy X合金的晶粒尺寸越大，其抗蠕變疲勞損傷能力越強(qiáng)；隨溫度的升高或保載時(shí)間的延長(zhǎng)，斷裂模式由穿晶向沿晶轉(zhuǎn)變，蠕變疲勞壽命縮短。LIU等[12]采用非線性蠕變-損傷模型模擬發(fā)現(xiàn)，在高溫蠕變疲勞作用下當(dāng)保載時(shí)間由1 min延長(zhǎng)到60 min時(shí)，Hastelloy X合金的蠕變損傷率由70%升至99%，而蠕變疲勞的交互作用由25%降至1%。 

目前，關(guān)于GH3536合金的高溫蠕變疲勞研究多集中在失效機(jī)理分析上，其蠕變疲勞壽命的預(yù)測(cè)方法存在局限性，大多僅適用于單一溫度條件，且計(jì)算過(guò)程涉及參數(shù)多，運(yùn)算復(fù)雜。作者在600~1 000 ℃下對(duì)GH3536合金進(jìn)行蠕變疲勞試驗(yàn)，研究了該合金的高溫蠕變疲勞行為，基于經(jīng)典Coffin-Manson公式對(duì)其蠕變疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測(cè)，擬為火焰筒部件的壽命評(píng)估提供模型參考。 

1.   試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料為GH3536鎳基高溫合金，化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%）為21.59Cr，17.74Fe，0.69W，0.35Mn，1.74Co，8.79Mo，余Ni。按照GB/T 15248—2008《金屬材料軸向等幅低循環(huán)疲勞試驗(yàn)方法》，在試驗(yàn)材料上截取如圖1所示的試樣，將其標(biāo)距段研磨、拋光后，采用MTS 370.10型疲勞試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行軸向應(yīng)變控制的純疲勞和蠕變疲勞試驗(yàn)。試驗(yàn)溫度分別為600，800，900，1 000 ℃，通過(guò)電磁線圈感應(yīng)加熱試樣，通過(guò)標(biāo)距段對(duì)稱(chēng)點(diǎn)焊的2支K型熱電偶測(cè)試溫度，測(cè)試精度控制在±5 ℃。采用卡置在標(biāo)距段的高溫引伸計(jì)測(cè)試總應(yīng)變，加載應(yīng)變波形如圖2所示，圖中εmax為最大應(yīng)變，εmin為最小應(yīng)變，應(yīng)變速率為0.4% s−1，應(yīng)變比R分別為−1，0.05，應(yīng)變范圍Δεt為0.4%~1.2%。蠕變疲勞試驗(yàn)在達(dá)到最大應(yīng)變時(shí)保持應(yīng)變載荷2 min。當(dāng)循環(huán)峰谷值穩(wěn)定后，峰值載荷下降50%或者試樣斷裂均判定為試樣失效。 

圖  1  試樣的形狀和尺寸

Figure  1.  Shape and size of sample

圖  2  純疲勞試驗(yàn)和蠕變疲勞試驗(yàn)的加載應(yīng)變波形

Figure  2.  Loading strain waveforms of pure fatigue test (a) and creep fatigue test (b)

2.   試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1   循環(huán)應(yīng)力響應(yīng)行為

由圖3可以看到：當(dāng)溫度處于600~900 ℃區(qū)間時(shí)，GH3536合金的峰值應(yīng)力隨循環(huán)次數(shù)的增加逐漸升高到最大值，合金表現(xiàn)出不同程度的循環(huán)硬化，隨后峰值應(yīng)力遞減直至失效，曲線末端快速下降部分對(duì)應(yīng)后期裂紋擴(kuò)展和斷裂的階段；隨著溫度的升高，峰值應(yīng)力達(dá)到最大值的循環(huán)次數(shù)減少，循環(huán)硬化程度減弱。在1 000 ℃下，初始循環(huán)階段合金就出現(xiàn)輕微循環(huán)軟化特征，隨后峰值應(yīng)力保持穩(wěn)定直至軟化失效。在相同溫度下，施加的應(yīng)變范圍越大，合金的硬化程度越顯著。不同應(yīng)變比下的峰值應(yīng)力在前10周次循環(huán)內(nèi)出現(xiàn)不超過(guò)10 MPa的差異，并隨著循環(huán)次數(shù)的增加差值逐漸趨于0。 

圖  3  GH3536合金在不同溫度下的蠕變疲勞峰值應(yīng)力響應(yīng)曲線

Figure  3.  Creep-fatigue peak stress response curves of GH3536 alloy under various temperatures

2.2   保載應(yīng)力松弛行為

由圖4可知，在800~1 000 ℃下蠕變疲勞的半壽命保載階段，GH3536合金表現(xiàn)出顯著的應(yīng)力松弛現(xiàn)象，即初始彈性應(yīng)變逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)榉菑椥詰?yīng)變[13]。在應(yīng)力松弛初期（約前20 s內(nèi)），應(yīng)力表現(xiàn)出快速下降的特征，隨后下降趨勢(shì)顯著減緩，直至趨于穩(wěn)定。在相同溫度、不同應(yīng)變范圍下，GH3536合金在保載階段的應(yīng)力松弛行為一致，說(shuō)明應(yīng)力松弛速率受應(yīng)變范圍的影響有限。采用Feltham方程[14]對(duì)GH3536合金在800~1 000 ℃下的應(yīng)力松弛曲線進(jìn)行擬合，表達(dá)式為 

式中：σ為應(yīng)力；σ0為保載階段的初始應(yīng)力；t為保載時(shí)間；B″，b為材料參數(shù)。 

圖  4  應(yīng)變比為−1時(shí)GH3536合金在蠕變疲勞半壽命保載階段的應(yīng)力松弛曲線

Figure  4.  Stress relaxation curves of GH3536 alloy at creep-fatigue half life load holding stage under strain ratio of −1

3.   蠕變疲勞壽命預(yù)測(cè)

疲勞壽命通?；趹?yīng)力、應(yīng)變和應(yīng)變能等相關(guān)參數(shù)進(jìn)行評(píng)估，對(duì)于全應(yīng)變控制的低循環(huán)疲勞試驗(yàn)，可采用經(jīng)典Coffin-Manson公式進(jìn)行壽命預(yù)測(cè)[15]，該公式如下： 

式中：εa為應(yīng)變幅；εae為彈性應(yīng)變幅；εapl為塑性應(yīng)變幅；Nf為疲勞壽命；E為彈性模量；σ′f，ε′f，m，c均為與疲勞相關(guān)的材料常數(shù)。 

基于經(jīng)典Coffin-Manson公式，XU等[16]提出一種參數(shù)溫度化（溫度效應(yīng)由與溫度相關(guān)的參數(shù)和來(lái)表征）的經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?，用?lái)描述溫度對(duì)疲勞壽命的影響。該模型表達(dá)式如下： 

式中：Δε為應(yīng)變范圍；A（T），n（T）為與溫度T相關(guān)的參數(shù)。 

通過(guò)引入表示保載效應(yīng)的h（t），將式（3）進(jìn)一步拓展為 

式中：th為保載時(shí)間，min；α(T)和β(T)分別為與溫度相關(guān)的參數(shù)，由不同載荷條件下GH3536合金的純疲勞壽命數(shù)據(jù)擬合得到。 

由圖5可以看出，試驗(yàn)測(cè)得GH3536合金的純疲勞和蠕變疲勞壽命均隨應(yīng)變范圍的增大或溫度的升高而下降，應(yīng)變比對(duì)純疲勞和蠕變疲勞壽命的影響較小。在蠕變疲勞過(guò)程中，由于應(yīng)力松弛效應(yīng)導(dǎo)致平均應(yīng)力減小，使得平均應(yīng)力對(duì)疲勞的影響減弱，因此在蠕變疲勞壽命預(yù)測(cè)過(guò)程中可以不考慮平均應(yīng)力（應(yīng)變比）的影響。在600 ℃下最大應(yīng)變下的保載過(guò)程對(duì)疲勞壽命基本沒(méi)有影響，溫度不高于600 ℃時(shí)保載效應(yīng)為0，因此在溫度不高于600 ℃時(shí)，蠕變疲勞壽命預(yù)測(cè)不考慮保載作用；在800，900，1 000 ℃下，與純疲勞壽命相比，蠕變疲勞壽命分別下降了41%，35%，56%。當(dāng)溫度不低于800 ℃時(shí)，采用式（4）預(yù)測(cè)蠕變疲勞壽命；當(dāng)溫度在600~800 ℃時(shí)，采用600 ℃時(shí)純疲勞壽命結(jié)果與由式（4）預(yù)測(cè)的800 ℃蠕變疲勞壽命結(jié)果進(jìn)行線性插值。根據(jù)以上方法預(yù)測(cè)的蠕變疲勞壽命與試驗(yàn)壽命的對(duì)比如圖6所示。由圖6可以看出：預(yù)測(cè)蠕變疲勞壽命大部分處于2倍分散帶內(nèi)，少數(shù)處于2~3倍分散帶內(nèi)，驗(yàn)證了預(yù)測(cè)方法的準(zhǔn)確性。該預(yù)測(cè)方法的參數(shù)數(shù)量少，計(jì)算簡(jiǎn)單，且預(yù)測(cè)結(jié)果保守，對(duì)GH3536合金蠕變疲勞壽命的預(yù)測(cè)能力較強(qiáng)。 

圖  5  GH3536合金在不同溫度下的純疲勞壽命和蠕變疲勞壽命與應(yīng)變范圍的關(guān)系

Figure  5.  Relation between pure fatigue life and creep fatigue life and strain range of GH3536 alloy at various temperatures

圖  6  預(yù)測(cè)和試驗(yàn)得到GH3536合金在不同溫度下的蠕變疲勞壽命對(duì)比

Figure  6.  Comparison between predicted and test creep-fatigue lives of GH3536 alloy at various temperatures

4.   結(jié)論

（1）GH3536合金在600~900 ℃表現(xiàn)出不同程度的循環(huán)硬化現(xiàn)象，隨著溫度的升高，峰值應(yīng)力達(dá)到最大值的循環(huán)次數(shù)減少，循環(huán)硬化程度減弱；在相同溫度下，應(yīng)變范圍越大，合金的硬化程度越顯著。在1 000 ℃下合金在初始循環(huán)階段出現(xiàn)軟化現(xiàn)象，隨后峰值應(yīng)力保持穩(wěn)定直至失效。 

（2）在800~1 000 ℃下蠕變疲勞的半壽命保載階段，GH3536合金表現(xiàn)出顯著的應(yīng)力松弛現(xiàn)象，在應(yīng)力松弛初期，應(yīng)力快速下降，隨后下降趨勢(shì)顯著減緩，直至趨于穩(wěn)定；不同應(yīng)變范圍下的應(yīng)力松弛行為相同。隨應(yīng)變范圍的增大或溫度的升高，合金的蠕變疲勞壽命降低；在600 ℃下最大應(yīng)變保載過(guò)程對(duì)疲勞壽命基本沒(méi)有影響，當(dāng)溫度為800~1 000 ℃時(shí)，最大應(yīng)變保載會(huì)顯著降低蠕變疲勞壽命，降低幅度約50%。 

（3）采用綜合考慮溫度和保載效應(yīng)影響的Coffin-Manson模型預(yù)測(cè)的不同溫度下GH3536合金的蠕變疲勞壽命大部分位于2倍分散帶內(nèi)，少部分位于２~3倍分散帶內(nèi)，表明該模型預(yù)測(cè)結(jié)果較為準(zhǔn)確，該方法具有參數(shù)數(shù)量少、計(jì)算簡(jiǎn)單的優(yōu)點(diǎn)。

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