DD6 單晶高溫合金非對稱循環(huán)載荷低周疲勞性能及斷裂機制

李 維, 趙春玲, 張 鑫, 王 強, 李 璞, 方 向, 彭文雅

（中國航發(fā)湖南動力機械研究所，湖南 株洲 412000）

鎳基單晶高溫合金因其優(yōu)異性能被廣泛用于制造航空發(fā)動機渦輪葉片[1-2]。第二代單晶高溫合金DD6 由我國自主成功研制，其性能優(yōu)于或達到國外廣泛應用的同代合金，且具有低成本的優(yōu)勢[3-4]，以其優(yōu)異的高溫性能己在我國多種先進航空發(fā)動機上獲得廣泛應用[5]。先進航空發(fā)動機渦輪工作葉片必須達到多種性能要求以滿足其非常苛刻的服役環(huán)境。高溫服役中葉片長期承受交變應力或震動應力，疲勞失效現(xiàn)象經(jīng)常發(fā)生[6-7]，所以針對DD6 合金的疲勞性能進行了大量的研究[8]。在疲勞過程中，碳化物容易導致顯微裂紋的萌生和擴展，與DD5 合金相比，DD6 合金的碳含量較少，具有較高的高周疲勞性能[9]。試樣表面腐蝕會降低合金760 ℃的疲勞性能，且對低應力幅的疲勞壽命影響較小，而對高應力幅的疲勞壽命影響較大，表面腐蝕對合金980 ℃的疲勞性能影響很小[10]。試樣表面的等軸和胞狀再結晶減小了DD6 單晶合金的高周軸向疲勞壽命，等軸再結晶的影響大于胞狀再結晶，其斷裂機制為類解理和局部韌窩斷裂共存的混合斷裂，且為多源疲勞斷裂[11]。渦輪葉片氣膜孔的形狀及特征[12-13]、由抽拉速率不同所導致的γ′相的尺寸差異[14]、晶體取向[15-16]等因素都會影響DD6 合金的疲勞性能，實驗條件也是影響單晶合金的疲勞性能的主要因素[17-18]。上述DD6 單晶合金疲勞性能研究都是對稱循環(huán)載荷（應變比R為-1）情況下進行的，目前對非對稱循環(huán)情況下的疲勞性能研究很少，但單晶渦輪葉片服役時主要承受的應力為非對稱循環(huán)載荷[19]；渦輪葉片與渦輪盤連接的榫頭部位，長期承受交變應力而可能發(fā)生低周疲勞損傷，并且葉片榫頭的工作溫度處于中溫；所以，開展中溫非對稱循環(huán)載荷下單晶合金低周疲勞性能的研究具有重要的意義。本工作研究了[001]取向DD6 合金700 ℃非對稱循環(huán)載荷、應變比R為0.05 條件下的中溫低周疲勞性能，并利用掃描電鏡分析其疲勞斷裂機理，為DD6 合金的工程化應用提供數(shù)據(jù)支持。

1 實驗材料及方法

采用定向凝固爐制備[001]取向的DD6 單晶高溫合金試棒，合金化學成分見表1。用X 射線分析儀檢測試棒的晶體取向偏離度，試棒的[001]結晶取向與主應力軸方向的偏差在15°以內。單晶試棒在電阻加熱爐中進行固溶熱處理和兩級時效處理。固溶處理制度為1290 ℃/ 1 h+1300 ℃/ 2 h+1315 ℃/ 4 h+空冷，一次時效制度為1120 ℃/ 4 h+空冷，二次時效制度為870 ℃/ 32 h+空冷。熱處理后單晶試棒加工成Kt=1 的低周疲勞試樣，試樣尺寸和形狀如圖1 所示。將低周疲勞性能試樣置于MTS-370 疲勞試驗機上進行應變（Δεt）控制的低周疲勞實驗，測試標準為GB/T 15248-2008。實驗溫度700 ℃，應變比R=0.05，應變速率為5×10-3s-1，加載載荷波形為三角波，實驗環(huán)境為大氣環(huán)境，每個試樣均進行至斷裂為止。利用掃描電鏡觀察試樣的熱處理組織、斷口形貌和斷裂顯微組織。

表1 DD6 合金的名義成分（質量分數(shù)/%）Table 1 Nominal chemical compositions of DD6 alloy（mass fraction/%）

2 結果與分析

2.1 合金熱處理組織

圖2 為DD6 合金經(jīng)過固溶處理和兩級時效處理后的顯微組織。由圖2 可以看出，合金熱處理組織由γ′析出強化相和γ 基體相組成，γ′相立方化良好。合金在固溶保溫過程中，共晶相全部溶解，所有γ′析出強化相回溶，獲得單相的γ 基體組織，在冷卻過程中大量的γ′相從γ 基體相中析出，再經(jīng)過兩級時效處理，獲得立方狀規(guī)則的γ′相組織。

金融活、經(jīng)濟活，金融穩(wěn)、經(jīng)濟穩(wěn)。農(nóng)民信用合作是培育新型農(nóng)業(yè)經(jīng)營主體，促進農(nóng)村一二三產(chǎn)業(yè)融合發(fā)展的融通動力。金融已成為資源配置和宏觀調控的重要工具，成為推動經(jīng)濟社會發(fā)展的重要力量，農(nóng)民信用合作是完善農(nóng)業(yè)支持保護制度、健全農(nóng)業(yè)社會化服務體系、實現(xiàn)小農(nóng)戶和現(xiàn)代農(nóng)業(yè)發(fā)展的橋梁紐帶。

圖2 DD6 合金的熱處理組織Fig.2 Heat treatment microstructure of DD6 alloy

2.2 低周疲勞壽命

DD6 合金700 ℃條件下的應變-壽命曲線如圖3 所示，其中，?εt/2 是應變幅，?εe/2 是彈性應變幅，?εp/2 是塑性應變幅，?σ/2 為應力幅。由圖3 看出，隨著應變幅增加，合金的低周疲勞壽命降低，合金非對稱循環(huán)條件下具有良好的中溫低周疲勞性能。過渡疲勞壽命NT定義為彈性應變幅等于塑性應變幅時的疲勞壽命。從圖3 可以看出，DD6 合金沒有過渡疲勞壽命NT，這說明合金在中溫非對稱循環(huán)低周疲勞循環(huán)中起主要作用的為彈性應變，材料的強度對壽命起決定作用，與對稱循環(huán)實驗條件下DD6 合金中溫疲勞的情況相同[15]。

圖3 700 ℃時DD6 合金疲勞壽命與應變幅的關系 （a）總應變幅；（b）彈性與塑性應變幅Fig.3 Relationship between strain amplitude and fatigue life of DD6 alloy at 700 ℃ （a）total strain amplitude；（b）elastic and plastic strain amplitude

（1）通過研究獲得了DD6 合金700 ℃、R為0.05 的低周疲勞Coffin-Manson 方程。

由圖5 還可以看出，在顯微孔洞處形成顯微裂紋后，裂紋先沿垂直于應力方向的曲面進行擴展，后沿{111}平面擴展。由于顯微孔洞形狀極不規(guī)則，孔洞邊緣不同位置顯微裂紋匯聚形成一個不規(guī)則的彎曲曲面向試樣中部擴展。靠近源區(qū)的擴展曲面上有明顯的放射線。在曲面上可觀察到明顯的疲勞條帶特征，見圖6（a）和（b）。循環(huán)變形過程中，裂紋發(fā)生張開與閉合，尖端發(fā)生塑性變形，在斷口的上下表面形成隆起的條紋，即為疲勞條帶，它是疲勞裂紋穩(wěn)定擴展微觀形貌的典型特征，也是疲勞斷裂失效的基本判據(jù)[25]。從圖6（a）和（b）可以看出，疲勞條帶的條紋相互平行，條帶方向垂直于局部疲勞裂紋擴展方向并沿擴展方向向外凸，可以推測兩個試樣的裂紋擴展方向都是從右向左，疲勞條帶中可見類解理臺階特征，通過類解理臺階疲勞裂紋可在不同擴展面上進行轉換。從彎曲曲面擴展到{111}面擴展的過渡區(qū)域，可見類解理臺階形貌和二次裂紋形貌特征，類解理臺階為{111}小平面，如圖6（c）所示。隨著疲勞裂紋擴展進程增加，類解理臺階的尺寸逐步增加，最后在較大的{111}平面上擴展。在擴展{111}面上可見典型的河流花樣特征，如圖6（d）所示。

表2 DD6 合金非對稱循環(huán)載荷下的低周疲勞參數(shù)Table 2 Low cycle fatigue parameters of DD6 alloy under asymmetrical cyclic loading

2.3 循環(huán)應力-應變行為

材料的循環(huán)應力-應變性能反映了在低周疲勞過程中材料的真實應力-應變特征，是低周疲勞性能研究的重要方面之一。應力應變曲線又稱為循環(huán)滯后環(huán)，它的面積即為循環(huán)滯后能密度。低周疲勞損傷由試樣吸收的滯后能密度來控制，因此使用循環(huán)滯后環(huán)線的面積可以來描述材料的疲勞損傷行為。圖4 為DD6 合金在不同總應變幅下半衰期循環(huán)和最后一個循環(huán)周次的應力應變曲線。由圖4 可以看出，在總應變幅為1.1%的和1.6%的情況下，合金的半衰期循環(huán)滯后環(huán)基本為直線；在總應變幅為1.9%的情況下，半衰期循環(huán)滯后環(huán)，以及三個總應變幅條件下最后一個循環(huán)滯后環(huán)幾乎為直線；上述情況表明疲勞過程基本上為彈性變形，塑性變形量極小，且塑性變形主要發(fā)生在拉應力最后階段，隨著總應變幅的增加，半衰期循環(huán)滯的面積增多，塑性變形的疲勞損傷增加。

圖4 合金不同條件下的滯后環(huán) （a）Δεt/2=1.1%， Nf=10171， 半衰期循環(huán)；（b）Δεt/2=1.1%， Nf=10171， 最后一個循環(huán)；（c）Δεt/2=1.6%， Nf=924， 半衰期循環(huán)；（d）Δεt/2=1.6%， Nf=924， 最后一個循環(huán)；（e）Δεt/2=1.9%， Nf=349， 半衰期循環(huán)；（f）Δεt/2=1.9%， Nf=349， 最后一個循環(huán)Fig.4 Typical hysteresis loops of the alloy at different conditions （a）Δεt/2=1.1%， Nf=10171， half-life cycle；（b）Δεt/2=1.1%，Nf=10171， last cycle；（c）Δεt/2=1.6%， Nf=924， half-life cycle；（d）Δεt/2=1.6%， Nf=924， last cycle；（e）Δεt/2=1.9%，Nf=349， half-life cycle；（f）Δεt/2=1.9%， Nf=349， last cycle

2.4 低周疲勞斷口分析

水平裂縫，雙側向差異較小和無差異，對于45°裂縫，雙側向呈“負差異”，且差異幅度越大，裂縫越發(fā)育，即裂縫的張開度越大，裂縫密度、裂縫孔隙度、裂縫徑向延伸深度越大，雙側向測井電阻率比基質巖石電阻率下降幅度也越大。

裂紋擴展主要取決于應力狀態(tài)、微觀組織以及材料的晶體結構特征，裂紋一旦萌生，應力就獲得釋放，因此裂紋的擴展主要依賴于合金的微觀組織和晶體結構[26]。鎳基單晶高溫合金為面心立方晶體結構，其主要的塑性變形機制為滑移。單晶合金通常沿原子排列密度最大的晶體平面和晶體方向進行滑移，在700 ℃的中溫下開動八面體滑移系。滑移可以在兩個不同的{111}平面上交替進行，形成主滑移系與次滑移系，從而疲勞斷口上形成了類解理平面臺階特征，二次擴展裂紋即為次滑移系開動形成的滑移面。二次擴展裂紋能夠松弛裂紋尖端的應力集中，降低疲勞裂紋的擴展速率[27]。因此，700 ℃下DD6 合金的低周疲勞斷裂機制為類解理斷裂，這與其他文獻的分析結果一致[28]。

圖5 為合金低周疲勞的整體形貌與源區(qū)斷口特征。從圖5 的整體斷口特征可以看出，低周疲勞斷口由裂紋源區(qū)，裂紋擴展區(qū)和瞬斷區(qū)組成，其斷裂機制為類解理斷裂。由圖5（a）、（b）看出，斷口上存在一個疲勞裂紋源，裂紋起源于疲勞試樣亞表面的顯微孔洞處。由圖5（c）、（d）、（e）看出，試樣應變幅較大，有兩處疲勞源，為表面和亞表面的顯微孔洞。由圖5（g）、（h）可以看出，試樣有一處疲勞源，裂紋萌生于試樣遠離表面的顯微孔洞，形成了典型的“魚眼”形貌。相對于周圍區(qū)域具有放射狀條紋的擴展區(qū)，“魚眼”源區(qū)較為平滑，三個不規(guī)則的顯微孔洞排列于“魚眼”中心區(qū)域。在交變載荷應力下，顯微孔洞上容易導致應力集中，因此疲勞裂紋容易在表面、亞表面或近表面的顯微孔洞處萌生，這與其他單晶高溫合金疲勞裂紋的起源位置相同[21-22]。“魚眼”為等軸晶合金高周或超高周疲勞的典型裂紋源區(qū)特征形貌[23-24]，DD6合金的低周疲勞斷口出現(xiàn)“魚眼”形貌，這說明DD6 合金具有良好的低周疲勞性能，顯示出其他合金高周或超高周的疲勞斷裂特征。

圖5 疲勞斷口整體形貌和源區(qū)形貌 （a）、（b）Δεt/2=1.3%， Nf=4554；（c）、（d）、（e）Δεt/2=1.6%， Nf=832；（f）、（g）、（h）Δεt/2=1.1%， Nf=18133Fig.5 Overall morphology of fatigue fracture surface and crack initiation site （a），（b）Δεt/2=1.3%， Nf=4554；（c），（d），（e）Δεt/2=1.6%， Nf=832；（f），（g），（h）Δεt/2=1.1%， Nf=18133

式中：E為彈性模量；Nf為疲勞壽命；σf′為疲勞強度系數(shù)；b為疲勞強度指數(shù)；εf′為疲勞延性系數(shù)；c為疲勞延性指數(shù)。依據(jù)方程（1），對實驗數(shù)據(jù)進行處理，獲得了DD6 合金700 ℃的應變疲勞參數(shù)，如表2 所示。由表2 獲得DD6 合金的Coffin-Manson方程如下：

圖8 為低周疲勞試樣斷裂后的組織形貌。由圖8 看出，合金塑性變形不均勻，疲勞斷口附近區(qū)域的γ′相形狀不再保持立方形狀，發(fā)生了嚴重塑性變形，而心部區(qū)域的塑性變形較小，γ′相仍保持立方狀形態(tài)。斷口附近可見滑移帶，滑移帶方向與試樣[001]取向的夾角大約為45°，有二次裂紋沿滑移帶形成。文獻提出滑移帶的出現(xiàn)是LCF 損傷的先兆，滑移帶與總應變量密切相關，隨著總應變幅的增加，出現(xiàn)滑移帶的時間減少[29]。

圖7 疲勞斷口瞬斷區(qū)特征形貌 （a）、（b）Δεt/2=1.6%，Nf=924；（c）Δεt/2=1.1%，Nf= 10171；（d）Δεt/2=1.1%，Nf=18133Fig.7 Characteristics of the final fracture zone （a）、（b）Δεt/2=1.6%，Nf=924；（c）Δεt/2=1.1%，Nf= 10171；（d）Δεt/2=1.1%，Nf=18133

河道周邊的綠化，要做到層次化和空間化,種植密度不宜過大，樹木種類要較為豐富些，不同的流域要有不同的景觀。通常會以高達的喬木作為背景，將亞喬木、灌木、草花及地被作為組團。水生植物和濕地植物要注重色彩的搭配，要體現(xiàn)出水體的美感。設計人員在設計城市河道道路景觀時，要堅持自然、淳樸的思想理念，做好將城區(qū)運輸?shù)缆放c休閑道路分隔開，將河道周圍的道路與植物區(qū)域、小區(qū)公園等相融合在一起，設計出豐富多變的景觀區(qū)域，讓前來休閑放松的人們能夠享受到更加舒適的自然美。本項目市政道路改造措施為，新建8條市政道路，總里程約5km；新建5座景觀橋梁。

2.5 實驗后顯微組織分析

斷口瞬斷區(qū)特征見圖7。由圖7 可見，瞬斷區(qū)存在許多的類解理平面與撕裂棱。隨著裂紋不斷擴展，試樣承載載荷的面積減小，最后試樣瞬間斷裂。瞬斷區(qū)的類解理面為{111}面，在類解理面上可見兩個方向相交的滑移線形貌，見圖7（b）。

圖8 疲勞斷裂組織 （a）、（b）、（c）Δεt/2=1.1%， Nf=18133；（d）Δεt/2=1.6%， Nf=832;（e）、（f）Δεt/2=1.9%， Nf=288Fig.8 Microstructue of specimen after fatigue fracture （a），（b），（c）Δεt/2=1.1%， Nf=18133;（d）Δεt/2=1.6%， Nf=832；（e），（f）Δεt/2=1.9%， Nf=288

3 結論

在應變低周疲勞過程中，用彈性分量與塑性分量之和來表示疲勞壽命與總應變幅的關系，即Coffin-Manson 方程[20]，DD6 合金的應變-疲勞壽命曲線方程如式（1）所示：

戴笠這次派特務無故搜家，更激起黃炎培的無比憤慨。他想，你戴笠沒有抓到我什么把柄，我這回一定不饒你。不然，特務們以后還要來欺負的。

（2）隨著應變幅增加，合金的低周疲勞壽命降低；合金在非對稱循環(huán)條件下具有良好的中溫低周疲勞性能，合金不存在過渡壽命，低周疲勞過程中彈性應變起主要作用，塑性變形量極小。隨著總應變幅的增加，塑性變形損傷增加。

研究對象來自懷化學院文理科各個非英語專業(yè)的本科生，共474人。所有研究對象都已完成三個學期的大學英語學習并通過大學英語四級。研究方法主要采用問卷調查的形式，并對部分學生進行了有針對性的訪談。

（3）疲勞斷口由疲勞源區(qū)，裂紋擴展區(qū)和瞬斷區(qū)三部分組成，其斷裂機制為類解理斷裂。裂紋先沿與主應力垂直方向擴展，然后沿{111}平面擴展，疲勞裂紋萌生于試樣的表面、亞表面、或遠離表面的顯微孔洞，近表面起裂斷口有“魚眼”特征；裂紋擴展區(qū)有典型的疲勞條帶、類解理臺階、河流狀花樣特征；瞬斷區(qū)有類解理平面、滑移帶、撕裂棱特征。

（4）離斷口遠處γ′相仍保持立方狀形態(tài)，斷口附近可見滑移帶，二次裂紋沿滑移帶形成。