JG4246A高溫合金尾噴管密封片裂紋機理分析

李艷明，王 全，劉明坤，劉 歡，李 青，韓振宇

（中國航發沈陽發動機研究所，沈陽 110015）

0 引言

Ni3Al基高溫合金具有熔點高、密度低、高溫強度高和抗氧化性能優異等特點，在高推重比發動機的熱端部件上得到了廣泛應用[1]。密封片采用Ni3Al 基JG4246A 高溫合金精鑄而成，是發動機尾噴管運動構件鏈環中的關鍵部件之一，與調節片和連接件等一同控制發動機尾噴管的收放運動。密封片具有尺寸大和壁厚薄等特點，若發生故障失效，將嚴重影響發動機的整體性能、壽命及可靠性[2]。

密封片通過熔模精密鑄造而成，屬于流道件，密封片和調節片之間搭接重疊，工作環境中冷熱交變應力較大，裂紋頻發，使得密封片在長期服役過程中存在修理率高、報廢率高、使用壽命短和可靠性低等問題[3-4]。針對JG4246A 高溫合金的鑄造工藝、熱處理工藝和薄壁鑄件的維修工藝有較多研究。姚雷等[5]和潘年鋒[6]根據鑄件結構特點，設計優化內澆道尺寸和位置，調整蠟模和鑄件的造型和校形工藝，減小內澆道根部產生的應力，使鑄件尺寸精度和合格率大幅提高；薛鑫等[7]通過改進鑄件澆注系統、型殼的焙燒溫度和鑄件的澆注溫度，有效控制了鑄造缺陷，提高了產品合格率，對于工作后出現故障的密封片，可以通過熱校形和打磨等措施進行修復；Xia 等[8]探究了JG4246A 高溫合金的熱處理工藝參數，當合金的固溶溫度為1270 ℃、固溶時間為6 h 時，合金具有更平滑的共晶區邊界、更穩定的碳化物和相對較高的顯微硬度；Wang 等[9]研究了JG4246A 高溫合金的熱變形行為，隨著溫度的升高、應變速率的降低，二次γ 相的數量減少，三次γ′相的數量增加，微觀結構未表現發生動態再結晶現象。齊歆霞等[10]采用砂輪和風鉆逆裂紋方向打磨修復裂紋方法，并保證打磨處和基體圓滑轉接，滿足了試車考核要求，大大降低了修理成本。以上研究主要集中在密封片的鑄造工藝和維修方面，對使用過程中的密封片裂紋性質和產生原因等方面的報道較少。因此，研究密封片裂紋的性質及形成機理對密封片結構設計改進和維修具有重要意義。

某型航空發動機密封片在工作過程中出現裂紋，嚴重影響了其安全性。本文對故障密封片進行外觀檢查、斷口分析、表面形貌檢查、化學成分分析、金相組織檢查、再結晶和組織熱模擬試驗，確定了裂紋性質和產生機理，并提出相應的改進措施。

1 檢查與分析

故障密封片采用JG4246A高溫合金精鑄而成，工藝流程主要為：蠟模制備→型殼制備→造型→熔煉澆鑄→清殼→熱處理→熱矯形→吹砂→表面檢查→熒光檢查等。

1.1 宏觀檢查

故障密封片局部宏觀圖像如圖1 所示。從圖中可見，在密封片底板的一側有1 條裂紋；在底板流道面及非流道面均可見宏觀變色現象；裂紋貫穿底板兩側表面，由邊緣向中部擴展，擴展路徑均較平直，在流道面及非流道面擴展長度分別約為28.2 mm 和27.6 mm。經熒光檢測發現，在底板裂紋同側的流道面存在5條小裂紋，在非流道面存在3條小裂紋，小裂紋均未貫穿底板厚度方向，如圖2所示。從側面對故障密封片進行觀察，密封片底板整體向流道面一側存在一定的翹曲變形，在裂紋處變形較嚴重，如圖3所示。

圖1 故障密封片局部宏觀圖像

圖2 小裂紋熒光顯示位置

圖3 故障密封片變形和新密封片對比

1.2 斷口分析

將故障密封片底板裂紋打開，斷口為沿晶特征，形貌如圖4 所示。表面較粗糙，呈深灰色；人為打開區表面呈淺灰色。斷口局部放大形貌中隱約可見疲勞弧線形貌特征，表明斷口的性質為疲勞；根據疲勞弧線的方向判斷，裂紋分別起始于底板流道面和非流道面，呈多源特征。

圖4 故障密封片底板斷口宏觀形貌

在掃描電鏡中放大觀察，斷口低倍形貌如圖5 所示。隱約可見疲勞弧線和放射棱線形貌特征，根據疲勞弧線和放射棱線的方向判斷，裂紋起始于底板流道面和非流道面，呈多源特征，與斷口宏觀分析結果一致。放大觀察疲勞源區，表面可見再結晶層，如圖6中箭頭所示。

圖5 故障密封片底板斷口低倍形貌

圖6 斷口源區微觀形貌

放大觀察斷口擴展區，大部分區域已被致密的氧化顆粒覆蓋，如圖7所示。在未被氧化顆粒覆蓋區域隱約可見疲勞條帶形貌（如圖8所示），進一步表明裂紋性質是疲勞。

圖7 氧化顆粒

圖8 疲勞條帶

人為打開熒光檢測的1條小裂紋，裂紋斷口宏觀形貌和微觀形貌如圖9、10所示。裂紋的性質也為疲勞，起始于密封片底板流道面再結晶層，呈多源特征，與宏觀大裂紋的性質一致。

圖9 小裂紋斷口宏觀形貌

圖10 小裂紋斷口微觀形貌

1.3 組織分析

從故障密封片底板裂紋附近切割取樣進行組織檢查，從裂紋開口向裂紋尖端選取3 個區域：a（邊緣）、b（中部）和c（遠離邊緣），如圖11 中紅色虛線所示。同樣對故障密封片遠離裂紋部位的基體取樣，進行組織檢查對比分析。遠離裂紋基體組織形貌如圖12 所示。區域a、b 在流道面和非流道面均形成了再結晶層，其深度分別約為130.91 μm 和92.73 μm，區域c 沒有產生再結晶層。基體表面沒有產生再結晶層，表明密封片邊緣再結晶不是在加工過程中產生，而是在工作過程中產生的。

圖11 組織觀察

圖12 故障密封片底板組織形貌

遠離裂紋基體微觀組織形貌如圖13 所示。均由γ 基體和γ′相組成。區域a、b 組織變化程度較大，從區域b 到區域a，1 次γ′相逐漸減少，重新析出細小的2 次γ′相，分布在γ 相中；區域c 組織變化程度相對較小，接近基體的微觀組織形貌，表明密封片裂紋附近的組織變化不是在加工過程中產生，而是在工作過程中產生的。

圖13 故障密封片底板微觀組織形貌

1.4 成分分析

對故障密封片底板基體和斷口表面進行能譜分析，結果見表1。從表中可見，斷口表面氧元素質量分數明顯偏高，表明斷口表面氧化嚴重。基體主要合金元素質量分數基本符合JG4246A的標準要求。

表1 故障密封片底板基體能譜分析結果 wt%

2 模擬試驗

2.1 組織熱模擬試驗

為了明確JG4246A 合金組織隨工作溫度的變化規律，結合發動機工作過程中的實際工作溫度情況，設計熱模擬試驗。從故障密封片遠離裂紋處基體取樣，分別在950、1000、1050、1100、1150、1200、1250 和1300 ℃下保溫2 h 后進行空冷處理，各試樣的微觀組織形貌如圖14所示。

圖14 熱模擬組織微觀形貌

在1050 ℃以下保溫處理后，試樣組織未發生明顯變化，與基體原始組織形貌基本相同。在1100～1200 ℃時，隨著加熱溫度的升高，初生γ′相開始逐漸回溶，γ′相形狀趨于規則化，所占比例逐漸減小，尺寸逐漸減小。組織中也重新析出細小的2 次γ′相，彌散分布在γ 相中，2 次γ′相尺寸也逐漸增大。在1250 ℃保溫處理后，初生γ′相基本完全回溶。在1300 ℃保溫處理后，初生γ′相已經完全回溶，局部出現初熔孔洞。

2.2 再結晶熱模擬試驗

為確定故障密封片再結晶過程，從故障密封片遠離裂紋處基體取樣進行再結晶模擬試驗，試驗條件和結果見表2，不同試驗條件下的再結晶形貌如圖15所示。模擬試驗結果表明，再結晶的最低溫度約為1050 ℃。隨著溫度的升高和保溫時間的增加，再結晶層的厚度逐漸增加；溫度對再結晶的形成和長大影響更加明顯；在相同溫度和保溫時間下，非流道面側再結晶層厚度比流道面側的大，再結晶程度更明顯。

表2 再結晶模擬試驗條件和結果

圖15 熱模擬再結晶組織形貌

3 分析與討論

通過對故障密封片宏觀和斷口分析可知：裂紋性質為疲勞，起源于流道面和非流道面兩側再結晶層，向中部擴展，呈多源特征。

故障密封片邊緣存在1 條大裂紋和多條小裂紋，表面局部存在氧化變色現象。裂紋斷口呈沿晶特征，表面深灰色，并被氧化產物所覆蓋。裂紋呈多源特征，從密封片的表面再結晶層向內部擴展。一般出現熱應力裂紋的故障件，在表面特定區域存在多條裂紋，裂紋擴展曲折呈沿晶特征，斷口表面存在氧化顆粒。密封片位于發動機尾噴管部位，不屬于典型的轉動部件，不會受到很大的轉動離心力載荷作用。在發動機起動過程中，密封片流道面會經歷高速氣流和高溫火焰作用。在發動機停車過程中，流道面表面會迅速冷卻。在急速地高溫或冷卻過程中，密封片在很短的時間內受到熱應力作用。同時，密封片流道面和非流道面兩側會形成一定的溫度差，密封片受到高低溫交變熱循環載荷的作用，從而易引起熱應力疲勞裂紋的萌生[11-12]。因此，判斷故障密封片裂紋性質應為以熱應力為主導致的疲勞裂紋。

JG4246A 是以金屬間化合物Ni3Al 為基的等軸晶鑄造高溫材料，其鑄態組織由γ相、γ′相、（γ-γ′）共晶和少量初生MC 型碳化物組成，使用溫度范圍為1200 ℃以下，初熔溫度約為1290 ℃。其中，γ′相的形貌和尺寸受工作環境影響較大，尤其是在高溫下，可以通過熱模擬γ′相的形貌與溫度之間的演變規律，來反推故障部位的實際最高工作溫度。γ′相的數量和尺寸也會直接影響高溫合金的強度，當工作溫度較高時，γ′相會發生部分回溶甚至全部回溶，合金的抗高溫性能會急劇降低。對密封片基體組織進行熱模擬試驗得出：隨著最高加熱溫度的升高，JG4246A 合金組織中枝晶干區域初生γ′相開始逐漸回溶，所占比例逐漸降低；至1100 ℃開始，組織中重新析出尺寸細小的2 次γ′相，2 次γ′相排列較整齊，彌散狀分布在γ相中；當最高加熱溫度達到JG4246A合金的許用溫度上限1200 ℃時，呈現出初生γ′相大量回溶，所占比例大幅降低，重新析出的2 次γ′相尺寸達到最大；至1250 ℃時初生γ′相基本完全回溶[13-15]。本次故障密封片裂紋附近區域的組織中初生γ′相出現大量回溶，且重新析出大量的2 次γ′相，并與熱模擬試驗組織形貌進行對比分析，推斷出裂紋附近區域經歷了1200～1250 ℃之間的最高溫度，已經超過了合金許用溫度的上限。

故障密封片斷口邊緣存在再結晶層，與原始鑄造晶粒相比，再結晶晶粒尺寸遠小于基體組織晶粒尺寸。晶粒越細小，晶界面積越大，晶界處萌生裂紋幾率增大。晶粒越細小，材料的耐高溫疲勞性能也會降低，在熱應力作用下，再結晶晶界易開裂形成微裂紋[16-17]。同時，對故障密封片裂紋附近的組織檢查也可知，在靠近密封片邊緣和中部區域的基體組織發生明顯變化，γ′相大部分回溶，析出大量的2 次γ′相。因此，故障密封片由于邊緣和中部組織的變化，基體高溫力學性能急劇降低。再結晶層的形成和基體組織的轉變共同促進了裂紋的形成和擴展。

故障密封片裂紋附近表面存在再結晶層，遠離裂紋的基體表面無再結晶層，表明再結晶不是在密封片原始加工過程中產生，而是產生于密封片的使用過程中。再結晶是在高內應力（通常是塑性變形引起的）狀態下，加熱到一定溫度，通過形核和長大形成基本上無應變的等軸晶粒的過程。產生再結晶要同時滿足2 個條件：足夠的內應力（殘余應力）和溫度達到再結晶溫度[18-19]。本文通過模擬試驗成功復現出再結晶形貌，表明密封片成品在完成最后工藝后仍存在一定的殘余應力，可能為矯形和吹砂等工藝對密封片表面引入的應力。對高溫合金而言，如果在生產過程中受到冷變形（如吹砂、磕碰、機械加工等），又在高于再結晶溫度下停留，材料就會發生再結晶。試樣非流道面再結晶程度比流道面的更加明顯，由于流道面較平整，非流道面分布大量的加強筋，在鑄造和熱校形工藝中變形受到約束，殘余應力較大，再結晶形成更加容易。相對于時間條件而言，溫度對再結晶的形成和晶粒長大影響更加明顯，溫度影響組織中初生γ′相的比例和尺寸，初生γ′相質量分數和尺寸減小會明顯促進再結晶的形成[20]。

對故障密封片的材質分析結果表明，密封片基體材料成分、組織均符合技術標準要求，可以排除材質冶金問題對故障的影響。

綜上分析可知：故障密封片的裂紋性質是以熱應力為主導致的疲勞裂紋，起始于密封片流道面和非流道面表面的再結晶層。故障擴張密封片裂紋附近區域的實際服役溫度已超過了其材料使用溫度的上限（1200 ℃）。密封片局部超溫，邊緣產生再結晶，在再結晶晶界處萌生疲勞裂紋。基體組織中γ′相的回溶使得密封片的耐高溫性能降低，促進裂紋進一步擴展。

4 結論

（1）故障密封片的裂紋性質為以熱應力為主導致的疲勞裂紋，起始于流道面和非流道面表面的再結晶層。

（2）密封片裂紋形成機理：密封片邊緣局部超過材料允許使用溫度（1200 ℃），使其表面產生再結晶，在熱應力作用下再結晶開裂形成微裂紋；局部超溫也引起基體組織中γ′相的回溶，降低了基體本身的高溫性能，并促進裂紋逐漸向基體擴展，最終形成宏觀裂紋。

（3）故障密封片疲勞開裂與材質無直接關系。

（4）故障密封片再結晶出現最低溫度約為1050 ℃。

建議優化結構設計，改善密封片溫度場均勻度，降低工作溫度；優化密封片加工工藝，增加去應力退火工藝，降低構件殘余應力。