FGH96粉末涡轮盘结构模拟件疲劳小裂纹扩展试验

为了分析涡轮盘轮缘榫槽等几何不连续部位对疲劳裂纹萌生及小裂纹扩展行为的影响,基于FGH96粉末盘实际构型设计结构特征模拟件,并对其在高温条件下开展自然萌生疲劳小裂纹扩展试验,通过疲劳中断试验和表面复型技术对榫槽和螺栓孔结构模拟件在500℃下的裂纹萌生和小裂纹扩展行为进行了观测和分析。结果表明:2种结构模拟件缺口表面存在多裂纹萌生现象,随着应力水平的降低,裂纹萌生位置由表面晶界转变为近表面特定方向的晶面以及非金属夹杂物处;2种结构模拟件裂纹萌生寿命占比约为36%~73%,且随着应力水平的降低而提高,裂纹扩展至工程可检裂纹尺寸时的寿命占比约为82%~96%,应力水平对其影响相对较小;特征模拟件缺口附近高水平的塑性变形能够导致小裂纹扩展速率分段特征现象消失,并延缓裂纹扩展过程中的合并行为,延长裂纹扩展寿命。

热处理工艺对FGH96合金惯性摩擦焊组织与显微硬度的影响

采用惯性摩擦焊接方法进行了FGH96高温合金焊接,借助光学显微镜、扫描电子显微镜、显微硬度仪对焊态和热处理态FGH96惯性摩擦焊接头组织和显微硬度进行了研究.结果表明,焊缝中心区内发生完全动态再结晶,再结晶晶粒细小,晶粒尺寸为4.6μm±0.3μm,且二次γ′相完全溶解,导致硬度低于母材组织.随着远离焊缝,二次γ′相含量逐渐增加,距焊缝1.5 mm后γ′相体积分数基本保持不变,但γ′相形貌由球形逐渐向立方体转变,导致硬度逐渐增加.经热处理后,焊缝区域内二次γ′相的含量与形貌变化规律与焊态相似,但热处理后基材晶粒尺寸从11.4μm±0.3μm增大至13.5μm±1.0μm,是导致热处理后基材硬度较焊态较低的原因;另外热处理后三次γ′相的析出是导致热处理态焊缝硬度高于焊态的原因.

刀具磨损对FGH96试件加工表面完整性及疲劳性能的影响

粉末冶金高温合金FGH96的切削加工性极差,加工过程中刀具磨损严重,直接影响零件的加工表面质量和疲劳寿命。采用涂层刀具车削FGH96试件,研究刀具磨损对FGH96试件加工表面完整性及疲劳性能的影响规律。结果表明,随着刀具磨损量(刀具后刀面磨损量)的增加,试件表面粗糙度Ra会随之增大,加工表面显微硬度则逐渐减小;加工表面残余应力均表现为残余压应力状态,且残余应力绝对值随着刀具磨损量的增加而增大;加工表面塑性变形层深度则随着刀具磨损量的增加而加深。同时,当刀具磨损量VB≤0.15 mm时,在试件表面完整性的综合影响下,试件的疲劳寿命下降幅度较小;当刀具磨损量VB>0.15 mm后,试件的疲劳寿命则急剧下降;因此,为保证FGH96试件车削加工后的疲劳寿命,车削刀具的磨损量VB应控制在0.15 mm以内。

高温氧化对FGH96高温合金粉末表面状态的影响

通过模拟FGH96高温合金粉末在热等静压固结阶段的高温加热过程,利用多种表面分析方法,研究高温氧化对粉末表面状态的影响。结果表明,近热等静压加热温度条件下的高温氧化过程显著改变了FGH96高温合金粉末的表面形貌、表面元素分布和析出相组成。随加热温度的升高和保温时间的延长,胞状晶为主、树枝晶为辅的表面凝固组织被氧化物/碳化物层所覆盖,高温氧化过程促进粉末基体内部的Ni、Ti、Zr、Nb、Al和C原子逐渐扩散到粉末表面,粉末表面预先存在的氧化物(ZrO_(2))为MC型碳化物((Ti,Nb)C)的形核提供了结构条件。控制粉末表面氧化物的形成可以有效限制合金中形成原始颗粒边界缺陷。

热处理过程中FGH96合金的微观组织演变

通过热处理实验研究了热处理过程中FGH96合金的微观组织演化,量化了固溶温度和保温时间对晶粒尺寸、 γ'相尺寸、面积分数及晶粒分布的影响,分析了 γ'相和应变存储能对晶粒演变的影响。结果表明:在热处理过程中,含有大量应变存储能的变形晶粒发生静态再结晶,晶粒细化,而动态再结晶晶粒发生晶粒长大,当两者平衡时可获得均匀细小的晶粒组织。合金在1060℃保温120min后, γ'相尺寸和晶粒尺寸分布较为均匀,平均晶粒尺寸为7.37μm。 γ'相的面积分数随固溶温度和保温时间的增加而减小,一次 γ'相在亚固溶保温过程中存在粗化和分裂现象,使得一次 γ'相的面积分数和尺寸先增加后减小。 γ'相的非均匀溶解会导致局部晶粒长大较快,形成混晶。

淬火处理过程中的局部干涉对FGH96合金表面组织的影响

采用光学显微镜(optical microscope,OM)、扫描电子显微镜(scanning electron microscope,SEM)、电子探针(electron probe microanalysis,EMPA)、显微硬度计和数值模拟等手段,研究了淬火处理过程中的局部干涉(淬火夹具)对FGH96合金表面组织的影响。结果表明,淬火处理用夹具对热态FGH96合金表面产生激冷作用,改变了接触点位置合金的冷却方式,进而改变了γ′相的析出和长大行为。经低倍腐蚀后,不同尺寸和形貌的γ′相出现了视觉上的色差,宏观上表现为腐蚀圈的形成。腐蚀圈的最大直径为~10 mm,截面深度为~3 mm;腐蚀圈内二次γ′相呈细小球状分布,平均尺寸为~100 nm;腐蚀圈上二次γ′相呈多边形分布,平均尺寸为~350 nm;圈外二次γ′相呈球状分布,平均尺寸为~150 nm。二次γ′相的尺寸和形貌的差异导致腐蚀圈内外显微硬度的波动,圈外显微硬度平均为~HV 450,圈内达到了~HV 485。除此之外,腐蚀圈附近区域无晶粒组织差异,无元素偏析情况。

FGH96镍基粉末高温合金的组织和性能

采用等离子旋转电极法制备FGH96 合金粉末,研究了用两种不同成形工艺制备的合金的组织和性能,同时对FGH96粉末高温合金的持久断裂行为和裂纹扩展速率进行了分析和研究。

FGH96合金动态再结晶行为的研究

利用Gleeble-1500热模拟试验机对FGH96合金在不同热变形制度下的动态再结晶行为进行了研究。结果表明:在较高应变速率下(>2×10-3s-1),合金流变曲线呈明显的动态再结晶特征,低应变速率下(5×10-4s-1)呈现明显的动态回复特征;变形温度、应变速率和应变量对获得细晶组织都有重要的影响,但应变速率对动态再结晶晶粒大小影响最为显著,动态再结晶晶粒的平均晶粒尺寸大小-D与Z参数满足如下关系:ln-D=7.617-0.0134lnZ;利用加工硬化率和应变的关系曲线确定了该合金的稳态应变sε,建立了该合金的动态再结晶状态图。

FGH96合金热挤压棒材超塑性研究

对热挤压FGH96合金棒材超塑性进行了研究,结果表明:挤压FGH96合金在1050℃和1100℃的变形温度下具有良好的超塑性,在变形温度为1100℃初始应变速率为3.33×10-4s-1进行超塑拉伸时,伸长率可以达到405%,流变应力降低到32MPa。显微组织分析表明,FGH96合金经控制冷却速度的预热处理后,合金中γ′相尺寸及间距较大,能够促进合金在后续变形过程动态再结晶的发生,并阻碍晶粒快速长大。FGH96合金在挤压变形后发生了明显的动态再结晶,但由于再结晶进行的不充分,晶粒内部仍存在大量变形亚结构,这种亚稳态组织在超塑变形过程中通过进一步回复和再结晶,可以获得平均晶粒尺寸为10μm左右的等轴、均匀、稳定的细晶组织,使合金具有良好的超塑性。

FGH96合金锻造盘坯热处理过程中的晶粒长大行为

研究了等温锻造后的FGH96合金盘坯件在热处理过程中的晶粒长大规律。结果表明,当热处理温度低于1050℃时,盘坯轮心部位的晶粒几乎不长大;当热处理温度高于1120℃时,轮缘部位晶粒长大迅速;在单相奥氏体区,晶粒的长大规律满足Beck方程,其生长指数随温度升高而增加。当温度一定,初始晶粒越细,其长大速率越快并且生长指数值越高。建立了轮缘部位的晶粒长大动力学方程。

FGH96合金中γ′相的高温粗化行为

利用热力学计算，SEM分析研究了FGH96合金中的γ’强化相的高温粗化规律，并对γ’相的粗化行为进行了动力学分析。结果表明：随着合金中组元Nb和Ti/Al值的变化，FGH96合金中γ＇相的溶解温度区间为1088℃-1125℃，在高温热处理过程中，随着保温时间延长，合金中小γ＇相数量减少，单位面积内的γ＇颗粒数目减少，大γ＇颗粒数目明显增加，即发生了Ostwald熟化；γ＇相粗化遵循L-S-W理论，即：γ^-1xt,γ＇相的粗化激活能Q=293.6kJ/mol,γ＇颗粒的粗化主要由Ti和Al在基体中的扩散所控制。

FGH96合金惯性摩擦焊过程材料流动行为的数值模拟

利用DEFORM软件建立了FGH96合金惯性摩擦焊的三维有限元分析模型,研究了焊接过程中的轴向缩短量变化及材料塑性流动行为的规律.数值模拟结果表明,随着焊接时间的增加,试件轴向缩短量的变化幅度呈现先增加后减小的趋势,这与摩擦界面上材料的流动速度变化规律相同;当焊接过程达到稳态后,摩擦界面两边界附近的材料主要向界面外流动,而中心区域的材料流动方向主要与试件旋转方向相同.

FGH96合金惯性摩擦焊过程飞边形成的规律研究

基于FGH96合金的材料本构模型以及摩擦因数随温度的变化关系,利用DEFORM软件建立了FGH96合金惯性摩擦焊的热力耦合分析模型,研究了焊接过程中飞边的形成与温度及材料流动之间的关系.结果表明,在摩擦焊初期,由于温度与材料流动速度较低,飞边不易形成;当焊接过程达到稳态后,随着摩擦界面及其附近区域材料向摩擦界面两边界流动速度的增加,飞边形成并逐渐增大;飞边的尺寸大小以及弯曲程度随初始转速以及轴向压力的增加而增大,基于飞边形貌确定了FGH96合金惯性摩擦较合理的焊接工艺参数.

焊接工艺参数对FGH96合金惯性摩擦焊过程材料塑性流动行为的影响

采用数值模拟方法对FGH96合金惯性摩擦焊过程进行分析,获得温度、轴向缩短量、材料流动与飞边四者之间的关系,着重研究初始转速与轴向压力等焊接工艺参数对材料塑性流动行为的影响规律。研究结果表明:在惯性摩擦焊初始阶段,材料温度与流动速度较低,无飞边产生;随着焊接过程的进行,材料的温度与流动速度呈现先升高后降低的规律;在焊接过程进入稳态后,摩擦面中心区域的材料主要沿试件的旋转方向流动,而摩擦面上两边界附近的材料向面外流动并形成飞边,飞边尺寸与弯曲程度随焊接时间的增加而增加。同时,随到摩擦面距离的增加,材料的流动速度逐渐降低且材料沿轴向流动的速度分量增大。结合FGH96合金惯性摩擦焊轴向缩短量的数值模拟结果,解释了从提高材料流动速度的幅度上看增加轴向压力优于初始转速的原因。

热处理对FGH96合金异常晶粒长大的影响

基于FGH96合金双锥体试样压缩变形实验及短时加热实验,研究热处理工艺对异常晶粒长大的影响规律,分析异常晶粒长大初始过程的晶粒组织及γ′相。结果表明:具有相同局部应变的双锥体试样经过固溶热处理时,会出现异常晶粒组织,而亚固溶热处理不会出现异常晶粒组织。当压头速率为0.1mm/s及0.008mm/s时,经过固溶热处理的双锥体试样,均会在保温时间小于30s时,局部出现具有较大晶粒的不均匀组织,最终成为异常晶粒。采用过固溶热处理,晶界上的二次γ′相会在到达固溶温度后的60s内几乎完全溶解,其对晶界的钉扎作用消失。采用亚固溶热处理,晶界上的γ′相不会发生溶解,会阻碍晶界的迁移,不会发生晶粒异常长大。

FGH96合金双性能盘的组织与力学性能

通过对FGH96合金双性能粉末盘的显微组织分析和和力学性能测试,结果表明,FGH96合金双性能盘的轮缘部位为5-6级晶粒度的粗晶组织,轮毂部位为10-11级晶粒度的细晶组织,过渡区域晶粒度介于5-11级之间,整个过渡区域晶粒组织过渡平缓,盘件不同区域无异常晶粒长大发生;盘件轮毂部位的γ′相呈细小球状分布,轮缘部位和幅板部位的γ′相则呈中等尺寸的方块状和细小球状分布。FGH96合金双性能盘件不同部位的强度和其显微组织具有良好的一致性,过渡区域的拉伸性能具有很好的强韧配合;整个盘件具有明显的双组织/双性能特征。

FGH96合金包覆挤压过程数值模拟

采用有限元数值模拟与正交设计相结合的方法对热等静压态FGH96合金包覆挤压过程进行了数值模拟,系统分析了模具模角、工作带长度、入口圆角半径等模具关键结构参数对包覆层完整性、芯料挤压比和成形载荷的影响规律。确定了模具结构参数的最佳组合。结果表明:随着模角的减小、工作带长度的缩短和入口圆角半径的增大,有利于提高包覆层安全性,增大芯料挤压比。

FGH96高温合金中γ'相完全溶解温度的研究

采用相图、差热分析、热处理3种不同的方法综合研究FGH96粉末高温合金中强化相γ'的完全溶解温度。从Thermo-calc软件模拟相图可知,γ'相在950～1115℃时大量溶解,完全溶解的温度为1115℃;采用差热分析法确定强化相的完全溶解温度在1120～1137℃;采用不同温度热处理后金相组织的变化来确定γ'相的完全溶解温度,发现γ'相在1100℃以下大量存在,在1100～1110℃迅速减少,在1120℃完全消失。综合3种方法,可确定平衡状态下γ'相的完全溶解温度在1110～1120℃。

固溶冷却介质对FGH96合金γ′相和性能的影响

采用光学显微镜(OM)和场发射扫描电镜(FESEM)对FGH96合金在不同冷却介质下γ′相的析出行为进行了实验研究。结果显示:时效前后,γ′形态均为球形,水冷得到的γ′相尺寸最小。硬度测试结果表明:水冷得到的合金硬度值最大,油冷次之,盐浴冷最小;时效后,硬度仍然保持冷却后相应的顺序。

FGH96合金原始颗粒边界(PPB)及其对冲击性能的影响

对Ar雾化(AA)FGH96合金的原始粉末颗粒表面、热等静压(HIP)和HIP+热处理(HT)后的合金断口分别进行俄歇电子能谱(AES)分析,并利用金相显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)、透射电镜(TEM)对HIP态合金及HIP+HT态合金进行组织观察。结果表明:HIP态合金的PPB析出相主要由MC型碳化物和尺寸为1～5μm的大γ'相所组成;HIP态合金的夏比冲击断口是沿着PPB的位置断裂的,而HIP+HT态合金的冲击断口的断裂方式是穿晶断裂,呈韧-脆混合断裂的形式;HIP+HT态合金基本消除了PPB缺陷组织,冲击性能得到明显提高。