王 全，佟文偉，李 青，劉明坤，李艷明

(中國航發(fā)沈陽發(fā)動機研究所，沈陽 110015)

0 引言

推力技術能夠大大提高戰(zhàn)斗機的綜合性能，因此尾噴管是航空發(fā)動機的關鍵部件之一，它是實現(xiàn)高敏捷性和短距起降的關鍵，直接影響發(fā)動機工作的穩(wěn)定性和可靠性[1-3]。密封片是尾噴管構(gòu)件單元體中的重要零件，與調(diào)節(jié)片、連接件、短桿等共同控制尾噴管的收放運動，若發(fā)生失效故障，將會對發(fā)動機的整體性能、壽命及可靠性產(chǎn)生嚴重的影響[4-5]。

航空發(fā)動機工作過程中，檢查發(fā)現(xiàn)擴張密封片出現(xiàn)裂紋故障，嚴重影響了該型發(fā)動機的安全使用。擴張密封片采用JG4246A高溫合金鑄造加工，為了降低流道面的工作溫度，在流道面噴涂了Y2O3·ZrO2熱障涂層。本研究對擴張密封片失效件進行宏觀和微觀分析，判定主要失效模式，研究失效機理，并提出相應的改進建議。

1 試驗過程與結(jié)果

1.1 宏觀觀察

故障擴張密封片局部宏觀圖像如圖1所示，流道面噴涂熱障涂層，在底板同一側(cè)存在2條裂紋(圖1中裂紋A、B)。非流道面顏色正常，未見明顯宏觀氧化變色現(xiàn)象。觀察擴張密封片的側(cè)面，可見其底板不平直，存在宏觀的塑性變形。密封片與調(diào)節(jié)片等部件連接配合部位均未見明顯磨損。

放大觀察裂紋區(qū)域，裂紋形貌如圖2所示?？梢夾、B裂紋均貫穿底板兩側(cè)表面，擴展路徑均較曲折，A裂紋擴展長度約為45 mm，B裂紋擴展長度約為13.5 mm。A裂紋底板邊緣區(qū)域熱障涂層存在剝落，剝落面積約為85.5 mm2。

圖1 故障擴張密封片宏觀圖像 Fig.1 Macroscopic appearance of the fault expasion seal sheet

圖2 裂紋宏觀形貌 Fig.2 Macroscopic appearance of cracks

1.2 斷口分析

將A裂紋打開，斷口宏觀圖像如圖3所示。斷口呈灰綠色，與人為打開區(qū)域顏色(呈銀白色)存在明顯不同；斷口表面較粗糙，可見宏觀沿枝晶開裂特征，且可見疲勞弧線形貌特征。

在掃描電鏡下觀察，A裂紋斷口微觀形貌如圖4所示。斷口大部分區(qū)域均為沿枝晶斷裂特征，小部分區(qū)域存在疏松(圖4a)。斷口絕大部分表面被致密的氧化層所覆蓋，無法觀察到原始形貌(圖4b)。進一步放大觀察，在氧化層覆蓋較輕區(qū)域隱約可見疲勞條帶形貌(圖4c)，表明A裂紋斷口性質(zhì)為疲勞斷裂。根據(jù)疲勞條帶匯聚的方向判斷，疲勞起源于流道面，呈多源特征，由流道面向非流道面擴展。源區(qū)未見明顯的冶金缺陷。人為打開區(qū)斷口為準解理+韌窩形貌特征[6](圖4d)。裂紋源區(qū)附近流道面表面形貌如圖5所示，未見明顯機械加工痕跡。

B裂紋與A裂紋斷口宏、微觀形貌特征基本相同，可知2條裂紋性質(zhì)均為起始于流道面的多源疲勞裂紋。

1.3 材質(zhì)分析

對故障擴張密封片基體進行能譜分析，其主要合金元素及其含量與JG4246A合金的成分基本相符。

對故障擴張密封片遠離裂紋基體以及裂紋附近區(qū)域進行組織檢查，基體組織形貌如圖6所示，由γ相和枝晶干初生γ′相組成，未見明顯異常。裂紋附近區(qū)域組織微觀形貌如圖7所示，可見靠近流道面區(qū)域的初生γ′相已發(fā)生大量明顯的固溶，并重新析出尺寸細小的二次γ′相，部分區(qū)域初生γ′相已基本完全固溶；靠近非流道面區(qū)域的初生γ′相發(fā)生部分固溶。

1.4 組織熱模擬試驗

結(jié)合發(fā)動機工作過程中的實際工作溫度，密封片新件取樣進行組織熱模擬試驗，加熱溫度范圍選為950～1 350 ℃，溫度點間隔為50 ℃，加熱時間為5 h。

圖3 A裂紋斷口宏觀形貌 Fig.3 Macroscopic appearances of crack A fracture

圖4 A裂紋斷口微觀形貌Fig.4 Microscopic morphology of crack A fracture

圖5 A裂紋起源側(cè)流道面表面宏觀放大形貌Fig.5 Macroscopic appearance of the flow surfacenear the origin of crack A 圖6 故障擴張密封片基體組織形貌Fig.6 Metallographic structure of the fault seal sheet matrix

圖7 故障擴張密封片裂紋附近區(qū)域組織形貌Fig.7 Metallographic structure near crack of the fault seal sheet

進一步觀察，可見部分枝晶間晶界處存在疏松，局部枝晶間晶界處已形成微裂紋，擴展長度約為400 μm(圖8)。

圖8 故障擴張密封片枝晶間疏松及微裂紋形貌Fig.8 Microscopic morphology of porosity and microcrack of the fault seal sheet

JG4246A合金不同熱模擬溫度下的組織形貌見圖9，由此可見：最高加熱溫度在950 ℃以下時，合金組織不會發(fā)生明顯的變化，與鑄態(tài)組織形貌基本相同；隨著最高加熱溫度的升高，枝晶干區(qū)域初生γ′相開始逐漸發(fā)生固溶，所占比例逐漸降低，初生γ′相所占比例隨最高加熱溫度的變化關系如圖10所示；從1 100 ℃開始，可見組織中重新析出尺寸細小的二次γ′相，二次γ′相排列較整齊，分布在彌散狀γ相中，二次γ′相的平均尺寸隨最高加熱溫度的變化關系如圖11所示；當最高加熱溫度達到JG4246A合金的許用溫度上限1 200 ℃時，初生γ′相大量發(fā)生固溶，所占比例大幅降低，重新析出的二次γ′相尺寸達到最大；至1 250 ℃時，初生γ′相基本完全固溶；至1 300 ℃時已達到JG4246A合金的初熔溫度，部分區(qū)域出現(xiàn)初熔孔洞，此時初生γ′相已經(jīng)完全固溶，且部分區(qū)域呈現(xiàn)出類似筏排化的形貌；至1 350 ℃時，合金組織已呈現(xiàn)出完全熔融再凝固的細晶形貌。

圖9 不同熱模擬溫度組織形貌Fig.9 Metallographic structures after different-temperature thermal simulation

圖10 初生γ'相所占比例與加熱溫度的關系Fig.10 Relationship between proportion of primaryγ' phase and heating temperature圖11 二次γ'相平均尺寸與加熱溫度的關系Fig.11 Relationship between average size of secondaryγ' phase and heating temperature

將故障擴張密封片裂紋附近區(qū)域組織形貌與熱模擬試驗的組織形貌進行對比，推斷出裂紋附近靠近流道面區(qū)域經(jīng)歷了約1 200～1 250 ℃的最高溫度，超過了JG4246A合金的許用溫度1 200 ℃的上限。靠近非流道面區(qū)域經(jīng)歷的最高溫度約為1 100～1 150 ℃。

1.5 受力情況分析

擴張密封片位于發(fā)動機尾噴管單元體，不屬于典型的轉(zhuǎn)動部件，因此不會受到很大的轉(zhuǎn)動離心力載荷作用。

尾噴管組件是由密封片和調(diào)節(jié)片兩兩交替排列成筒形，并通過連接件組件和立式協(xié)動裝置等連接裝配而成，工作時，組件整體協(xié)調(diào)變形。對故障密封片宏觀檢查時，未發(fā)現(xiàn)其與調(diào)節(jié)片等部件連接配合部位存在異常磨損現(xiàn)象，表明其所受的振動應力在正常范圍內(nèi)。

在發(fā)動機工作過程中，當工作狀態(tài)發(fā)生變化時，特別是在發(fā)動機的起動和停車過程中，在氣流和火焰的作用下，由于急速地加熱或冷卻，會使尾噴管流道部件在很短的時間內(nèi)受到巨大的熱應力作用。當這種狀態(tài)變化反復出現(xiàn)時就會形成周期性的熱負荷，從而引起導向葉片萌生熱疲勞裂紋，進而產(chǎn)生裂紋擴展[7]。在完全被約束條件下，因溫度差引起的熱應力為：

Δσ=EαΔT

(1)

式中，E為彈性模量，α為材料膨脹系數(shù)。

通過組織熱模擬試驗對比得出，故障密封片裂紋區(qū)域流道面和非流道面區(qū)域所經(jīng)歷最高溫度的溫差約為100 ℃。對于密封片這種薄壁件來說，溫度梯度的存在也會產(chǎn)生較大的熱應力。因此，判斷得出故障密封片裂紋性質(zhì)應為以熱應力為主導致的疲勞裂紋。

2 分析與討論

由故障擴張密封片斷口分析結(jié)果可知，裂紋性質(zhì)均為疲勞裂紋，疲勞起源于流道面，向非流道面一側(cè)擴展，呈多源特征，源區(qū)均未見明顯的冶金缺陷。

JG4246A合金是以金屬間化合物Ni3Al為基的等軸晶鑄造高溫材料，目前國內(nèi)對其詳細的研究尚淺[8]。其鑄態(tài)組織由γ相、γ′相、(γ-γ′)共晶和少量初生MC型碳化物組成，許用溫度為1 200 ℃以下，初熔溫度為1 290 ℃。Ni3Al基合金作為新型的高溫材料，具有比重輕、高溫強度高、抗氧化性優(yōu)異以及高溫組織穩(wěn)定等一系列優(yōu)勢[9-10]，與傳統(tǒng)高溫合金材料相比，可以更好地滿足四代機矢量噴管部件高溫承力和抗燒蝕的特殊需求[11]。

γ′相的形貌與尺寸是鎳基高溫合金部件服役溫度最直觀的體現(xiàn)[12]?？梢酝ㄟ^組織形貌與加熱溫度之間的演變規(guī)律，來反推故障部位的實際最高工作溫度[13]。由組織熱模擬試驗得出：隨著最高加熱溫度的升高，JG4246A合金組織中枝晶干區(qū)域初生γ′相開始逐漸發(fā)生固溶，所占比例逐漸降低；至1 100 ℃開始，可見組織中重新析出尺寸細小的二次γ′相，二次γ′相排列較整齊，分布在彌散狀γ相中；當最高加熱溫度達到JG4246A合金的許用溫度上限1 200 ℃時，初生γ′相大量發(fā)生固溶，所占比例大幅降低，重新析出的二次γ′相尺寸達到最大；至1 250 ℃時，初生γ′相基本完全固溶。將本次故障擴張密封片裂紋附近區(qū)域的組織形貌與熱模擬試驗組織形貌進行對比，可推斷出裂紋附近區(qū)域經(jīng)歷了1 200～1 250 ℃之間的最高溫度，已經(jīng)超過了合金許用溫度的上限。

作為高溫合金中的主要強化相，初生γ′相的體積分數(shù)和尺寸對合金的蠕變持久性能有著重要的影響。研究表明，初生γ′相體積分數(shù)越高，合金的強度和蠕變持久性能越好；相同體積分數(shù)條件下，γ′相顆粒尺寸越小，合金的蠕變性能越好。趙鉞等[14]在對GH864合金的超溫研究過程中發(fā)現(xiàn)隨著超溫溫度的升高，合金中初生γ′相不斷回溶和長大，體積分數(shù)持續(xù)下降，導致合金高溫性能的逐步下降，最終無法滿足使用要求。

此外，擴張密封片為薄壁件，壁厚僅為約1 mm，存在多處不同尺寸和高度的橫縱交錯的加強筋，在鑄造過程中存在凝固收縮引起的變形和開裂等技術難點，導致成型困難，易產(chǎn)生疏松缺陷[15]，也會在一定程度上降低部件的性能，對裂紋的擴展有促進作用。

對故障擴張密封片的材質(zhì)分析結(jié)果表明，密封片材料成分、組織均符合技術標準要求，可以排除擴張密封片材質(zhì)冶金問題對故障的影響。

綜合上述分析可知，故障擴張密封片裂紋附近區(qū)域的實際服役溫度已超過了其使用材料JG4246A合金許用溫度的上限(1 200 ℃)。超溫使得材料高溫力學性能下降，在冷熱交變條件下，易產(chǎn)生較大的熱應力，最終超過部件的疲勞極限，導致故障擴張密封片產(chǎn)生以熱應力為主的疲勞裂紋，疲勞起始于底板流道面，向非流道面一側(cè)擴展。

3 結(jié)論及建議

1)故障擴張密封片裂紋性質(zhì)為以熱應力為主導致的疲勞裂紋，疲勞起始于流道面，呈多源特征。

2)裂紋附近區(qū)域?qū)嶋H經(jīng)歷的最高溫度已超過了JG4246A合金許用溫度的上限，使其性能大幅降低，是導致擴張密封片過早萌生疲勞裂紋的主要因素；疏松的存在會加速裂紋的擴展。

3)故障擴張密封片疲勞開裂與冶金缺陷及材質(zhì)無直接關系。

4)建議進一步優(yōu)化改進結(jié)構(gòu)設計，改善溫度場溫度梯度，使其更加均勻，降低擴張密封片的整體及局部工作溫度；進一步優(yōu)化鑄造工藝，盡量減少鑄造疏松缺陷，降低冶金質(zhì)量對部件性能的影響。