Metod för sprickanalys av flygmotorns inbyggda bladring

Med förbättringen av flygmotorernas prestanda har lätta och högeffektiva material för turbinblad blivit en utvecklingstrend. Kiselkarbid långfiberförstärkta titanmatriskompositer har väckt stor uppmärksamhet på grund av deras goda viktminskningseffekt och förmåga att motstå ringformiga belastningar. Detta turbinbladsmaterial har hög hållfasthet, hög temperaturbeständighet och utmärkta utmattnings- och krypegenskaper. Tillverkningsprocessen går ut på att smide titanlegeringen till en bladform, och sparar slitsar i bladringen för att fylla kompositmaterialet, som sedan binds tätt med varm isostatisk pressteknik.

I denna studie testades vibrationsutmattningslivslängden för blad I som använder FHT+HIP-process och blad II som endast använder FHT-process, och målantalet cykler var 3×10^7. Blad I avslutade testet vid 1,8×10^7 gånger på grund av en spricka i spetsen, medan blad II klarade testet. Med hjälp av makroskopisk inspektion, sprickanalys, materialtestning, mekanisk testning och finita elementsimulering analyserades sprickegenskaperna och orsakerna till blad I för att fastställa dess brottläge.

1. Testprocess och resultat

1.1 Makroskopisk inspektion

Fluorescensdetekteringsresultaten för blad I-sprickor visas i figur 1. Det fanns sprickor nära bladets spetsände och fluorescensen visade att sprickorna hade penetrerat bladets tjockleksriktning och sprickorna var cirka 33 mm bort från bladets inloppskant.

1.2 Frakturanalys

Sprickan på bladet öppnas och sprickans makromorfologi visas i figur 2. Sprickan är gråvit och färgen skiljer sig uppenbarligen från det artificiellt öppnade området. Sprickans totala fluktuation är liten, och egenskaperna hos strålande kanter och utmattningsbågar är uppenbara, vilket indikerar att brottet är utmattningssprickor. Fokusera på det offentliga numret: två maskinkraft först, fri tillgång till massiva två maskindata, fokus på två maskinkunskaper och nyckelteknologier!

Fältemissionsskanningselektronmikroskopi (SEM) användes för att mikroskopiskt observera sprickbrottet i bladet, och det visade sig att de strålande kanterna och utmattningsbågarna konvergerade på bladets ryggyta, vilket indikerar att tröttheten startade därifrån och gav en enkällsfunktion. Placeringen av källområdet visades i området med röd linje i figur 2. Ytterligare förstärkta observationer visade att slitaget i utmattningskällans område var stort och inga uppenbara metallurgiska defekter observerades (svart linjeområde i figur 3a). Resultaten av energispektrumanalys visar att O-innehållet i denna region uppenbarligen är högre än i matrisen, och andra element har ingen uppenbar abnormitet. Tydliga utmattningsband och sekundära sprickor kan ses i förlängningsområdet, vilket ytterligare bekräftar brottkaraktären som utmattning (FIG. 3b). Bladbearbetningsmärken (fig. 4) var synliga på sidoytan av källområdet, som hade en viss vinkel med sprickan, vilket indikerar att främjandet av sprickinitiering inte var signifikant. Makropositionen för utmattningskällaområdet på bladets baksida visas i figur 5. Källområdet är cirka 15 mm från ändytan av bladspetsen och 20 mm från inloppskanten och sträcker sig till båda sidor av bladspetsen och inloppskanten.

Mekaniska prestandatester utfördes på blad I och II, med 4 prover tagna från varje blad. Dragtest vid rumstemperatur utfördes enligt HB 5143-1996-standard, laddningshastigheten var 1 mm/min och två prover testades i varje tillstånd. Resultaten visas i tabell 2. Högcykelutmattningstestet vid rumstemperatur utfördes enligt HB 5287-1996-standarden och två prover testades för varje tillstånd. Resultaten visas i tabell 3.

Sträckgränsen och draghållfastheten för blad I är något lägre än för blad II, töjningen är liknande men sektionskrympningen är uppenbarligen annorlunda och blad I har ingen uppenbar halsning. Utmattningstest vid rumstemperatur visade att utmattningsprestandan för blad I var signifikant lägre än för blad II. Bladen som behandlats med FHT kan uppfylla testkraven på 3×10^7 gånger, medan bladen behandlade med FHT+HIP inte kan uppfylla testkraven, vilket överensstämmer med testresultaten av vibrationsutmattningslivslängd.

1.5 Stressanalys

Sprickbrottutmattningen hos bladet I härrör från bladets baksida och har ett visst avstånd från bladets spetsändyta och sida. För att analysera sambandet mellan utmattningsursprung och spänningsfördelning, utförs ytspänningsanalysen av bladet i ANSYS finita element simuleringsprogram.

I den finita elementmodellen av bladet användes C3D10-elementet för mesh-delning, med totalt 12 035 element och 48 216 noder. Första ordningens böjningsvibrationsläge användes för simuleringsanalys av finita element. Referenspunkten var inloppskantens bladspets, och tappdelens gränstillstånd valdes som rotstöd. Spänningsfördelningsresultaten visades i FIG. 8. Det kan ses att det finns tre punkter med hög spänningsnivå på bladet, den maximala spänningspunkten är på baksidan av bladet och den högre spänningspunkten är nära spetsänden och inloppskanten på bladbassängen sida. Motsvarande högspänningslägen visas i tabell 4. Utmattningen av blad I härrör från bladets baksida och källområdet är cirka 15 mm från bladets spetsände och 20 mm från inloppskanten, vilket i princip är konsekvent med läget för bladets maximala spänningszon C.

2. Analys och diskussion

Sprickanalysen visar att sprickegenskaperna hos bladet I överensstämmer med utmattningsegenskaperna med hög cykel, och antalet arbetscykler når 1,87×10^7 gånger. Bladen som behandlas med FHT (värmebehandling) process kan uppfylla testkraven på 3×10^7 gånger; Bladen som behandlats med FHT+HIP (hot isostatic pressing) sprack dock efter bara 3×10^6 cykler, och deras plasticitet och utmattningsegenskaper minskade avsevärt.

Blad II behandlas med FHT-process för att bilda en nätkorgstruktur, och den nålformade fasen fördelas i säden, vilket förbättrar materialets styrka och utmattningsegenskaper. Å andra sidan, efter FHT+HIP-behandling, växer korn av blad I avsevärt, och sekundärfasen fördelas kontinuerligt vid korngränsen för , vilket leder till att sprickan lätt sprids längs korngränsen och därmed minskar utmattningsmotståndet.

Finita elementanalysen visar att bladets maximala spänningspunkt är belägen på baksidan av bladet, vilket överensstämmer med läget för källområdet för bladets spricka I. Detta indikerar att den maximala spänningsregionen är den mest sannolika platsen för utmattningssprickor. För det HIP-behandlade bladet I, på grund av korntillväxten och förekomsten av kontinuerlig fas, är denna region mer benägen för tidiga utmattningssprickor.

Resultaten visar att den sekundära smidningen av titanlegering efter åldringsbehandling kan främja sfärodiseringen av nålfasen och bilda en ekviaxiell struktur med fint övergångstillstånd. Även om brottsegheten för denna struktur är något lägre än den för nätkorgstrukturen, kan den vara mer lämplig för den integrerade bladringssmidningen. Därför rekommenderas det att justera bearbetningssekvensen och implementera sekundär smide efter het isostatisk pressning för att undvika ogynnsam kontinuerlig korngränsbildning och förbättra bladets totala prestanda.

3. Slutsatser och förslag

1) Efter FHT+ HIP-behandling är sprickegenskapen hos det inbyggda ringformade bladet hög cykelutmattning, och utmattningssprickan kommer från den maximala spänningszonen på bladets baksida.

2) Efter HIP-behandling finns en kontinuerlig film med rak korngräns, vilket avsevärt minskar utmattningsmotståndet och leder till för tidig initiering av utmattningssprickor.

3) Det rekommenderas att utföra en sekundär smidesbehandling efter den heta isostatiska pressningen för att erhålla en sfäroidiserad struktur med fint övergångstillstånd för att undvika den negativa effekten av kontinuerliga korngränser på prestanda.