周軼群，佟文偉，劉 芳，張開闊

（中航工業(yè)沈陽發(fā)動機(jī)設(shè)計研究所，沈陽 110015）

K417G合金是在K417合金的基礎(chǔ)上，降低5%（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，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(qiáng)度高以及良好的鑄造性能等優(yōu)點(diǎn)，目前用于制造高推重比航空發(fā)動機(jī)的低壓渦輪導(dǎo)向葉片［1］。隨著航空發(fā)動機(jī)向高推重比發(fā)展，渦輪進(jìn)口溫度不斷提高，即使采用先進(jìn)的氣膜冷卻技術(shù)，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(dǎo)熱的陶瓷材料YSZ（Yttria Stabilized Zirconia）與MCrAlY金屬黏結(jié)層相結(jié)合的復(fù)合涂層，具有良好的高溫化學(xué)穩(wěn)定性、抗沖刷性和隔熱性等特點(diǎn)［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(xiàn)有的高溫合金材料能夠應(yīng)用于更高推重比的航空發(fā)動機(jī)［5，6］。

在實際服役條件下，渦輪導(dǎo)向葉片等航空發(fā)動機(jī)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(chǎn)生應(yīng)變控制的低周疲勞損傷，嚴(yán)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(yīng)變速率、載荷保持時間和波形等實驗參數(shù)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(fā)動機(jī)零部件上的大規(guī)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(rèn)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(chǔ)上，對其循環(huán)應(yīng)力響應(yīng)行為、循環(huán)應(yīng)力－應(yīng)變行為、應(yīng)變－疲勞壽命關(guān)系以及疲勞斷裂機(jī)理進(jìn)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(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)／%）如下：C 0.18，Cr 9.51，Co 9.28，Mo 2.31，Al 5.58，Ti 4.65，F(xiàn)e 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(jīng)過中間處理后的Ni－CrAlY涂層上沉積陶瓷隔熱層，其化學(xué)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(jī)上進(jìn)行，實驗溫度定為渦輪導(dǎo)向葉片的主要工作溫度800℃，實驗環(huán)境為實驗室靜態(tài)空氣介質(zhì)，加載波形為三角波，應(yīng)變比R為－1，應(yīng)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(jìn)行觀察，以確定疲勞裂紋的萌生和擴(kuò)展方式。

2 實驗結(jié)果與分析

2.1 循環(huán)應(yīng)力響應(yīng)行為

K417G和K417G－TBC試樣不同總應(yīng)變幅下的循環(huán)應(yīng)力響應(yīng)曲線如圖1所示?？梢钥闯鰺嵴贤繉訉417G合金循環(huán)應(yīng)力響應(yīng)行為的影響不明顯；K417G合金的循環(huán)應(yīng)力響應(yīng)行為與所采用的總應(yīng)變幅密切相關(guān)，其循環(huán)強(qiáng)化效果隨總應(yīng)變幅的增加而增強(qiáng)，而疲勞壽命卻隨總應(yīng)變幅的增加而降低。當(dāng)總應(yīng)變幅高于0.4%時，K417G試樣表現(xiàn)為先循環(huán)硬化后循環(huán)軟化，而且總應(yīng)變幅越大，循環(huán)硬化程度也越高；當(dāng)總應(yīng)變幅低于0.4%時，合金則表現(xiàn)出穩(wěn)定的循環(huán)應(yīng)力響應(yīng)行為（圖1（a））。K417G－TBC試樣的循環(huán)應(yīng)力響應(yīng)行為與K417G試樣相似，但呈現(xiàn)循環(huán)穩(wěn)定時對應(yīng)的總應(yīng)變幅降至0.3%。當(dāng)總應(yīng)變幅為0.4%，0.5%和0.6%時，合金表現(xiàn)為先循環(huán)硬化后循環(huán)軟化；而當(dāng)總應(yīng)變幅低于0.3%時，則表現(xiàn)為循環(huán)穩(wěn)定（圖1（b））。

圖1 K417G合金的循環(huán)應(yīng)力響應(yīng)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(huán)響應(yīng)應(yīng)力呈現(xiàn)快速下降狀態(tài)，這種應(yīng)力快速下降實際上是由于宏觀裂紋形成導(dǎo)致疲勞裂紋進(jìn)入失穩(wěn)擴(kuò)展而造成的。

2.2 循環(huán)應(yīng)力－應(yīng)變行為

K417G和K417G－TBC試樣的循環(huán)應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系曲線如圖2所示。材料的循環(huán)應(yīng)力－應(yīng)變曲線通常用Hollomon公式來定量描述：

式中：Δεt／2為疲勞總應(yīng)變幅；Δσ／2為總應(yīng)力幅；E 為材料的彈性模量；K與n分別為循環(huán)強(qiáng)度系數(shù)和循環(huán)應(yīng)變硬化指數(shù)。根據(jù)公式（1）并采用線性回歸分析方法對圖2中的應(yīng)力－應(yīng)變數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，確定K和n的值，如表1所示。

圖2 K417G合金的循環(huán)應(yīng)力－應(yīng)變曲線Fig.2 Cyclic stress－strain curves of K417Galloy

表1 K417G合金的應(yīng)變疲勞參數(shù)Table 1 Strain fatigue parameters of K417Galloy

2.3 循環(huán)應(yīng)變－疲勞壽命關(guān)系

材料的循環(huán)應(yīng)變－疲勞壽命關(guān)系是衡量和評估材料疲勞性能的重要方面，也是優(yōu)化材料疲勞服役性能、進(jìn)行疲勞壽命估算的重要參量。對于應(yīng)變控制的低周疲勞實驗，材料的應(yīng)變－疲勞壽命關(guān)系常采用Coffin－Manson公式來表達(dá)：

式中：Δεt／2，Δεe／2和Δεp／2分別表示疲勞總應(yīng)變幅、彈性應(yīng)變幅和塑性應(yīng)變幅；σ′f為疲勞強(qiáng)度系數(shù)；ε′f為疲勞延性系數(shù)；Nf為疲勞失效的循環(huán)周次；E，b，c則分別為材料的彈性模量、疲勞強(qiáng)度指數(shù)和疲勞延性指數(shù)。Coffin－Manson公式建立了經(jīng)受低周疲勞的材料彈性應(yīng)變幅（Δεe／2）、塑性應(yīng)變幅（Δεp／2）與失效反向數(shù)（2 Nf）成指數(shù)關(guān)系。在雙對數(shù)坐標(biāo)圖上繪出應(yīng)變－疲勞壽命曲線，如圖3所示。根據(jù)公式（2）并采用線性回歸分析方法確定應(yīng)變疲勞參數(shù)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(guān)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(yīng)變幅等于彈性應(yīng)變幅時（即圖3中Δεe／2－2 Nf與Δεp／2－2 Nf曲線的交點(diǎn)）所對應(yīng)的疲勞壽命定義為過渡疲勞壽命NT，此時彈性應(yīng)變對材料所造成的損傷與塑性應(yīng)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(guān)系曲線如圖4所示。在本研究所采用的總應(yīng)變幅范圍內(nèi)，總應(yīng)變幅較大時，K417G－TBC的低周疲勞壽命稍優(yōu)于K417G；隨著總應(yīng)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?？梢钥闯?，K417G和K417G－TBC試樣的低周疲勞斷裂均是由裂紋萌生、裂紋擴(kuò)展和裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展直至瞬時斷裂這三個階段構(gòu)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(qū)，可見明顯鑄造疏松，并向四周擴(kuò)展；當(dāng)試樣內(nèi)部存在連續(xù)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(xiàn)為穿晶擴(kuò)展，有典型的放射棱線，但是裂紋源區(qū)和裂紋擴(kuò)展區(qū)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(yīng)變占據(jù)主導(dǎo)地位的變形特征相一致。瞬斷區(qū)形貌粗糙，與疲勞裂紋擴(kuò)展區(qū)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(guān)系曲線Fig.4 Δεt／2－2 Nfcurves of K417Galloy

低周疲勞斷口的觀察結(jié)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(kuò)展區(qū)；（d）瞬斷區(qū)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(huán)應(yīng)力響應(yīng)行為

如上文所述，K417G和K417G－TBC試樣的循環(huán)應(yīng)力－應(yīng)變響應(yīng)行為呈現(xiàn)循環(huán)硬化和循環(huán)軟化。對于合金在不同的實驗條件下呈現(xiàn)不同的循環(huán)應(yīng)力－應(yīng)變響應(yīng)行為可作如下解釋：金屬材料的塑性變形主要是由位錯運(yùn)動引起的，位錯運(yùn)動狀態(tài)影響材料的變形行為。K417G合金在800℃，R＝－1時，較高總應(yīng)變幅下發(fā)生的循環(huán)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(fā)生強(qiáng)烈的交互作用，從而對位錯的進(jìn)一步運(yùn)動產(chǎn)生阻礙所導(dǎo)致［12］。較低總應(yīng)變幅條件下發(fā)生的循環(huán)穩(wěn)定行為可歸因于塑性應(yīng)變分量的影響［13］。總應(yīng)變幅較低時，相應(yīng)的塑性應(yīng)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(dá)到平衡，強(qiáng)化和弱化效應(yīng)彼此相抵消，因此K417G合金在較低的總應(yīng)變幅下呈現(xiàn)穩(wěn)定的循環(huán)應(yīng)力響應(yīng)行為。

3.2 熱障涂層對低周疲勞壽命的影響

當(dāng)Nf＜NT時，塑性應(yīng)變對疲勞的貢獻(xiàn)大于彈性應(yīng)變的貢獻(xiàn)，疲勞設(shè)計時需要彈塑性解；當(dāng)Nf＞NT時，彈性應(yīng)變在交變載荷過程中起主導(dǎo)作用，故采用線彈性應(yīng)力分析方法進(jìn)行疲勞設(shè)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(yīng)力疲勞，以彈性損傷為主，計算時應(yīng)采用線彈性應(yīng)力分析方法。同時實驗結(jié)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(diǎn)。

另外通過實驗發(fā)現(xiàn)：當(dāng)總應(yīng)變幅較大時，K417GTBC試樣的低周疲勞壽命稍優(yōu)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(jīng)歷循環(huán)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(yīng)變水平的大小有關(guān)［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(fā)生，其低周疲勞斷口應(yīng)呈現(xiàn)沿晶斷裂特征，但前述疲勞斷口分析結(jié)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(yīng)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(kuò)展的速率［17］。K417G合金800℃高溫低周疲勞實驗過程中，總應(yīng)變幅較大時，熱障涂層可以有效保護(hù)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(yīng)變幅越小，K417G合金的低周疲勞壽命及其在高溫環(huán)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(dǎo)致K417G和K417G－TBC試樣的低周疲勞壽命趨于接近。

4 結(jié)論

（1）熱障涂層對K417G合金的低周疲勞循環(huán)應(yīng)力－應(yīng)變響應(yīng)行為無明顯影響，其循環(huán)應(yīng)力－應(yīng)變響應(yīng)行為呈現(xiàn)循環(huán)硬化和循環(huán)軟化。

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

（3）當(dāng)總應(yīng)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(yōu)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。

［1］航空發(fā)動機(jī)設(shè)計用材料數(shù)據(jù)手冊編委會.航空發(fā)動機(jī)設(shè)計用材料數(shù)據(jù)手冊［M］.北京：航空工業(yè)出版社，2008.

［2］文生瓊，何愛杰，王皓.熱障涂層在航空發(fā)動機(jī)渦輪葉片上的應(yīng)用［J］.燃?xì)鉁u輪實驗與研究，2009，22（1）：59－62.WEN S Q，HE A J，WANG H.Development of TBCs on turbine blade of aero－engine［J］.Gas Turbine Experiment and Research，2009，22（1）：59－62.

［3］CZECH N，F(xiàn)IETZEK H，JUEZ－LORENZO M，et al.Studies of the bond－coat oxidation and phase structure of TBCs［J］.Surface and Coatings Technology，1999，113（1－2）：157－164.

［4］張玉娟，張玉馳，孫曉峰，等.熱障涂層的發(fā)展現(xiàn)狀［J］.材料保護(hù)，2004，37（6）：26－29.ZHANG Y J，ZHANG Y C，SUN X F，et al.Present development of thermal barrier coating［J］.Materials Protection，2004，37（6）：26－29.

［5］謝冬柏，王福會.熱障涂層研究的歷史與現(xiàn)狀［J］.材料導(dǎo)報，2002，16（3）：7－10.XIE D B，WANG F H.History and current status of thermal barrier coating research［J］.Materials Review，2002，16（3）：7－10.

［6］張東博，郭洪波，宮聲凱，等.EB－PVD熱障涂層對高溫合金基體斷裂特征影響研究［J］.材料科學(xué)與工藝，2001，9（3）：273－276.ZHANG D B，GUO H B，GONG S K，et al.Effect of EB－PVD thermal barrier coatings on fracture characteristics of superalloy substrate［J］.Materials Science ＆ Technology，2001，9（3）：273－276.

［7］MILLER H E，CHAMBERS W L.Superalloy Ⅱ ［M］.New York：John－Wiley ＆ Sons，1987.

［8］REUCHET J，REMY L.High temperature low cycle fatigue of MAR－M 509superalloyⅠ the influence of temperature on the low cycle fatigue behavior from 20to 1100℃［J］.Materials Science and Engineering，1983，58（1）：19－32.

［9］VALSAN M，SHASTRY D H，RAO K B S，et al.Effect of strain rate on the high－temperature low cycle fatigue properties of a nimonic PE－16superalloy［J］.Metallurgical and Materials Transactions A，1994，25（1）：159－171.

［10］LI S X，SMITH D J.High temperature fatigue－creep behaviour of single crystal SRR99nickel base superalloys：PartⅡ－fatiguecreep life behavior［J］.Fatigue Fract Eng Mater Struct，1995，18（5）：631－643.

［11］ASTM STP 520，fatigue at elevated temperatures［S］.

［12］VALSAN M，PARAMEWARAN P，RAO K B S，et al.Hightemperature low－cycle fatigue behaviour of a NIMONIC PE－16 superalloy－correlation with deformation and fracture［J］.Metall Trans A，1992，23（6）：1751－1761.

［13］楊富民，孫曉峰，管恒榮，等.K40S鈷基高溫合金的高溫低周疲勞行為Ⅰ.疲勞性能［J］.金屬學(xué)報，2002，38（10）：1047－1052.YANG F M，SUN X F，GUAN H R，et al.Low cycle fatigue behavior of K40Scobalt－base superalloy at elevated temperature I.Fatigue properties［J］.Acta Metallurgica Sinica，2002，38（10）：1047－1052.

［14］陳立佳，王中光，姚戈，等.鑄造Ni基高溫合金K417的高溫低周疲勞行為［J］.金屬學(xué)報，1999，35（11）：1144－1150.CHEN L J，WANG Z G，YAO G，et al.Investigation of high temperature low cycle fatigue properties of a casting nickel base superalloy K417［J］.Acta Metallurgica Sinica，1999，35（11）：1144－1150.

［15］宋謀勝，冉茂武，孔園園，等.鑄造A356鋁合金的低周疲勞行為［J］.中國有色金屬學(xué)報，2011，21（3）：538－544.SONG M S，RAN M W，KONG Y Y，et al.Low cycle fatigue behavior of cast A356aluminum alloys［J］.The Chinese Journal of Nonferrous Metals，2011，21（3）：538－544.

［16］張國棟，劉紹倫，何玉懷，等.FGH95粉末盤材料熱／機(jī)械疲勞和等溫低周疲勞斷裂行為研究［J］.航空動力學(xué)報，2005，20（1）：73－77.ZHANG G D，LIU S L，HE Y H，et al.Thermal－mechanical fatigue and isothermal low cycle fatigue fracture behavior of powder metallurgy superalloy FGH95［J］.Journal of Aerospace Power，2005，20（1）：73－77.

［17］楊富民，孫曉峰，管恒榮，等.K40S鈷基高溫合金的高溫低周疲勞行為Ⅱ.疲勞斷口分析［J］.金屬學(xué)報，2002，38（10）：1053－1056.YANG F M，SUN X F，GUAN H R，et al.Low cycle fatigue behavior of K40Scobalt－base superalloy at elevated temperature II.Fatigue fractography［J］.Acta Metallurgica Sinica，2002，38（10）：1053－1056.