变形高温合金涡轮盘服役温度和服役应力的实验评估方法
阅读说明：本技术 变形高温合金涡轮盘服役温度和服役应力的实验评估方法 (Experimental evaluation method for service temperature and service stress of deformed high-temperature alloy turbine disk ) 是由 秦海龙 毕中南 于鸿垚 杜金辉 张继 安腾 迟海 史松宜 于 2020-12-30 设计创作，主要内容包括：本发明涉及高温合金涡轮盘技术领域,尤其是涉及一种变形高温合金涡轮盘服役温度和服役应力的实验评估方法。本发明通过建立一定时间下应力-温度-粗化程度-变体选择程度之间的对应关系,通过实验表征对涡轮盘的服役温度和服役应力进行评估。本发明的评估方法避免了数值模拟计算过程中边界条件不确定性的影响,且易操作,适合工程应用,具有广阔的应用前景。(The invention relates to the technical field of high-temperature alloy turbine disks, in particular to an experimental evaluation method for service temperature and service stress of a deformed high-temperature alloy turbine disk. According to the method, the service temperature and the service stress of the turbine disk are evaluated through experimental representation by establishing a corresponding relation among stress-temperature-coarsening degree-variant selection degree under a certain time. The evaluation method avoids the influence of uncertainty of boundary conditions in the numerical simulation calculation process, is easy to operate, is suitable for engineering application, and has wide application prospect.)
技术领域
本发明涉及高温合金涡轮盘技术领域，尤其是涉及一种变形高温合金涡轮盘服役温度和服役应力的实验评估方法。
背景技术
航空发动机是高度复杂和精密的热力机械，涡轮盘则是航空发动机中最重要的热端核心部件之一，需要在一定温度下长时承受巨大的离心力和热应力。涡轮盘各个部位所承受的温度和应力存在差异，即温度场和应力场不均匀。获知高温合金涡轮盘的具体受力和温度，对于指导涡轮盘的材料选择、结构设计以及在维修过程中确定考核节点具有重要的指导意义和工业应用价值。
目前，对于涡轮盘的温度场和应力场分布的研究多采用基于边界条件和材料热物参数的数值模拟计算的方法，尚无基于微观组织的实验评估方法。
有鉴于此，特提出本发明。
发明内容
本发明的目的在于提供变形高温合金涡轮盘服役温度和服役应力的实验评估方法。
为了实现本发明的上述目的，特采用以下技术方案：
变形高温合金涡轮盘服役温度和服役应力的实验评估方法，包括如下步骤：
(a)对涡轮盘采用的合金材料进行不同温度、应力和时长下的蠕变或持久中断实验，对实验后合金中<001>取向晶粒内部的显微组织进行三维表征，并对γ″相平均长轴尺寸及γ″相变体选择程度进行统计，得到不同温度、应力、时长与γ″相平均长轴尺寸及γ″相变体选择程度的对应关系；
(b)获取实际服役T小时后的涡轮盘某部位的<001>取向晶粒内部的显微组织的三维表征结果，进行统计计算得到所述某部位的γ″相平均长轴尺寸及γ″相变体选择程度；
(c)将所述某部位的γ″相平均长轴尺寸与步骤(a)在时长为T小时的不同温度下蠕变或持久中断实验后的γ″相平均长轴尺寸进行比对，选取相近γ″相平均长轴尺寸所对应的温度作为所述某部位的服役温度的评估结果；
(d)将所述某部位的γ″相变体选择程度与步骤(a)在时长为T小时、所述服役温度条件下不同应力蠕变或持久中断实验后的γ″相变体选择程度进行比对，选取相近γ″相变体选择程度对应的应力作为所述某部位的服役应力的评估结果。
本发明的实验评估方法，γ″相作为变形高温合金的主要强化相，在基体中有三种位向关系的变体([001]γ″、[010]γ″和[100]γ″)。高温合金涡轮盘在实际服役过程中，初始的三种位向关系的γ″相变体发生选择性的粗化，形成变体选择组织。温度是γ″相尺寸粗化的最主要影响因素，二者之间存在一定的对应关系。温度和应力是高温合金涡轮盘γ″相变体选择程度的主要影响因素，三者之间存在一定的对应关系。因此，本发明通过建立一定时间下应力-温度-粗化程度-变体选择程度之间的对应关系，通过实验表征对涡轮盘的服役温度和服役应力进行评估。
在本发明的
具体实施方式
中，所述涡轮盘采用的合金材料为γ″相为主要强化相的合金材料。进一步的，所述合金材料包括GH4169合金、GH4169C合金、GH4169G合金、Inconel 625合金和Inconel 718合金中的任一种。
在本发明的具体实施方式中，步骤(a)的所述蠕变或持久中断实验中，实验温度为600～700℃，实验应力范围为0～700MPa，实验时长为100～1500h。
在本发明的具体实施方式中，步骤(a)的所述蠕变或持久中断实验中，实验温度包括600℃、650℃和700℃，实验应力范围为0～700MPa，实验时长包括100h、500h和1500h。
在本发明的具体实施方式中，步骤(a)的所述蠕变或持久中断实验中，实验时长包括所述实际服役的时长T小时。
如待测涡轮盘的实际服役时间为500h，则所述蠕变或持久中断实验中，实验时长至少包括500h。
在本发明的具体实施方式中，采用场发射电子扫描电镜(FE-SEM)与背散射衍射(EBSD)对所述<001>取向晶粒内部的显微组织进行三维表征。
在本发明的具体实施方式中，所述γ″相变体选择程度Ω按照如下公式计算得出：
式中，α1、α2、α3分别为三种变体[001]γ″、[010]γ″和[100]γ″的数量分数，λ1、λ2、λ3分别为三种变体[001]γ″、[010]γ″和[100]γ″的平均长轴尺寸。其中，数量分数是指个数占比，γ″相平均长轴尺寸的单位为nm。
所述γ″相平均长轴尺寸λ为三种变体[001]γ″、[010]γ″和[100]γ″的整体的平均长轴尺寸，具体计算方法可以为：λ＝α1λ1+α2λ2+α3λ3。
在本发明的具体实施方式中，所述涡轮盘采用的合金材料为GH4169合金。进一步的，所述温度与γ″相平均长轴尺寸λ的定量关系为：
其中，λ0为初始态组织γ″相的平均长轴尺寸；q为γ″相平均长轴尺寸与平均短轴尺寸的比值；Γ为界面能；Vm为γ″相的摩尔体积；Ce为曲率半径无限大处的溶质原子平衡浓度；D0为扩散系数；Qc为粗化激活能；R为摩尔气体常数；T为温度；t为时间。
与现有技术相比，本发明的有益效果为：
本发明通过组织表征，利用温度-粗化尺寸(平均长轴尺寸)和温度-应力-变体选择程度之间的定量关系，评估涡轮盘关键部位的服役温度和应力；本发明的评估方法避免了数值模拟计算过程中边界条件不确定性的影响，且易操作，适合工程应用，具有广阔的应用前景。
附图说明
为了更清楚地说明本发明具体实施方式或现有技术中的技术方案，下面将对具体实施方式或现有技术描述中所需要使用的附图作简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图是本发明的一些实施方式，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动的前提下，还可以根据这些附图获得其他的附图。
图1为本发明实施例提供的GH4169合金在650℃-500MPa-1500h热力耦合作用下<001>、<011>和<111>取向晶粒内γ″变体选择图像；
图2为本发明实施例提供的GH4169合金在650℃-500MPa-1500h热力耦合作用下<001>、<011>和<111>取向晶粒内γ″变体选择的3D图像；其中，(a)为<001>取向晶粒，(b)为<011>取向晶粒，(c)为<111>取向晶粒；
图3为本发明实施例提供的GH4169合金经不同温度、应力和时间热力耦合模拟后γ″变体选择选择的定量表征结果；
图4为本发明实施例提供的GH4169合金热暴露条件下不同温度条件下γ″相的粗化行为；
图5为本发明实施例提供的GH4169合金在600℃下γ″变体选择程度Ω随应力和时间变化关系图；
图6为本发明实施例提供的GH4169合金在650℃下γ″变体选择程度Ω随应力和时间变化关系图；
图7为本发明实施例提供的服役500h后的GH4169合金某部位的显微组织表征图。
具体实施方式
下面将结合附图和具体实施方式对本发明的技术方案进行清楚、完整地描述，但是本领域技术人员将会理解，下列所描述的实施例是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例，仅用于说明本发明，而不应视为限制本发明的范围。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。实施例中未注明具体条件者，按照常规条件或制造商建议的条件进行。所用试剂或仪器未注明生产厂商者，均为可以通过市售购买获得的常规产品。
变形高温合金涡轮盘服役温度和服役应力的实验评估方法，包括如下步骤：
(a)对涡轮盘采用的合金材料进行不同温度、应力和时长下的蠕变或持久中断实验，对实验后合金中<001>取向晶粒内部的显微组织进行三维表征，并对γ″相平均长轴尺寸及γ″相变体选择程度进行统计，得到不同温度、应力、时长与γ″相平均长轴尺寸及γ″相变体选择程度的对应关系；
(b)获取实际服役T小时后的涡轮盘某部位的<001>取向晶粒内部的显微组织的三维表征结果，进行统计计算得到所述某部位的γ″相平均长轴尺寸及γ″相变体选择程度；
(c)将所述某部位的γ″相平均长轴尺寸与步骤(a)在时长为T小时的不同温度下蠕变或持久中断实验后的γ″相平均长轴尺寸进行比对，选取相近γ″相平均长轴尺寸所对应的温度作为所述某部位的服役温度的评估结果；
(d)将所述某部位的γ″相变体选择程度与步骤(a)在时长为T小时、所述服役温度条件下不同应力蠕变或持久中断实验后的γ″相变体选择程度进行比对，选取相近γ″相变体选择程度对应的应力作为所述某部位的服役应力的评估结果。
其中，步骤(d)中选取相近γ″相变体选择程度对应的应力作为所述某部位的服役应力的评估结果的具体操作包括：(1)对实验数据(服役温度条件下γ″变体选择程度随应力和时间变化关系图)线性插值；(2)得到γ″变体选择程度在线性插值中所对应的应力数值；(3)与该应力数值相近的实验应力数值即为应力评估结果。
本发明的实验评估方法，γ″相作为变形高温合金的主要强化相，在基体中有三种位向关系的变体([001]γ″、[010]γ″和[100]γ″)。高温合金涡轮盘在实际服役过程中，初始的三种位向关系的γ″相变体发生选择性的粗化，形成变体选择组织。温度是γ″相尺寸粗化的最主要影响因素，二者之间存在一定的对应关系。温度和应力是高温合金涡轮盘γ″相变体选择程度的主要影响因素，三者之间存在一定的对应关系。因此，本发明通过建立一定时间下应力-温度-粗化程度-变体选择程度之间的对应关系，通过实验表征对涡轮盘的服役温度和服役应力进行评估。
本发明的评估对象为涡轮盘材料，其强化相为γ″相(圆片)，等轴晶粒，无织构。通过判断γ″相尺寸粗化来评估服役温度，在此基础上，判断γ″相晶体学取向分布(变体选择)的程度来评估服役应力。
在本发明的具体实施方式中，所述涡轮盘采用的合金材料为γ″相为主要强化相的合金材料。进一步的，所述合金材料包括GH4169合金、GH4169C合金、GH4169G合金、Inconel 625合金和Inconel 718合金中的任一种。
在本发明的具体实施方式中，步骤(a)的所述蠕变或持久中断实验中，实验温度为600～700℃，实验应力范围为0～700MPa，实验时长为20～1500h。
在本发明的具体实施方式中，步骤(a)的所述蠕变或持久中断实验中，实验温度包括600℃、650℃和700℃，实验应力范围为0～700MPa，实验时长包括100h、500h和1500h。
在本发明的具体实施方式中，步骤(a)的所述蠕变或持久中断实验中，实验时长包括所述实际服役的时长T小时。
在本发明的具体实施方式中，采用场发射电子扫描电镜(FE-SEM)与背散射衍射(EBSD)对所述<001>取向晶粒内部的显微组织进行三维表征。
具体的，采用场发射电子扫描电镜(FE-SEM)与背散射衍射(EBSD)技术联动；首先在金属试样表面采用纳米压痕方式做“◆”菱形标记，并在EBSD模式下采集取向分布图，随后调整到FE-SEM的二次电子成像模式(UED+GB)，根据之前菱形标记的位置观察特征取向晶粒内(<001>取向)的显微组织。所观察晶粒与所需要取向的取向角度差不能超过3°。
在本发明的具体实施方式中，所述γ″相变体选择程度Ω按照如下公式计算得出：
式中，α1、α2、α3分别为三种变体[001]γ″、[010]γ″和[100]γ″的数量分数，λ1、λ2、λ3分别为三种变体[001]γ″、[010]γ″和[100]γ″的平均长轴尺寸。其中，数量分数是指个数占比，平均长轴尺寸的单位为nm。
所述γ″相平均长轴尺寸λ为三种变体[001]γ″、[010]γ″和[100]γ″的整体的平均长轴尺寸，具体计算方法可以为：λ＝α1λ1+α2λ2+α3λ3。
在本发明的具体实施方式中，所述涡轮盘采用的材料为GH4169合金。进一步的，所述温度与γ″相平均长轴尺寸λ的定量关系为：
其中，λ0为初始态组织γ″相的平均长轴尺寸；q为γ″相平均长轴尺寸与平均短轴尺寸的比值；Γ为界面能；Vm为γ″相的摩尔体积；Ce为曲率半径无限大处的溶质原子平衡浓度；D0为扩散系数；Qc为粗化激活能；R为摩尔气体常数；T为温度；t为时间。经过测算，λ0数值为25nm；q数值为0.48；Γ数值为95×10-3J/m2；Vm数值为2.92×10-5m3/mol；Ce数值为2560mol/m3；D0数值为8.8×10-5m2/s；Qc数值为239kJ/mol；R数值为8.314472J/(mol·K)。γ″相的平均长轴尺寸与时间t的1/3次方呈线性关系。
实施例1
本实施例提供了变形高温合金涡轮盘服役温度和服役应力的实验评估方法，包括如下步骤：
(1)将涡轮盘用GH4169合金加工成标准蠕变或者持久试样，在600～700℃温度下(600℃、650℃和700℃)、0～700MPa以及20～1500h(100h、500h、1500h等等)范围内进行热力耦合作用实验。
(2)对上述持久中断试验后的样品进行纵截面和横截面解剖，采用场发射电子扫描电镜(FE-SEM)与背散射衍射(EBSD)技术联动对显微组织进行表征，以650℃-500MPa-1500h条件为例，表征示例如图1所示。结合横截面和纵截面的图像，拼接成三维图像，如图2所示。
(3)对不同热热力耦合条件下<001>取向晶粒内部的三种变体[001]γ″、[010]γ″和[100]γ″的数量分数(α1、α2、α3)、平均长轴尺寸(λ1、λ2、λ3)进行统计，并计算得出各种状态下的变体选择程度Ω，结果如图3所示。在<001>取向晶粒中，拉应力对[010]γ″和[100]γ″变体的作用是等价的，因此α2＝α3，λ2＝λ3。
(4)根据上述表征结果，建立温度与γ″相平均长轴尺寸λ之间的定量关系，
其中，λ0为初始态组织γ″相的平均长轴尺寸；q为γ″相平均长轴尺寸与平均短轴尺寸的比值；Γ为界面能；Vm为γ″相的摩尔体积；Ce为曲率半径无限大处的溶质原子平衡浓度；D0为扩散系数；Qc为粗化激活能；R为摩尔气体常数；T为温度；t为时间。λ0数值为25nm；q数值为0.48；Γ数值为95×10-3J/m2；Vm数值为2.92×10-5m3/mol；Ce数值为2560mol/m3；D0数值为8.8×10-5m2/s；Qc数值为239kJ/mol；R数值为8.314472J/(mol·K)。如图4所示(图中虚线为上述定量关系的计算结果，点对应实验数据)；根据上述表征和计算结果，建立一定温度下，应力-时间-变体选择程度Ω之间的定量关系；以600℃和650℃为例，γ″变体选择程度Ω随应力和时间变化关系图分别如图5和图6所示。
(5)对服役T小时后的GH4169合金涡轮盘某部位的显微组织进行三维表征，以服役500h后GH4169合金涡轮盘为例，三维表征结果如图7所示。该组织内的γ″相的平均长轴尺寸为61nm，变体选择程度为0.864。将该部位的γ″相的平均长轴尺寸与步骤(4)中建立的温度与γ″相平均长轴尺寸λ之间的定量关系比对，该部位的γ″相的平均长轴尺寸与650℃-500h条件下的平均长轴尺寸(依据λ＝α1λ1+α2λ2+α3λ3计算得到)接近，因此评估其服役温度为650℃附近；将该部位的变体选择程度与图6所述关系图中的定量关系进行对比，选取500h条件下、接近变体选择程度0.864对应的应力作为该部位的服役应力的评估结果，得到其服役应力在500MPa左右。
最后应说明的是：以上各实施例仅用以说明本发明的技术方案，而非对其限制；尽管参照前述各实施例对本发明进行了详细的说明，本领域的普通技术人员应当理解：其依然可以对前述各实施例所记载的技术方案进行修改，或者对其中部分或者全部技术特征进行等同替换；而这些修改或者替换，并不使相应技术方案的本质脱离本发明各实施例技术方案的范围。
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