熱障涂層對K417G合金高溫低周疲勞行為的影響

周軼群，佟文偉，劉 芳，張開闊

（中航工業沈陽發動機設計研究所，沈陽 110015）

K417G合金是在K417合金的基礎上，降低5%（質量分數，下同）Co和0.3%Ti研制而成的鎳基鑄造高溫合金，具有密度小，塑性好，強度高以及良好的鑄造性能等優點，目前用于制造高推重比航空發動機的低壓渦輪導向葉片［1］。隨著航空發動機向高推重比發展，渦輪進口溫度不斷提高，即使采用先進的氣膜冷卻技術，渦輪葉片材料也難以滿足高推重比的要求［2］。熱障涂層是低導熱的陶瓷材料YSZ（Yttria Stabilized Zirconia）與MCrAlY金屬黏結層相結合的復合涂層，具有良好的高溫化學穩定性、抗沖刷性和隔熱性等特點［3，4］。在渦輪葉片表面涂覆熱障涂層，不僅可以使葉片具有良好的抗氧化腐蝕性能，同時可以大幅度降低葉片表面溫度，從而使許多現有的高溫合金材料能夠應用于更高推重比的航空發動機［5，6］。

在實際服役條件下，渦輪導向葉片等航空發動機高溫零部件在高溫下受自身尺寸伸縮的限制和交變載荷的作用而產生應變控制的低周疲勞損傷，嚴重影響零部件的使用壽命［7］，因此，高溫合金材料的高溫低周疲勞行為研究受到廣泛重視，這些工作主要集中于研究溫度、應變速率、載荷保持時間和波形等實驗參數對高溫合金低周疲勞壽命的影響［8－10］。隨著熱障涂層在航空發動機零部件上的大規模使用，在渦輪葉片表面涂覆熱障涂層后，熱障涂層對葉片材料高溫低周疲勞行為的影響方面尚缺乏充分認識。

針對以上情況，本研究采用超音速火焰噴涂和等離子噴涂工藝在K417G合金表面制備熱障涂層，研究熱障涂層對K417G合金高溫低周疲勞行為的影響。在此基礎上，對其循環應力響應行為、循環應力－應變行為、應變－疲勞壽命關系以及疲勞斷裂機理進行了分析，以期對表面制備熱障涂層后K417G合金的高溫低周疲勞行為有較全面的了解。

1 實驗材料與方法

實驗材料采用K417G合金，其主要化學成分（質量分數／%）如下：C 0.18，Cr 9.51，Co 9.28，Mo 2.31，Al 5.58，Ti 4.65，Fe 0.18，其余為 Ni。在 K417G合金低周疲勞試樣表面制備熱障涂層，首先采用超音速火焰噴涂工藝在試樣表面沉積一層NiCrAlY涂層，然后采用空氣等離子噴涂工藝在經過中間處理后的Ni－CrAlY涂層上沉積陶瓷隔熱層，其化學成分為6%～8%Y2O3－ZrO2。為便于表述，本工作中無涂層的試樣用K417G表示，表面制備熱障涂層的試樣用K417GTBC表示。

低周疲勞實驗在EHF－100KN型低周疲勞試驗機上進行，實驗溫度定為渦輪導向葉片的主要工作溫度800℃，實驗環境為實驗室靜態空氣介質，加載波形為三角波，應變比R為－1，應變加載速率為5×10－3／s。利用LEO1450型掃描電鏡對疲勞失效后樣品的疲勞斷口進行觀察，以確定疲勞裂紋的萌生和擴展方式。

2 實驗結果與分析

2.1 循環應力響應行為

K417G和K417G－TBC試樣不同總應變幅下的循環應力響應曲線如圖1所示。可以看出熱障涂層對K417G合金循環應力響應行為的影響不明顯；K417G合金的循環應力響應行為與所采用的總應變幅密切相關，其循環強化效果隨總應變幅的增加而增強，而疲勞壽命卻隨總應變幅的增加而降低。當總應變幅高于0.4%時，K417G試樣表現為先循環硬化后循環軟化，而且總應變幅越大，循環硬化程度也越高；當總應變幅低于0.4%時，合金則表現出穩定的循環應力響應行為（圖1（a））。K417G－TBC試樣的循環應力響應行為與K417G試樣相似，但呈現循環穩定時對應的總應變幅降至0.3%。當總應變幅為0.4%，0.5%和0.6%時，合金表現為先循環硬化后循環軟化；而當總應變幅低于0.3%時，則表現為循環穩定（圖1（b））。

圖1 K417G合金的循環應力響應曲線 （a）無涂層；（b）熱障涂層Fig.1 Cyclic stress response curves of K417Galloy （a）K417G；（b）K417G－TBC

同時K417G和K417G－TBC試樣在最終斷裂前，其循環響應應力呈現快速下降狀態，這種應力快速下降實際上是由于宏觀裂紋形成導致疲勞裂紋進入失穩擴展而造成的。

2.2 循環應力－應變行為

K417G和K417G－TBC試樣的循環應力－應變關系曲線如圖2所示。材料的循環應力－應變曲線通常用Hollomon公式來定量描述：

式中：Δεt／2為疲勞總應變幅；Δσ／2為總應力幅；E 為材料的彈性模量；K與n分別為循環強度系數和循環應變硬化指數。根據公式（1）并采用線性回歸分析方法對圖2中的應力－應變數據進行分析，確定K和n的值，如表1所示。

圖2 K417G合金的循環應力－應變曲線Fig.2 Cyclic stress－strain curves of K417Galloy

表1 K417G合金的應變疲勞參數Table 1 Strain fatigue parameters of K417Galloy

2.3 循環應變－疲勞壽命關系

材料的循環應變－疲勞壽命關系是衡量和評估材料疲勞性能的重要方面，也是優化材料疲勞服役性能、進行疲勞壽命估算的重要參量。對于應變控制的低周疲勞實驗，材料的應變－疲勞壽命關系常采用Coffin－Manson公式來表達：

式中：Δεt／2，Δεe／2和Δεp／2分別表示疲勞總應變幅、彈性應變幅和塑性應變幅；σ′f為疲勞強度系數；ε′f為疲勞延性系數；Nf為疲勞失效的循環周次；E，b，c則分別為材料的彈性模量、疲勞強度指數和疲勞延性指數。Coffin－Manson公式建立了經受低周疲勞的材料彈性應變幅（Δεe／2）、塑性應變幅（Δεp／2）與失效反向數（2 Nf）成指數關系。在雙對數坐標圖上繪出應變－疲勞壽命曲線，如圖3所示。根據公式（2）并采用線性回歸分析方法確定應變疲勞參數σ′f，ε′f，b，c 等，如表1所示。

圖3 K417G合金的Δεe／2－2 Nf和 Δεp／2－2 Nf關系曲線 （a）無涂層；（b）熱障涂層Fig.3 Δεe／2－2 NfandΔεp／2－2 Nfcurves of K417Galloy （a）K417G；（b）K417G－TBC

Coffin［11］將塑性應變幅等于彈性應變幅時（即圖3中Δεe／2－2 Nf與Δεp／2－2 Nf曲線的交點）所對應的疲勞壽命定義為過渡疲勞壽命NT，此時彈性應變對材料所造成的損傷與塑性應變對材料所造成的損傷相等。由圖3可以確定K417G和K417G－TBC試樣皆不存在過渡疲勞壽命。

K417G和 K417G－TBC試樣的Δεt／2－2 Nf關系曲線如圖4所示。在本研究所采用的總應變幅范圍內，總應變幅較大時，K417G－TBC的低周疲勞壽命稍優于K417G；隨著總應變幅的減小，K417G和K417GTBC試樣的低周疲勞壽命接近。

2.4 低周疲勞斷口分析

利用掃描電子顯微鏡觀察K417G和K417G－TBC試樣低周疲勞實驗后的斷口形貌，如圖5所示。可以看出，K417G和K417G－TBC試樣的低周疲勞斷裂均是由裂紋萌生、裂紋擴展和裂紋失穩擴展直至瞬時斷裂這三個階段構成。K417G合金低周疲勞斷口宏觀形貌較為粗糙；裂紋通常萌生于疲勞試樣的表面（圖5（a）中箭頭處所示）或近表面（圖5（b）中箭頭處所示），放大觀察斷口疲勞源區，可見明顯鑄造疏松，并向四周擴展；當試樣內部存在連續的大面積疏松缺陷時，試樣則從此處起源。疲勞裂紋主要表現為穿晶擴展，有典型的放射棱線，但是裂紋源區和裂紋擴展區基本上看不到明顯的疲勞條帶特征（圖5（c）），這一事實也與K417G合金低周疲勞過程中彈性應變占據主導地位的變形特征相一致。瞬斷區形貌粗糙，與疲勞裂紋擴展區皆有明顯的分界線，且以枝晶形貌為主（圖5（d））。

圖4 K417G合金的 Δεt／2－2 Nf關系曲線Fig.4 Δεt／2－2 Nfcurves of K417Galloy

低周疲勞斷口的觀察結果表明，在800℃高溫低周疲勞實驗條件下，熱障涂層對K417G合金低周疲勞裂紋的萌生方式無明顯影響。

圖5 K417G合金800℃低周疲勞斷口形貌（a）裂紋萌生于試樣表面；（b）裂紋萌生于近表面缺陷；（c）裂紋擴展區；（d）瞬斷區Fig.5 Micrographs of the fracture surface of K417Galloy at 800℃ （a）crack initiation on the surface of specimen（K417G，Δε／2＝0.4%）；（b）crack initiation at near surface defects（K417G－TBC，Δε／2＝0.4%）；（c）crack propagation stage（K417G－TBC，Δε／2＝0.25%）；（d）final fracture stage（K417G－TBC，Δε／2＝0.4%）

3 討論

3.1 循環應力響應行為

如上文所述，K417G和K417G－TBC試樣的循環應力－應變響應行為呈現循環硬化和循環軟化。對于合金在不同的實驗條件下呈現不同的循環應力－應變響應行為可作如下解釋：金屬材料的塑性變形主要是由位錯運動引起的，位錯運動狀態影響材料的變形行為。K417G合金在800℃，R＝－1時，較高總應變幅下發生的循環硬化是因為位錯增殖使得位錯之間以及位錯與析出相之間發生強烈的交互作用，從而對位錯的進一步運動產生阻礙所導致［12］。較低總應變幅條件下發生的循環穩定行為可歸因于塑性應變分量的影響［13］。總應變幅較低時，相應的塑性應變分量顯然也較小，位錯增殖的速率和湮滅速率之間容易達到平衡，強化和弱化效應彼此相抵消，因此K417G合金在較低的總應變幅下呈現穩定的循環應力響應行為。

3.2 熱障涂層對低周疲勞壽命的影響

當Nf＜NT時，塑性應變對疲勞的貢獻大于彈性應變的貢獻，疲勞設計時需要彈塑性解；當Nf＞NT時，彈性應變在交變載荷過程中起主導作用，故采用線彈性應力分析方法進行疲勞設計是較為合適的［14，15］。如前述圖3所示，K417G和K417G－TBC試樣皆不存在過渡疲勞壽命，因此K417G合金800℃下的低周疲勞屬于應力疲勞，以彈性損傷為主，計算時應采用線彈性應力分析方法。同時實驗結果也表明，NT不適合作為K417G合金高周疲勞和低周疲勞的分界點。

另外通過實驗發現：當總應變幅較大時，K417GTBC試樣的低周疲勞壽命稍優于K417G試樣，它具有更好的抗低周疲勞性能。研究表明，材料在高溫條件下經歷循環載荷時會存在疲勞損傷、蠕變損傷和氧化損傷，而不同的損傷在總損傷中所占的比例與疲勞載荷的形式以及應變水平的大小有關［16］。對于K417G合金而言，蠕變損傷對其低周疲勞壽命的影響相對較小，這是因為在高溫低周疲勞加載條件下若有蠕變損傷發生，其低周疲勞斷口應呈現沿晶斷裂特征，但前述疲勞斷口分析結果表明，800℃下K417G合金的低周疲勞斷裂方式依然是穿晶型；而且由于熱障涂層對K417G合金低周疲勞試樣的疲勞裂紋萌生方式無明顯影響，因此本次實驗過程中K417G和K417G－TBC試樣在相同應變條件下低周疲勞壽命上的差異主要取決于氧化損傷，它可以加快穿晶型裂紋萌生和擴展的速率［17］。K417G合金800℃高溫低周疲勞實驗過程中，總應變幅較大時，熱障涂層可以有效保護K417G合金基體，降低氧化損傷對基體低周疲勞壽命的影響；總應變幅越小，K417G合金的低周疲勞壽命及其在高溫環境下滯留時間也就越長，熱障涂層的抗氧化作用逐漸減弱，從而導致K417G和K417G－TBC試樣的低周疲勞壽命趨于接近。

4 結論

（1）熱障涂層對K417G合金的低周疲勞循環應力－應變響應行為無明顯影響，其循環應力－應變響應行為呈現循環硬化和循環軟化。

（2）K417G合金800℃下的低周疲勞屬于應力疲勞，以彈性損傷為主，計算時應采用線彈性應力分析方法。

（3）當總應變幅較大時，涂覆熱障涂層的K417G合金的800℃高溫低周疲勞壽命稍優于基體的低周疲勞壽命，原因在于熱障涂層可以降低氧化損傷對K417G合金低周疲勞壽命的影響。

（4）熱障涂層對K417G合金低周疲勞試樣的疲勞裂紋萌生方式無明顯影響，裂紋通常萌生于疲勞試樣的表面處或近表面。

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