基于中子衍射技術的渦輪后機匣內部殘余應力評估

王宇，耿長建，由寶財，師俊東，王剛

（中國航發沈陽發動機研究所，沈陽 110015）

0 引言

渦輪后機匣是發動機承力系統的一部分，用于支撐低壓轉子并連接低壓渦輪和尾噴管，構成氣流通道的重要部分。后機匣為整體鑄造成型，內環與外機匣徑向跨度大，在承受軸向力的同時還需滿足熱變形協調性和剛性的要求，一旦承力框架上產生裂紋，將對發動機工作安全性產生嚴重影響。在工作載荷和殘余應力的共同作用下產生的應力集中是導致渦輪后機匣裂紋失效的主要原因。殘余應力是指在沒有外加載荷和力矩的作用下，材料自身為保持平衡而存在的彈性應力。目前，工程上使用的殘余應力測量和評估方法主要有X衍射法、小孔法、散斑法、磁測法、超聲波法、中子衍射法等。其中，中子衍射法可以提供從表層以下100μm到幾厘米深度的應力應變信息而被廣泛應用。

20世紀80年代，Liu等在反應堆中子源上開展了金屬材料織構與殘余應力測量研究，同時建立了專門應力測量裝置；Coakley等利用散裂中子源VULCAN譜儀原位表征了鎳基單晶高溫合金CMSX-4的筏化；Huang等應用中子衍射技術精確測定了René N4/N5、CMSX-4和PWA1484單晶高溫合金在不同溫度下/′錯配度；Preuss M等利用散裂中子源工程譜儀ENGIN-X原位揭示了鎳基高溫合金RR1000中相向′相載荷傳遞時對析出相尺寸/溫度的雙重依賴性；Rolph等利用德國FRM II中子源STRESSSPEC譜儀研究了不同方法獲得的值對熱處理后鎳基高溫合金RR1000殘余應力的影響；Aba-Perea等利用中子衍射原位追蹤了Inconel 718合金在不同溫度時效/退火過程中殘余應力的演化；Pierret等利用ENGIN-X譜儀及瑞士散裂中子源的NEUTRA譜儀獲得了鎳基高溫合金單晶渦輪葉片3個近似主應力方向的殘余應變分布；Tan等對激光噴丸后的鎳基高溫合金的表面殘余應力進行了研究；Zhang等利用綿陽堆中子應力分析譜儀研究了新型鎳基合金粉末渦輪盤在熱形變和熱處理過程中的3維殘余應力場演化；Wu等利用中子衍射技術對單晶高溫合金的晶格畸變、錯配度和取向差等進行了表征。

本文利用中子衍射技術在中國首次開展了某航空發動機渦輪后機匣殘余應力測試分析。

1 渦輪后機匣內部殘余應力測試

中子衍射應力譜儀如圖1所示。

圖1 中子衍射應力譜儀

該中子應力分析譜儀是中國惟一常態化運行的反應堆中子應力譜儀。其主要性能參數十分突出，集中表現在：

（1）試驗可用中子波長在0.12～0.28 nm之間連續可選，以適應不同的測量對象；

（2）譜儀分辨率高，最佳分辨率Δ/達到0.18%，應變分辨Δ=±5×10；

（3）譜儀裝置樣品處最大中子注量率達到4.7×10n·cms；

（4）裝置具備大樣品承載能力，水平方向可實現的承載空間達到1000 mm×1500 mm，承載質量達到500 kg。

中子衍射技術與X射線、小孔法等其它殘余應力測試分析技術的對比如圖2所示。

圖2 中子衍射技術與其它殘余應力測試技術對比

中子衍射測量應力基本原理是通過測量晶面間距的變化來計算彈性應變，從而計算出應力場。當波長為的單能中子束通過多晶材料樣品時，對應晶面間距在滿足布拉格關系（=2sin）的位置出現衍射峰，通過測量晶面間距的改變-得到彈性應變，然后根據應變計算應力。應變與應力為

式中：為原始晶面間距；為衍射角；Δ為衍射角變化值；σ為方向應力；E為彈性模量；ε、ε、ε分別為、、方向應變；為常數。

中子測量的待測體積是由1個衍射狹縫和入射狹縫相交的空間區域決定的。直接測量的平均體應力易與有限元計算結果進行比較。通過平移和轉動待測部件，使中子束中心與部件待測位置重合，得到不同位置的正應變，并據此計算相應位置的3向應力。

后機匣的殘余應力測試與其他常規工件殘相比有很大難度，一方面因機匣的體積大、結構復雜，另一方面因K4169合金存在粗晶現象。上述困難的存在使得某些位置只能測試特定方向的晶面間距，且由于組織的不均勻性（部分位置大晶粒的存在）以及可能存在的成分偏析，造成不同部位的無應力狀態晶面間距不同。因此不能使用統一的無應力標樣作為的測試標樣，必須在機匣原件選定的位置測試完成之后，將其切割釋放應力后重新定位，準確尋回初始測試的位置進行的標定。

中子衍射測試殘余應力方法如下：選定待測區域和待測晶面（311），規劃樣品的擺放以及衍射矢量方向；將機匣放置于測試臺面上并固定牢靠；通過調節樣品臺的//軸位移及樣品臺轉角，依靠經緯儀與垂直激光或者鉛錘，將機匣待測位置大致定位；通過中子束掃邊準確定位衍射位置，選定位置后進行測試，獲得不同位置的晶面間距；將機匣切割，釋放應力后重新通過上述方法定位，測試相同位置的殘余應力。

通過對設備的精準調試和專用工裝的設計，實現了K4169合金應力測量精度≤20 MPa，最短單點測量時間≤5 min，1維空間分辨率≤1 mm。建立了高溫合金部件表層應力梯度的中子測量與解析方法，限定入射束尺寸（沿深度方向為0.2 mm，另一方向為5 mm），沿深度方向以0.05 mm的步長掃描，利用近表面處衍射強度與質心的關系對衍射信息進行矯正，實現了具有0.1 mm 1維空間分辨率的應力表征。

2 測試結果與分析

機匣原件與應力釋放后的（311）晶面的2維面探原始數據結果如圖3所示。從圖中可見，機匣中有大晶粒存在，形成了白亮的衍射斑點。圖3中第1行是機匣原件測試結果，第2、3行則為應力釋放后的測試結果。通過大晶粒的對比可見（尤其是位置4和位置9），在應力釋放后重新定位可以準確得到原件測試位置，說明該方法定位非常準確。

圖3 機匣原件與應力釋放后的（311）晶面的2維面探原始數據

此外，以第1點為坐標原點，將各點的衍射角度、衍射強度、半高寬相對各點的位置作圖，（如圖4所示）。從圖中可見，機匣原件與切割釋放應力重新定位后的衍射角度、衍射強度、半高寬的變化趨勢符合性很好，同理驗證了定位的準確性。

圖4 不同位置測試點的衍射角度、衍射強度、衍射峰半高寬

根據各點的衍射角度，利用布拉格方程計算出（311）晶面的晶面間距，結果如圖5所示。整體看來，在切割釋放應力后，晶面間距減小，即＞，說明在衍射矢量方向上原件機匣存在拉應變。較多的測試點能夠保證較好的統計性，可以用平均晶面間距來進行分析，計算出釋放應力后平均晶面間距為=1.0855 ?，機匣原件的平均晶面間距為=1.0864?，該方向的平均應變約為800個微應變。各測試點的應變計算結果如圖6所示。

圖5 各測試點的晶面間距計算結果

圖6 各測試點的應變計算結果

由于機匣體積大形狀復雜的原因，很難測試到主應力（周向）方向，只能通過主應力方向的泊松效應即衍射矢量方向的拉應變推算出主應力（周向）方向受到壓應力作用，其壓應力大小為=-/，其中為材料的泊松比，為彈性模量。由于機匣中含有大晶粒，在定位過程中，角度上的微小偏差就會導致大晶粒的衍射峰位偏移，會與由殘余應力產生的衍射峰位偏移疊加，這就是鑄態試樣測試定位要求非常準確的原因。盡管在測試過程中盡量保證了定位的準確性，按照一般的應力分析方法將大晶粒部分與細晶部分不加區分得出的結果（圖6）還是有一定的偏差。為了得出更準確的結果，將各點的細晶部分與大晶粒部分單獨計算，或者將只有背底噪聲信號的部分刪除后重新處理，結果見表1。

表1 各點的測試結果的性質、衍射角、晶面間距及應力應變分析

計算出各點的殘余應變和周向殘余應力計算結果分別如圖7、8所示。結果表明，機匣存在平均300 MPa的周向壓應力。

圖7 各測試點殘余應變計算結果

圖8 各測試點周向殘余應力計算結果

在切割機匣過程中發現，軸上存在較大的拉應力，因此在支板上選取了6個點測試了晶面間距，機匣切割部分測試定位如圖9所示。

圖9 機匣切割部分測試定位

軸上各測試點衍射花樣如圖10所示。從圖中可見，此處有大晶粒存在。各測試點晶面間距計算結果如圖11所示。若不考慮成分偏析，且以在機匣外殼上進行的中子測試的平均晶面間距作為，可見支板上的晶面間距均值偏小，即測試方向產生的是壓應變。根據泊松效應原理，假設主應力方向為徑向（圖8），計算出該方向受到400～500 MPa的拉應力，該拉應力在一定程度上加速了后機匣支板裂紋的產生與擴展。

圖10 軸上各測試點衍射花樣

圖11 各測試點晶面間距計算結果

3 結論

（1）實現了渦輪后機匣K4169合金應力測量精度≤20 MPa，最短單點測量時間≤5 min，1維空間分辨率≤1 mm；

（2）建立了K4169合金部件表層應力梯度的中子測量與解析方法，限定入射束尺寸（沿深度方向為0.2 mm，另一方向為5 mm），沿深度方向以0.05 mm的步長掃描；

（3）利用近表面處衍射強度與質心的關系對衍射信息進行矯正，實現了具有0.1 mm的1維空間分辨率的應力表征能力；

（4）渦輪后機匣基體存在粗大晶粒組織，裂紋故障與粗晶/細晶組織殘余應力分布差異有一定關系；

（5）后機匣外殼存在平均300 MPa的周向壓應力，后機匣支板存在400～500 MPa的拉應力，該拉應力在一定程度上加速了后機匣支板裂紋的產生與擴展。