全瓊?cè)?，劉曉?/p>

(中國航發(fā)成都發(fā)動機有限公司，成都 610500)

B50A789第1級靜子葉片裂紋缺陷分析

全瓊?cè)铮瑒匝?/p>

(中國航發(fā)成都發(fā)動機有限公司，成都 610500)

采用B50A789材料制備的壓氣機葉片產(chǎn)生的缺陷，主要是由于原材料內(nèi)部夾雜、局部偏析、組織粗大，帶狀偏析和折疊引起的。本研究采用金相和能譜分析方法研究了鍛造壓氣機葉片表面裂紋的形成機理，并對其鍛造裂紋的形成過程進行有限元模擬。結(jié)果表明：結(jié)合低倍及高倍形貌特征，可以得出葉片缺陷為鍛造加工過程產(chǎn)生的折疊裂紋；通過有限元模擬分析認為鍛造葉片表面裂紋是源于鍛件在制坯過程中，在連接桿與安裝圓盤的轉(zhuǎn)接處形成啃傷臺階，導致終鍛結(jié)束時在葉身形成折疊裂紋缺陷。同時通過對試驗過程中鍛造工藝調(diào)整，采用分料卡子對過渡區(qū)分料或進行打磨來保證轉(zhuǎn)角半徑圓滑過渡，可有效避免葉片表面折疊和裂紋缺陷的形成。

壓氣機葉片；裂紋；鍛造折疊；有限元模擬；啃傷

0 引言

壓氣機葉片是燃氣輪機的重要部件，起著能量轉(zhuǎn)換的關(guān)鍵作用。某型壓氣機所有IGV及前三級動靜葉片均采用B50A789材料。從成分特點來看，B50A789鋼類似于17-4PH合金結(jié)構(gòu)鋼，屬于沉淀硬化型馬氏體不銹鋼，主要通過富銅相的時效強化和鉬、鈮的沉淀強化[1]。

采用B50A789材料鍛造制備壓氣機葉片，發(fā)現(xiàn)葉片缺陷主要是由于原材料內(nèi)部夾雜、局部偏析、組織粗大，帶狀偏析和折疊引起的。在實際的鍛造過程中，葉片缺陷的形成除以上因素外，還與葉片的制備環(huán)節(jié)如材料類別、設(shè)計、生產(chǎn)工藝等有關(guān)；因此，研究鍛造葉片缺陷的形成機理，并找出切實有效的排故措施減少或防止類似缺陷發(fā)生，可有效地提高產(chǎn)品的合格率。在葉片的鍛造過程中，尤其容易形成折疊缺陷，使得葉片完整性遭到破壞，并且折疊形成的缺口容易造成應(yīng)力集中，形成疲勞源，導致零件在應(yīng)用過程中發(fā)生疲勞斷裂。同時模鍛過程中坯料尺寸、形狀、放置位置不當及打磨不徹底，模具圓角及筋腹板的設(shè)計，鍛件潤滑劑噴涂不均勻，打擊速度過快以及鍛件分模面選擇不當?shù)染鶗a(chǎn)生折疊[2-4]。

基于此，本研究首先對壓氣機第1級靜子葉片鍛造后產(chǎn)生的裂紋缺陷通過理化分析來確定缺陷類型，然后采用有限元模擬葉片從預成形到最終葉片鍛件的整體成形規(guī)律，從而研究葉片缺陷的形成原因[5-8]。

1 理化分析

本研究鍛件共下料160件，在進行鐓粗、拔長滾圓、打磨、模鍛、切邊、打磨、校正后發(fā)現(xiàn)：幾乎所有葉片在距大緣板內(nèi)側(cè)約50 mm的葉背或葉盆面存在貫穿整個葉面的橫向裂紋缺陷，并呈弧線分布如圖1箭頭所示。

在圖1b所示位置取樣，沿裂紋截面磨制拋光后，采用Leica MZ16體視鏡低倍下觀察，其裂紋由外表面呈約30°向內(nèi)深入，深度約為2 mm，缺陷表面寬而內(nèi)部窄，尖端較圓鈍(圖2)。采用Leica AXIOVERT 200MAT金相顯微鏡將缺陷放大后進行高倍觀察：缺陷內(nèi)部觀察到灰色氧化物特征。將拋光后試樣經(jīng)FeCl3溶液(10 g FeCl3：20 mL HCL：120 mL C2H5OH)腐蝕后觀察，裂紋兩側(cè)有脫碳特征，附近金相組織正常，均為回火索氏體[1]。

圖1 鍛造葉片裂紋Fig.1 Cracking of forging blade

圖2 鍛造葉片微觀組織Fig.2 Microstructure of the forging blade

采用掃描電鏡所帶的能譜儀對圖2b所示裂紋側(cè)面及附近基體進行微區(qū)成分分析，結(jié)果見表1：基體位置材料成分正常?；w與缺陷Ca、Al元素含量為0，表明缺陷處無冶煉過程中夾雜物的生成，這與該批次原材料復驗符合B50A789 REV.G技術(shù)條件結(jié)論一致。與基體元素相比，邊緣位置C、Cr、Fe元素含量分別下降到19.70%、6.15%、17.58%，而O元素高達52.74%，說明缺陷處形成了灰色氧化物。綜合宏、微觀形貌特征，可以得出葉片缺陷為鍛造加工過程產(chǎn)生的折疊裂紋。

表1 不同位置葉片化學成分分布情況 (質(zhì)量分數(shù) /%)

2 鍛造工藝分析

2.1理論坯料終鍛過程模擬

葉片鍛造為高溫大變形過程，故忽略坯料的彈性變形，采用剛粘塑性模型，模具設(shè)為剛性體，坯料與模具之間采用剪切摩擦模型。零件材料B50A789(17-4H)本構(gòu)關(guān)系由DEFORM材料庫提供，終鍛鍛造溫度1 140 ℃，模具溫度400 ℃，坯料與模具間的接觸換熱系數(shù)取為11 kW/(m2·K)。

圖3給出鍛件成形過程中不同欠壓量下坯料變形圖，從圖中可以看出：鍛造結(jié)束后葉盆葉身轉(zhuǎn)角處坯料變形均勻，過渡光滑，充滿情況良好。榫頭先與模具接觸受到壓應(yīng)力發(fā)生變形，金屬開始向桿部過渡圓角流動，坯料金屬沿橫向兩側(cè)進、排氣流動，沿縱向葉尖流動填充整個模具，該模擬結(jié)果表明鍛件及其模具尺寸設(shè)計合理。

圖3 坯料終鍛過程的有限元模擬Fig.3 Finite element simulation of finish-forging process

通過對以上數(shù)值模擬結(jié)果分析可以得出：終鍛鍛造坯料、鍛件和模具的設(shè)計均符合材料熱加工要求。然而，實際生產(chǎn)中第1級靜子葉片雖然榫頭結(jié)構(gòu)簡單，葉身與榫頭間扭角較小，但是零件長達660 mm，重37 kg，難于采用相應(yīng)的頂鍛設(shè)備來制坯，故首先通過3t模鍛錘鐓頭(圖4a)，然后采用自由錘錘砧對坯料進行拔長滾圓，工人無法保證坯料大緣板與葉身桿部過渡區(qū)45°+R50圓滑轉(zhuǎn)接，在R轉(zhuǎn)接過渡區(qū)出現(xiàn)臺階，使得坯料質(zhì)量難以達到圖紙設(shè)計要求，進而在終鍛時相應(yīng)位置上可能形成折疊缺陷，實際坯料見圖4b，在R轉(zhuǎn)接區(qū)域存在約10 mm寬的臺階導致轉(zhuǎn)接半徑小于10 mm的問題，與工藝要求存在差異。

圖4 墩頭和拔長的宏觀照片F(xiàn)ig.4 Macro structure of upsetting and stretching

2.2實際坯料終鍛過程模擬

為了定量的分析制坯件的形狀對鍛件缺陷的影響，結(jié)合實際鍛造生產(chǎn)過程，對轉(zhuǎn)角處有啃傷坯料進行了有限元模擬分析，其結(jié)果如圖5、圖6缺陷坯料鍛壓時金屬的流動過程所示。在圖5b中當模擬運行到第45步，欠壓量72 mm時，榫頭與模具接觸發(fā)生變形，葉盆轉(zhuǎn)角處表面金屬急速流動壓入啃傷部位，系統(tǒng)預警出現(xiàn)折疊。運行到第75步，欠壓量37 mm，葉身與模具接觸，開始受到壓應(yīng)力，葉身坯料向榫頭及橋部流動，榫頭坯料帶著臨近部分表層金屬向葉身表面流動，在葉盆、葉背表面匯合發(fā)生折疊，且擴大到葉身與榫頭轉(zhuǎn)角處，見圖5c、圖6所示。欠壓量15 mm，模擬運行到第90步，榫頭基本充滿，葉背、葉盆折疊區(qū)隨葉身成形而變寬，見圖5d所示。模擬運行到第100步，欠壓量5 mm，成型基本完成，葉盆葉背沿整個葉身有橫向折疊，這與實際鍛造缺陷基本一致。

圖5 葉片坯料變形圖Fig.5 Blade blank deformation diagram

圖7為鍛造方向(Y軸)坯料變形過程中應(yīng)力云圖。從圖7a～圖7d可以清晰看出：整個鍛造過程中葉盆與榫頭R轉(zhuǎn)角處一直受較大的壓應(yīng)力，約300 MPa，并且始終高于葉背相應(yīng)位置。圖8為坯料不同欠壓量下軸向截面流線網(wǎng)格變化。如圖8a所示，模擬運行到第9步，欠壓量為95 mm，坯料轉(zhuǎn)角處網(wǎng)格流線開始沿零件外廓分布；模擬運行到第12步，欠壓量為85 mm，葉盆臺階處流線出現(xiàn)網(wǎng)格畸變，見圖8b所示；從圖8c、圖8d可以看到：由于葉身未與型腔充分接觸，葉身金屬流動緩慢，而葉盆處金屬繼續(xù)沿鍛造方向快速流動，進而在臺階處流線發(fā)生回流。葉背處流線推動啃傷臺階繼續(xù)向葉尖流動，臺階變得不明顯，葉背靠近榫頭原臺階處的網(wǎng)絡(luò)流線外露，葉盆與榫頭的流線發(fā)生匯合形成渦流。通過上述對軸向截面應(yīng)力及流線網(wǎng)格分析可以得到：葉盆較葉背壓應(yīng)力大，使得葉盆軸向截面流線網(wǎng)格更容易發(fā)生畸變，在轉(zhuǎn)角處形成渦流。這是由于錘上模鍛變形時金屬的流動慣性，使得上模型腔金屬流動更劇烈造成的[9-10]。

通過上述鍛造有限元模擬可以得出如下結(jié)論：造成鍛件折疊的原因是坯料在大緣板與葉身過渡區(qū)域不圓滑，存在臺階狀轉(zhuǎn)接所致；由于葉盆較葉背轉(zhuǎn)角處金屬變形更劇烈，折疊缺陷更容易在葉盆位置出現(xiàn)。

圖6 模擬運行75步坯料流動圖Fig.6 Flow simulation chart after 75 steps

圖7 鍛件軸向應(yīng)力云圖Fig.7 Axial stress contour of forging

3 改進措施及鍛坯質(zhì)量控制

1)現(xiàn)場制坯改進措施：先使用分料卡子在過渡區(qū)進行分料及圓整，然后再摔圓桿部，使過渡區(qū)圓滑轉(zhuǎn)接，滿足工藝對制坯件的要求。

2)鍛坯質(zhì)量控制措施：當過度區(qū)出現(xiàn)偏離工藝要求時(過渡區(qū)轉(zhuǎn)接不圓滑、存在臺階)，必須采用打磨或機加對坯料進行修正，保證其滿足工藝要求。

圖8 鍛件軸向截面流線網(wǎng)格變形圖Fig.8 Mesh deformation chart of streamline profile

最終改進后坯料生產(chǎn)的成批鍛件未發(fā)現(xiàn)有折疊缺陷。力學性能、晶粒度、鐵素體含量均符合B50A789REV.G和P3C-AG60REV.AA的要求。

4 結(jié)論

1)葉片缺陷為鍛造過程中產(chǎn)生的折疊。

2)終鍛鍛造坯料、鍛件和模具的設(shè)計均符合材料熱加工要求。

3)鍛件制坯過程中桿部與安裝圓盤轉(zhuǎn)接處發(fā)生啃傷存在臺階，導致終鍛結(jié)束后葉身產(chǎn)生了折疊缺陷，且葉盆較葉背位置更容易出現(xiàn)。

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CrackingAnalysisofFirstStageStatorVaneMadeofB50A789Steel

QUAN Qiong-rui，LIU Xiao-yan

(AECCChengduEngine(group)Co.,Ltd.,Chengdu610500,China)

The defects of the compressor blades made of B50A789 steel are mainly due to inclusions of raw material, local segregation, coarse structure, zonal segregation and folding. In this paper, the forming mechanism of surface crack of forging compressor blades was analyzed by metallographic examination and energy spectrum analysis, and the forming process of cracks was simulated by infinite element analysis. The results show that the crack of the blade is folding crack forming during the process of forging. The results of finite element simulation show the surface crack of the blades initiated during the production process of the blank. Nicking steps formed at the transfer zone between connecting rod and installation disc, leading to folding crack at the blade body when forging process was finished. The formation of the blade surface folding and cracking defects can be effectively avoided by the improvement of the forging process and using feed clamps or polishing to ensure the smooth transition of the blade blank.

compressor blade；crack; forging fold；finite element simulation；nicking

2017年4月10日 [

] 2017年5月2日

全瓊?cè)?1984年-)，女，碩士，工程師，主要從事金屬材料的金相檢測及發(fā)動機零部件失效分析等方面的研究。

TG245

Adoi: 10.3969/j.issn.1673-6214.2017.03.004

1673-6214(2017)03-0157-06