軸向和法向應力對DD3和DZ125鎳基合金微動疲勞性能的影響

石 煒，溫衛(wèi)東，崔海濤

（南京航空航天大學能源與動力學院，南京210016）

0 引 言

微動疲勞會導致航空發(fā)動機及部件過早破壞，顯著降低其服役壽命。為提高發(fā)動機渦輪葉片的使用性能和工作壽命，目前國內(nèi)外主要采用定向凝固工藝制造定向柱晶和單晶鎳基合金葉片［1-2］，它們的主要材料為單晶高溫鎳基合金DD3和定向結晶鎳基合金DZ125等各向異性材料。近年來，針對葉片用各向異性材料的研究主要集中在強度分析和普通疲勞壽命的預測［3-5］上，而較少涉及其微動疲勞問題，主要原因一是單晶或定向凝固合金制備困難造成研究材料缺乏，二是材料的各向異性增加了微動疲勞研究的難度。由于材料本身性能的差異，會造成材料微動疲勞特性各不相同，而充分發(fā)揮這類先進合金的應用潛力需要深入研究它們的微動疲勞特性。因此，對國產(chǎn)各向異性DD3和DZ125合金的微動疲勞性能進行研究具有重要意義。

微動疲勞會加速受微動作用構件接觸表面及表層裂紋的萌生和擴展［6-9］，從而大大降低構件的疲勞壽命，甚至造成災難性事故。由于微動的影響因素眾多，在微動疲勞研究領域中研究的對象又各不相同，迄今為止國際上還沒有統(tǒng)一的標準微動疲勞試驗裝置，各國研究者們普遍采用光滑試樣來進行微動疲勞的實驗室模擬。Szolwinski和Farris［10］認為在微動疲勞試驗中，必須能夠連續(xù)地控制和監(jiān)測對微動損傷起關鍵作用的參數(shù)；Neu［11］對微動試驗的研究現(xiàn)狀進行了總結，在試驗設備的設計和測試方法等方面進行了有益探討。

作者選取引起微動的外部應力——法向應力和軸向應力的不同組合進行研究，設計和制造了一套采用液壓加載方式來實現(xiàn)施加微動疲勞法向應力的試驗裝置［12］，將各向異性合金DD3和DZ125分別與粉末高溫合金FGH95配對進行微動疲勞試驗，分析了法向應力和軸向應力與微動疲勞壽命之間的關系，并進一步研究了它們對等效應力、滑移幅值和法向應變幅值等微動疲勞參數(shù)的影響。

1 試樣制備與試驗方法

目前，按照微動墊和微動試樣的加載裝配方式不同，微動疲勞試驗裝置可分為橋式、單卡頭式和爪式三類［11，13］，其中單卡頭式試驗裝置逐漸成為了微動研究的首選，其原理如圖1所示。

參照圖1所示的模擬原理，采用單卡頭式接觸形式在普通疲勞試驗機上搭建和設計微動疲勞橫向加載裝置試驗平臺，普通疲勞試驗機選用SDS50型全數(shù)字電液伺服動靜萬能試驗機。另外，由于液壓加載穩(wěn)定性好，所提供的加載作用力范圍大，而且不易受外界因素干擾，因此采用四根光桿連接兩個液壓缸來實現(xiàn)法向加載。橫向加載裝置的設計如圖2所示。

圖1 微動疲勞試驗模擬原理Fig.1 Fretting fatigue test principle

圖2 微動疲勞試驗橫向加載裝置示意Fig.2 Loading scheme of fretting fatigue test apparatus

微動試樣裝夾在疲勞試驗機的裝夾卡槽內(nèi)，兩個微動墊水平布置在微動試樣軸線兩側(cè)。微動墊裝夾在微動墊夾持器內(nèi)，微動墊夾持器布置于夾持器底座的滑腔里面。

當液壓缸開始工作時，液壓油將活塞桿推出，使其頂向夾持器底座滑腔內(nèi)的微動墊夾持器，從而將微動墊壓緊在微動試樣表面。微動墊、微動墊夾持器、夾持器底座、活塞桿和液壓缸均為兩套，對稱布置于微動試樣軸線兩側(cè)，并且裝配在橫向加載裝置平臺的底板上。另外，整塊底板通過前后左右4塊連接角鐵裝配在SDS50型電液伺服動靜萬能試驗機兩側(cè)的立柱上。

微動試樣的材料為DD3和DZ125合金，均采用鑄造工藝制得，它們的化學成分見文獻［14］。微動墊的材料為FGH95合金，采用直接熱等靜壓工藝制得，化學成分見文獻［15］。微動試樣和微動墊材料的性能數(shù)據(jù)見參考文獻［14-15］。微動試樣和微動墊均采用線切割加工，它們的幾何尺寸如圖3所示，其中微動試樣均為“狗骨頭”形狀［16-17］，而且它們的軸向均沿晶體生長方向。針對葉片與盤榫連接結構接觸部位的幾何特性［18］，微動墊采用兩端帶圓弧的光滑平壓頭。另外，軸向載荷的應力比R＝0.1，加載頻率為10Hz，并且每種微動試樣在相同工況下的有效試驗根數(shù)均不少于3根。對于和DZ125合金試樣，均選取5種應力配對方案（詳見表1）進行微動疲勞試驗。

圖3 微動試樣及微動墊的幾何尺寸Fig.3 Size of fretting sample（a）and fretting pad（b）

試驗結束后，使用KH-7700型數(shù)字式三維視頻顯微鏡觀察微動試樣的斷口形貌。

2 試驗結果與討論

2.1 對微動疲勞壽命的影響

從表1可以看出，在相同的法向應力作用下，隨著軸向應力增大，DD3和DZ125合金的微動疲勞壽命均降低。如，在65.45MPa法向應力作用下，軸向應力由300MPa增大到400MPa時，DD3和DZ125合金的微動疲勞壽命分別降低了44.15%和27.55%；在130.90MPa法向應力作用下，軸向應力由300MPa增大到400MPa時，DD3和DZ125合金的微動疲勞壽命分別降低了73.92%和56.97%。

表1 不同合金試樣在不同工況下的微動疲勞壽命Tab.1 Fretting fatigue life of different alloys samples under different conditions

另由表1可以看出，在300MPa軸向應力作用下，隨著法向應力增大，DD3合金的微動疲勞壽命先增加后降低，而DZ125合金的則先降低后增加。如，法向應力由65.45MPa增加到130.90MPa時，DD3合金的微動疲勞壽命增加了46.19%，而DZ125合金則降低45.85%；當法向應力由130.90MPa增加到229.07MPa時，DD3合金的微動疲勞壽命降低了52.44%，而DZ125合金則增加60.89%。在400MPa軸向應力作用下，隨著法向應力增大，DD3和DZ125合金的微動疲勞壽命均有所降低，如，法向應力由65.45MPa增加到130.90MPa，DD3合金的微動疲勞壽命降低了13.19%，而DZ125合金則降低了67.84%。

法向應力對微動疲勞壽命的影響并不是線性的，主要原因是：隨著法向應力增大，微動摩擦力增大，使得微動疲勞裂紋形成和擴展的動力增加；但摩擦力只在一定范圍內(nèi)與正壓力成正比，并不隨壓力的增大而無限增大。此外，由于法向應力的增大使微動滑動幅值減小，兩者的作用相互抵消可能使得微動疲勞壽命不再繼續(xù)下降。

2.2 對斷口形貌的影響

試驗發(fā)現(xiàn)，在每種工況下，微動疲勞裂紋均萌生于微動墊和微動試樣的接觸區(qū)域，并且在斷口上可見與典型普通疲勞斷口相同的貝紋線。這說明材料在法向應力、循環(huán)應力和切向摩擦應力的共同作用下發(fā)生了疲勞斷裂，微動的存在降低了材料的疲勞性能。法向應力和軸向應力對斷口形貌的影響規(guī)律不明顯。

從圖4～6可以看出，微動疲勞裂紋萌生區(qū)域較小，顏色較暗，可見典型的黑色微動斑，說明表面有氧化物形成；微動損傷區(qū)的氧化程度高，說明該區(qū)域的溫度曾經(jīng)顯著升高；由于磨損的作用，裂紋萌生區(qū)域附近有金屬掉塊和磨屑生成，說明微動疲勞造成了材料失效；微動疲勞裂紋整體微觀形貌可見多個疲勞源點，且往往成線狀，呈典型的疲勞裂紋特征；微動疲勞裂紋擴展區(qū)域的顏色較淺，可見大量細小的、相互平行的并且與接觸表面大致呈一定交角的一系列疲勞條紋，略帶彎曲呈波浪形，向外呈散射狀，并且主裂紋明顯。

DD3和DZ125合金斷口形貌的不同之處在于，DD3合金斷口參差不齊，而DZ125合金的斷口則較為平整；DD3合金疲勞條紋與接觸表面的交角為45°，而DZ125合金的則為90°。

圖4 不同合金試樣微動裂紋萌生區(qū)域的形貌Fig.4 Morphology of fretting fatigue crack initiation region of different alloys samples

圖5 不同合金試樣微動裂紋擴展區(qū)域的形貌Fig.5 Morphology of fretting fatigue crack propagation region of different alloys samples

圖6 不同合金試樣微動疲勞斷口的整體形貌Fig.6 Whole morphology of fretting fatigue fracture of different alloys samples

2.3 對微動疲勞參數(shù)的影響

接觸區(qū)應力、滑移幅值δ和法向應變幅值εa被認為是微動疲勞的主要影響因素［16］，對圖1所示的微動疲勞問題進行數(shù)值仿真分析，可求解相應的應力、應變和位移場。表2給出了DD3和DZ125合金在不同試驗工況下接觸區(qū)最大等效應力（Von-Mises等效應力）σeqv以及δ和εa這三個微動疲勞參數(shù)的計算值。

表2 不同合金試樣在不同工況下微動疲勞參數(shù)的計算值Tab.2 Calculated values of fretting fatigue parameters of different alloys samples under different conditions

2.3.1 軸向應力的影響

由圖7～9可以看出，在相同的法向應力作用下，接觸區(qū)最大等效應力、滑移幅值和法向應變幅值均隨軸向應力的增大而增大；此外，在相同軸向應力作用下，不同法向應力引起的滑移幅值大小相同，這說明軸向應力對滑移幅值的變化起決定性作用。

2.3.2 法向應力的影響

由圖10～12可以看出，在相同的軸向應力作用下，DD3合金接觸區(qū)的最大等效應力隨法向應力的增大而呈增大的趨勢，增大到一定程度后變化不顯著，而DZ125合金則隨法向應力的增大而增大；DD3合金和DZ125合金接觸區(qū)滑移幅值均不受法向應力的影響；DD3合金和DZ125合金接觸區(qū)法向應變幅值隨著法向應力的增大而呈增大的趨勢。

圖7 不同合金試樣在不同法向應力作用下軸向應力與σeqv的關系曲線Fig.7 Relation curves of axial force and maximum equivalent stress of different alloys samples at different normal stresses

圖8 不同合金試樣在不同法向應力作用下軸向應力與接觸區(qū)滑移幅值的關系Fig.8 Relation curves of axial force and slip amplitude of different alloys samples at different normal stresses

圖9 不同合金試樣在不同法向應力作用下軸向應力與法向應變幅值的關系曲線Fig.9 Relation curves of axial force and normal strain amplitude of different alloys samples at different normal stresses

圖10 不同合金試樣在不同軸向應力作用下法向應力與σeqv的關系曲線Fig.10 Relation curves of normal force and Von-Mises equivalent stress of different alloys sample at different axial stresses

圖11 不同合金試樣在不同軸向應力作用下法向應力與接觸區(qū)滑移幅值的關系曲線Fig.11 Relation curves of normal force and slip amplitude of different alloys sample at different axial stresses

圖12 不同合金試樣在不同軸向應力作用下法向應力與法向應變幅值的關系曲線Fig.12 Relation curves of normal force and normal strain amplitude of different alloys sample at different axial stresses

3 結 論

（1）各向異性合金DD3和DZ125的微動疲勞裂紋均出現(xiàn)在接觸邊緣附近，微動的存在降低了材料的疲勞性能。

（2）保持法向應力不變，增大軸向應力將會降低合金DD3和DZ125的微動疲勞壽命；保持軸向應力恒定不變，法向應力對微動疲勞壽命的影響不如軸向應力的顯著。

（3）合金DD3和DZ125接觸區(qū)的最大等效應力和法向應變幅值受法向應力和軸向應力的共同影響，而滑移幅值僅受軸向應力的影響。

（4）微動疲勞裂紋萌生區(qū)域表面有微動斑和磨屑生成，裂紋擴展區(qū)域可見大量細小的、相互平行的并且與接觸表面大致呈一定交角（DD3合金為45°而DZ125合金為90°）的一系列疲勞條紋，說明微動疲勞造成了材料的失效。

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