前言

航空渦輪發(fā)動機的壓氣機（含風扇+壓氣機）承擔為發(fā)動機提供持續(xù)、穩(wěn)定、大流量空氣的任務(wù)。壓氣機被渦輪轉(zhuǎn)子高速驅(qū)動，旋轉(zhuǎn)時在壓氣機葉片的進/排氣邊形成空氣壓差從而產(chǎn)生推力，而葉片通過燕尾型榫槽聯(lián)結(jié)于輪盤[1]。壓氣機輪盤承受自身離心載荷，以及葉片氣動+離心作用的復(fù)合載荷。若再考慮壓縮空氣的溫升、燃燒室部件傳熱，則情況更復(fù)雜[2]。

由此可知：壓氣機輪盤的熱力耦合載荷情況復(fù)雜，對輪盤選材、設(shè)計、制造過程均提出極高要求。鈦合金因其比強度高，耐蝕性好，300℃~600℃溫度區(qū)間持久、抗蠕變性能優(yōu)良，因而成為航空發(fā)動機壓氣機盤的首選材料，目前先進燃氣渦輪發(fā)動機壓氣機盤幾乎均選用鈦合金材料[3]。

壓氣機盤鍛件屬于大型盤類鍛件，合金鑄錠經(jīng)過開坯鍛造（β轉(zhuǎn)變溫度以上，歷經(jīng)3～5火次），快鍛與精鍛（α+β雙相區(qū)，歷經(jīng)4～6火次）后制成大規(guī)格棒材（?180mm以上）[4]，隨后大規(guī)格棒材經(jīng)過坯料的鍛錘壓鍛及最終的壓力機模鍛而成盤鍛件，熱工藝流程繁多，而鈦合金鍛造過程同時發(fā)生組織轉(zhuǎn)變與再結(jié)晶，因此鍛件毛坯質(zhì)量是決定產(chǎn)品質(zhì)量的基礎(chǔ)，而制定科學標準是毛坯質(zhì)量的重要保障。

然而，由于鍛件標準體現(xiàn)設(shè)計員對零件承載類型、受力狀況、材料組織、熱處理與性能等諸多方面的全面要求，對設(shè)計人員知識、經(jīng)驗要求較高，我國航空發(fā)動機部件設(shè)計人員大多從院校畢業(yè)后即從事設(shè)計工作，缺乏生產(chǎn)現(xiàn)場實踐經(jīng)驗，導致在擬定鍛件標準過程中硬搬國外標準，或套用普通鈦合金模鍛件通用標準的現(xiàn)象，致使發(fā)動機產(chǎn)品質(zhì)量存在安全隱患?；谏鲜銮闆r，有必要選擇典型的壓氣機盤鍛件標準，結(jié)合實物檢測數(shù)據(jù)進行技術(shù)細節(jié)的對比與分析，從而幫助厘清思路，明辨技術(shù)細節(jié)，積累設(shè)計經(jīng)驗，加強質(zhì)量管控水平，提高產(chǎn)品質(zhì)量。

1、實驗材料與方法

1.1實驗材料

選擇XX7渦噴發(fā)動機的TC11合金制盤鍛件（爐號351-120598）、XX17渦扇發(fā)動機的TC8-1合金制盤鍛件（爐號TC8-1-20122238），以及XX13渦扇發(fā)動機的TC25合金制盤鍛件（爐號241-0007）為對象。對比三者盤鍛件標準的取樣、測試項目、性能要求，并與實物狀態(tài)測試數(shù)值比較，最終獲得實驗結(jié)論。

1.2化學成分

TC11鈦合金名義成分為Ti-6.5Al-1.5Zr-3Mo-0.25Si，TC25為Ti-6.7Al-1.5Sn-1.5Zr-2Mo-1W-0.25Si，TC8-1為Ti-6.3Al-1Sn-1Zr-3.3Mo-0.18Si。

根據(jù)Al當量[Al]與Mo當量[Mo]的計算公式[5]，將三種鈦合金的計算結(jié)果及β轉(zhuǎn)變溫度列于表1。

1.3輪盤承載

以圖1說明壓氣機盤工作過程承受的復(fù)雜的熱—載荷耦合作用：①輪盤+葉片的高速旋轉(zhuǎn)，產(chǎn)生徑向與周向離心載荷，疊加輪緣—輪轂溫度梯度形成的熱應(yīng)力，導致輪緣芯部呈三向應(yīng)力狀態(tài)。其中壁厚較薄的幅板與輪轂部位徑向應(yīng)力大，線速度最高的輪緣周向應(yīng)力最大[6]；②工作過程的輪緣長期為高溫拉伸狀態(tài)，長時使用后產(chǎn)生蠕變殘余變形；③隨發(fā)動機啟動—加速—最大—停車循環(huán)，盤件上述拉伸的應(yīng)力幅值呈周期變化，表現(xiàn)為疲勞載荷特征[7]。

由于輪轂部位工作溫度較低（不超過200℃），輪緣部位溫度高達450℃～550℃[8]，結(jié)合上述載荷分析可知，壓氣機盤的靜強度：輪轂部位的低溫（低于200℃）抗拉強度，幅板部位沿徑向中溫（約為350℃）抗拉強度，輪緣部位沿周向高溫抗拉強度（≥450℃）要求較高，避免上述部位在最高轉(zhuǎn)速下發(fā)生一次性大應(yīng)力撕裂（瞬時斷裂）破壞。

輪緣部位尺寸大且易產(chǎn)生蠕變變形，故壓氣機盤輪緣部位的高溫（≥450℃）持久、蠕變強度要求加高，避免盤件長時工作后的形狀、尺寸精度降低影響葉尖間隙，從而惡化壓氣機效率[9]。另外，壓氣機盤的幅板-輪緣轉(zhuǎn)接R處存在尺寸突變，易形成應(yīng)力集中，因此盤部位的中溫（350℃）疲勞強度要求加高，避免幅板部位疲勞載荷作用下萌生疲勞裂紋，發(fā)生疲勞斷裂。

1.4取樣部位與項目

圖1為標準規(guī)定的TC11盤鍛件的顯微組織取樣圖，取樣位置為輪緣表面、輪緣芯部，幅板芯部，及輪轂芯部；力學性能取樣均來自輪緣部位。TC25、TC8-1盤鍛件力學性能的取樣部位參照TC11盤鍛件進行。

由于TC11與TC8-1盤鍛件均采用等溫鍛造，TC25盤鍛件采用β鍛造。顯微組織應(yīng)以追求盤鍛件的各區(qū)域的顯微組織均勻為目標，因此組織檢查應(yīng)選擇輪緣、幅板、輪轂的典型部位，另外選取易形成組織缺陷的特殊部位進行組織取樣檢查。

力學性能取樣應(yīng)考慮典型部位承載特點，測試該部位的力學性能。TC8-1盤鍛件檢驗的力學性能項目有：室溫拉伸，高溫拉伸，高溫持久，高溫蠕變，熱穩(wěn)定性能，取樣部位為輪緣，沿周向選取，如表2所示[9]。

2、實驗結(jié)果

2.1顯微組織要求與測試結(jié)果

鍛件標準規(guī)定的組織級別與實際檢驗結(jié)果列于表3[10～12]，具體組織形貌見圖3與圖4。

圖3a為片層狀魏氏組織：原始β晶界清晰可見，且該部位析出連續(xù)α相，晶內(nèi)α相與β轉(zhuǎn)相呈片層排列。魏氏組織的斷裂韌度值高但沖擊韌性差，抗疲勞性能最差[13]。壓氣機盤幅板與轉(zhuǎn)接R處應(yīng)避免出現(xiàn)魏氏體組織。

圖3b為近似網(wǎng)籃組織：晶界析出連續(xù)α相，晶內(nèi)α相與β轉(zhuǎn)相生長方向呈片層排列，未編織成網(wǎng)籃。可認為這是一種未充分網(wǎng)籃化的片層組織，而網(wǎng)籃組織的塑性、抗疲勞性能優(yōu)于片層組織。壓氣機盤幅板與轉(zhuǎn)接R處應(yīng)避免出現(xiàn)魏氏體組織。

圖3c組織特點為α相呈現(xiàn)大塊狀、粒狀與蠕蟲狀等不同形態(tài)，來自GJB2218A《航空用鈦及鈦合金棒材和鍛坯規(guī)范》標準，組織形態(tài)可歸為大塊“蠕蟲”狀α相夾雜著β轉(zhuǎn)變組織的雙態(tài)組織，該組織在生產(chǎn)實踐中較罕見。

圖4a可見，TC11盤鍛件組織均勻，初生α相再結(jié)晶進行的較為完全，基本均呈圓滑的粒狀分布；β轉(zhuǎn)變組織含量適中，且內(nèi)部可見片狀的次生α相與β相。此組織屬于典型的雙態(tài)狀組織，組織變形充分，總體而言，屬良好的鍛造組織。

圖4b的TC25盤鍛件為典型網(wǎng)籃狀組織：原始β晶界區(qū)域析出的初生α相呈彌散狀分布。形貌圓滑，鍛壓過程破碎充分。晶內(nèi)α相與β轉(zhuǎn)相交互編織的網(wǎng)籃細小、齊整，屬于優(yōu)良的β鍛組織。圖4c的TC8-1盤鍛件顯微組織細小，均勻。α相已明顯的等軸化，不可見次生α相。屬變形充分的優(yōu)良等軸狀組織。

從上述顯微組織對比結(jié)果來看，輪盤鍛件變形充分，顯微組織均勻、細小，滿足標準要求。但應(yīng)值得注意的是，圖3a與圖3c用來表征變形不充分的雙態(tài)組織是不恰當?shù)?。換言之，在α+β雙相區(qū)靠上部，小變形量條件下變形組織并非上述特征。

2.2力學性能要求與測試結(jié)果

鍛件標準對盤鍛件的室溫力學性能要求以及盤鍛件的實測數(shù)據(jù)列于表4，熱穩(wěn)定性能列于表5。

從表4可見，三種合金的盤鍛件力學性能較之標準規(guī)定數(shù)值均有較大的裕度。TC25合金塑性指標尤其是斷面收縮率Z較之TC11與TC8-1合金合金明顯偏小，這符合網(wǎng)籃組織塑性低于等軸組織的特性。

從表5來看，TC8-1與TC25合金的抗熱損傷性能優(yōu)異，較之室溫拉伸試驗結(jié)果相差不大,說明三種合金均適合作為高溫長時承載件使用，符合熱強鈦合金的性能特征。

3、分析與討論

從成分特點可看出，TC25合金較之TC11合金的[Al]更高，接近α+β雙相鈦合金的成分極限，且TC25合金含少量共析型β相穩(wěn)定元素W，因此TC25合金熱強性能更好，符合高溫高強鈦合金的成分特點[4]。而TC8-1合金較之TC11合金適當增加了Mo含量，降低Si元素含量，并以Sn替代部分的Al元素。[Mo]決定馬氏體鈦合金的相變強化效果；長時使用后鈦合金析出的硅化物導致合金脆化[5]，調(diào)整Si含量可抑制此不利影響。故TC8-1合金適合作為高強，長壽命壓氣機盤使用。

分析三種合金輪盤的顯微組織，TC11與TC25盤的輪緣、幅板與輪轂屬于不同變形量的區(qū)域，故進行顯微組織檢查以驗證鍛造工藝參數(shù)的正常性。但值得注意的是，靠近輪緣外部的顯微組織檢查為鍛造組織缺陷檢查，因為在盤件模鍛過程，根據(jù)鍛造“X理論”[8]，輪緣外部屬于小形變量區(qū)域，容易形成晶界初生α相連續(xù)，原始β晶粒粗大等形變不足導致的組織缺陷，應(yīng)加強對此區(qū)域的顯微組織檢查。

從力學性能取樣來看，輪緣部位長時在高溫下處于兩向拉伸狀態(tài)，對高溫持久性能、熱穩(wěn)定性要求高。但應(yīng)注意，疲勞失效也是盤類零件較普遍的一種失效方式[9]，有必要在幅板部位沿周向檢測疲勞性能。實際取樣過程中，由于疲勞試樣尺寸較長（?6mm×90mm，夾持處螺紋M12），幅板部位弦長較短，難以滿足取樣要求，故多數(shù)情況下從輪緣取樣進行代替。

另外，在幅板部位測試斷裂韌度KIC，也是一項常見的取樣要求，國內(nèi)某渦扇發(fā)動機用TC17鈦合金盤鍛件即有此項要求。斷裂韌度KIC表征材料在高應(yīng)力作用下抵御斷裂的能力，取決于強度與塑性的匹配[11]，屬靜強度范疇?？蛊谛阅鼙碚鞑牧显谥芷趹?yīng)力作用下抵御斷裂能力，屬疲勞強度范疇。只有循環(huán)周次極少的疲勞破壞，才與斷裂韌度近似。二者不可一概而論，以片層魏氏組織為例，KIC值高但抗疲勞性能差。

以目前國內(nèi)某大流道渦扇發(fā)動機整體風扇葉盤的力學性能取樣圖[12]（圖4）為例，沿盤輪緣弦向檢驗抗疲勞性能，輪緣徑向或弦向檢驗KIC值，室溫拉伸試樣取自葉身徑向（葉片離心載荷所致）與盤周向（此載荷亦誘發(fā)疲勞源）?？梢姡撳懠娜訄D最為完備合理，符合以上推論。

從力學性能來看，等軸α相的尺寸與體積分數(shù)，次生α相厚度，α相與β相的組織形態(tài)等均對力學性能構(gòu)成影響。初生等軸α相體積分數(shù)高則塑性、韌性升高，而片層組織（次生α相+β轉(zhuǎn)相）體積分數(shù)高則塑性、韌性降低而斷裂韌度升高。次生α相是高溫下的強化相，其含量影響合金高溫拉伸與高溫持久強度。

拉伸應(yīng)力作用下，晶界α相內(nèi)位錯發(fā)生滑移，對于TC25盤的網(wǎng)籃狀組織而言，其原始β晶粒較粗大，故晶界α相相對含量少，難以協(xié)調(diào)變形[17]，因此網(wǎng)籃組織塑性遜于等軸組織，但高溫持久、蠕變強度優(yōu)異。

高溫強度取決于次生α含量與尺寸，TC25盤屬于網(wǎng)籃狀組織，該組織的α相與β相相互交錯編織，高溫下不易滑動，熱損傷效應(yīng)較小。TC8-1合金屬于高[Mo]、低Si含量合金，長時在高溫暴露后Ti5Si3脆性相析出受到抑制，故熱穩(wěn)定性能優(yōu)異。

4、結(jié)論

通過TC11，TC25，TC8-1鈦合金制發(fā)動機壓氣機盤的標準與實物對比，并參照TC17鈦合金制壓氣機盤鍛件標準，形成結(jié)論如下：

（1）顯微組織需選取典型變形部位檢測，三種鈦合金盤鍛件選取輪緣、幅板、輪轂部位，符合鍛件的變形特征。

（2）三種鈦合金盤鍛件變形充分，顯微組織均勻、細小，均滿足標準規(guī)定。但TC11合金、TC8-1合金輪盤標準引用的顯微組織級別與圖片不夠科學。

（3）壓氣機盤的輪緣部位對高溫拉伸、蠕變性能要求較高；幅板部位對中溫抗疲勞性能要求高；輪轂部位對低溫拉伸強度要求較高。

（4）對照輪盤部位—性能項目關(guān)系，三種鈦合金盤鍛件標準規(guī)定的力學性能檢驗項目存在少量缺失。另外，可取消輪盤檢熱穩(wěn)定性能。

（5）實際盤件的顯微組織、力學性能較之標準規(guī)定數(shù)值均有較大的裕度。說明目前三種鈦合金盤鍛造工藝相對成熟?？蛇m當提高標準要求，嚴格鍛件質(zhì)量控制。

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