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Mar-M247鎳基高溫合金是美國(guó)馬丁公司研制的第一代定向凝固高溫合金材料，等軸晶組織使其在高溫下力學(xué)性能非常好，常被用于制造等軸晶鑄件。正是因?yàn)镸ar-M27鎳基高溫合金具有優(yōu)良的可鑄造性和高溫性能，以及良好的抗蠕變和抗熱腐蝕性能，其被廣泛用于制造工作溫度在1000℃左右的航空發(fā)動(dòng)機(jī)和重型燃?xì)廨啓C(jī)熱端部件(如動(dòng)葉片和靜葉片)。Mar-M247鎳基高溫合金中的γ’相的體積分?jǐn)?shù)高達(dá)62％，晶界內(nèi)的γ’強(qiáng)化相、在凝固過(guò)程中形成的γ＋γ’共晶組織和在晶界析出的不連續(xù)的顆粒狀M23C6碳化物的存在，增強(qiáng)了Mar-M247鎳基高溫合金的高溫蠕變強(qiáng)度，提升了Mar-M247鎳基高溫合金的力學(xué)性能。但是同時(shí)產(chǎn)生的脆性MC碳化物將會(huì)成為裂紋源，并為裂紋的傳播和擴(kuò)展提供通道，從而影響其低溫蠕變伸長(zhǎng)率等指標(biāo)。

 

屈服強(qiáng)度、規(guī)定塑性延伸強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度是工程中常用的靜強(qiáng)度安全校核指標(biāo)。一般情況下，隨著試驗(yàn)溫度的提高，金屬材料的抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、規(guī)定塑性延伸強(qiáng)度會(huì)降低，并且抗拉強(qiáng)度的下降比例要大于屈服強(qiáng)度或規(guī)定塑性延伸強(qiáng)度的，即屈強(qiáng)比會(huì)增加;鑒于屈強(qiáng)比的變化會(huì)影響金屬材料的低周疲勞壽命，屈強(qiáng)比增加會(huì)降低材料的強(qiáng)度安全余量。因此，準(zhǔn)確測(cè)試金屬材料在高溫條件下的強(qiáng)度對(duì)零件的安全設(shè)計(jì)和評(píng)估尤為關(guān)鍵。

 

筆者根據(jù)產(chǎn)品的要求，測(cè)試了不同拉伸速率下Mar-M247鎳基高溫合金的高溫強(qiáng)度，分析討論了拉伸速率對(duì)其高溫強(qiáng)度的影響。

 

試驗(yàn)材料和試驗(yàn)方法

 

1 試驗(yàn)材料

 

試驗(yàn)選取了同一熔煉爐號(hào)并且同一熱處理爐號(hào)的等軸晶Mar-M247鎳基高溫合金，該材料的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))為0.16％C，8.2％Cr，0.6％Co，0.6％Mo，10.0％W，3.0％Ta，1.0％Ti，5.5％Al，0.20％B，0.09％Zr，1.5％Hf，余Ni。表1為該批試料的室溫拉伸試驗(yàn)結(jié)果。

 

表1 Mar-M247鎳基高溫合金的室溫拉伸試驗(yàn)結(jié)果

 

室溫下拉伸試驗(yàn)的橫梁位移速率為：屈服強(qiáng)度以前階段0.15mm·min-1，屈服強(qiáng)度以后階段1.5mm·min-1。

 

2 試驗(yàn)方法

 

根據(jù)GB/T 228.2—2015«金屬材料 拉伸試驗(yàn)第1部分：高溫試驗(yàn)方法»將試料加工成直徑為6.0mm的螺紋頭部的圓柱狀試樣，平行長(zhǎng)度為30mm。

 

采用新三思CMT5105型微機(jī)控制電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)，高溫爐采用3段控溫。試驗(yàn)溫度為900℃，保溫時(shí)間30min。

 

試驗(yàn)采用試樣平行長(zhǎng)度估計(jì)應(yīng)變速率的方法。試驗(yàn)分為5組，A-D組的試樣數(shù)量為3件，E組試樣數(shù)量為2件，各組的試驗(yàn)參數(shù)如表2所示。

 

表2 Mar-M247鎳基高溫合金的高溫拉伸試驗(yàn)參數(shù)

 

拉伸速率采用根據(jù)GB/T 228.1—2010對(duì)平行長(zhǎng)度估計(jì)應(yīng)變速率的計(jì)算方法，結(jié)合GB/T 228.2—2015對(duì)拉伸速率的要求，高溫拉伸試驗(yàn)過(guò)程中屈服強(qiáng)度以前階段選取了0.15和0.5mm·min-1兩種試驗(yàn)速率，屈服強(qiáng)度以后階段選取了0.15，0.5，0.6，1.5和6.0mm·min-1等5種拉伸速率。

 

試驗(yàn)結(jié)果及討論

 

1 試驗(yàn)結(jié)果

 

由于該Mar-M247鎳基高溫合金試驗(yàn)結(jié)果處于鑄造后經(jīng)過(guò)熱處理的狀態(tài)，因此在相同試驗(yàn)參數(shù)下試驗(yàn)結(jié)果存在一定的分散度。為減少試樣本身的因素對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響，采用各組的試驗(yàn)結(jié)果平均值來(lái)分析拉伸速率對(duì)抗拉強(qiáng)度的影響，試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表3。

 

表3 Mar-M247鎳基高溫合金的高溫拉伸試驗(yàn)結(jié)果

 

各組平均試驗(yàn)結(jié)果表明，隨著屈服強(qiáng)度以后階段拉伸速率的提高，抗拉強(qiáng)度增高;斷后伸長(zhǎng)率隨著屈服強(qiáng)度以后階段拉伸速率的提高先增加后降低。

 

圖1 A組試驗(yàn)參數(shù)下的拉伸曲線

圖2 E組試驗(yàn)參數(shù)下的拉伸曲線

 

圖3 B組試驗(yàn)參數(shù)下的拉伸曲線

 

圖4 C組試驗(yàn)參數(shù)下的拉伸曲線

 

圖5 D組試驗(yàn)參數(shù)下的拉伸曲線

 

圖1~圖5分別是A-E組試驗(yàn)參數(shù)下典型的拉伸曲線，其中A，E 兩組的屈服強(qiáng)度以前階段與屈服強(qiáng)度以后階段的拉伸速率相同，整個(gè)曲線很光滑;B，C，D組的拉伸曲線中由于兩個(gè)階段速率不同，速率變化引起了曲線斜率的突變。

 

2 分析討論

 

由圖1~圖5的拉伸曲線可見(jiàn)，Mar-M247鎳基高溫合金在高溫拉伸過(guò)程中沒(méi)有明顯的屈服現(xiàn)象。本次對(duì)比分析均采用了GB/T 228.2—2015中的A方法，并根據(jù)該標(biāo)準(zhǔn)中第10.3.2款和第10.3.4款的要求引用了GB/T 228.1—2010中相應(yīng)條款的規(guī)定，則可根據(jù)應(yīng)變速率和試樣平行長(zhǎng)度確定橫梁位移速率，鑒于試驗(yàn)在相同試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，故忽略了試驗(yàn)機(jī)柔度的影響。根據(jù)試驗(yàn)方法和試樣尺寸計(jì)算出屈服強(qiáng)度以前階段的橫梁位移速率為(0.126±20％)mm·min-1 (標(biāo)準(zhǔn)推薦的速率)或(0.45±20％)mm·min-1，測(cè)試屈服強(qiáng)度以后階段的橫梁位移速率為(0.126±20％)mm·min-1或(0.126±20％)mm·min-1或(2.52±20％)mm·min-1(標(biāo)準(zhǔn)推薦的速率)或(12±20％)mm·min-1。因此，針對(duì)Mar-M247鎳基高溫合金高溫拉伸試驗(yàn)的參數(shù)設(shè)置中除D組的抗拉強(qiáng)度測(cè)定速率不在標(biāo)準(zhǔn)要求范圍內(nèi)之外，其他各組的速率均滿足標(biāo)準(zhǔn)要求。

 

金屬材料的回復(fù)速率與時(shí)間和溫度有密切的關(guān)系，在相同的試驗(yàn)溫度和相近的試驗(yàn)時(shí)間條件下，材料的位錯(cuò)回復(fù)速率應(yīng)是相當(dāng)?shù)模覍?duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響很小。0.15mm·min-1速率的A，B，C，D 組的規(guī)定塑性延伸強(qiáng)度遠(yuǎn)低于0.5mm·min-1速率的E組的，A組的抗拉強(qiáng)度也遠(yuǎn)低于E組的。說(shuō)明在在恒定的應(yīng)變速率條件下，速率越高位錯(cuò)形成速度、數(shù)量和堆積程度也越高，表現(xiàn)為強(qiáng)度越高。

 

拉伸速率增加越大對(duì)Mar-M247鎳基高溫合金抗拉強(qiáng)度產(chǎn)生的影響也越大，尤其是非恒定的拉伸速率等情況下表現(xiàn)尤為突出。雖然從圖3~圖5中沒(méi)有觀察到GB/T 228.1—2010中應(yīng)變速率突然增加時(shí)的應(yīng)力-應(yīng)變行為，但通過(guò)對(duì)圖1、圖2與圖3~圖5的拉伸曲線對(duì)比發(fā)現(xiàn)，應(yīng)變速率突然增加后，曲線不僅存在明顯的拐點(diǎn)，還存在與彈性變形階段斜率相近的斜線段，速率變化越大，斜率也越大，甚至超過(guò)了彈性段的斜率。說(shuō)明在拉伸速率瞬間增加時(shí)，試驗(yàn)機(jī)為響應(yīng)增加的拉伸速率而在試樣的正應(yīng)力方向產(chǎn)生了沖擊作用，而且這種沖擊作用隨瞬間速度變化差異越大而越高。這種現(xiàn)象產(chǎn)生的原因有兩個(gè)：其一，金屬材料在彈性變形階段，變形的傳播速度相當(dāng)于聲速，試驗(yàn)速率一般不會(huì)影響曲線的斜率，但在本試驗(yàn)中的加速階段是處于塑性變形階段，此時(shí)變形主要依賴(lài)于位錯(cuò)的運(yùn)動(dòng)，試樣在這種瞬間的加速載荷作用下位錯(cuò)來(lái)不及運(yùn)動(dòng)而表現(xiàn)出較高的變形抗力;其二，速率改變的時(shí)刻，因?yàn)檩d荷增加較快，而應(yīng)變量測(cè)量要等到試驗(yàn)機(jī)系統(tǒng)受力改變后再傳到試樣，試樣再變形，再測(cè)量試樣平行段部分的變形，即變速的瞬間試驗(yàn)機(jī)系統(tǒng)、試樣夾持段、平行段變形是從先到后順序，使得應(yīng)力增加較快而變形增加小。在這兩種因素的作用下，會(huì)在拉伸曲線上出現(xiàn)斜率甚至高于彈性段的情況。雖然這部分的斜率不能作為材料的彈性模量，但卻顯示出加速對(duì)拉伸曲線的影響，而且加速點(diǎn)距離抗拉強(qiáng)度點(diǎn)越近越容易會(huì)產(chǎn)生GB/T 228.1—2010中應(yīng)變速率突然增加時(shí)的應(yīng)力-應(yīng)變行為。

 

一般地，隨著高溫拉伸試驗(yàn)溫度的升高，材料的規(guī)定塑性延伸強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度均下降，而抗拉強(qiáng)度的下降幅度高于規(guī)定塑性延伸強(qiáng)度，從而導(dǎo)致屈強(qiáng)比隨溫度升高而增大。屈強(qiáng)比的增大將導(dǎo)致彈性極限與抗拉強(qiáng)度之間的塑性變形范圍減少。

 

表4 各組試驗(yàn)參數(shù)下的屈強(qiáng)比

 

各組參數(shù)和室溫條件下的屈強(qiáng)比如表4所示，隨著拉伸速率的增加屈強(qiáng)比減少，當(dāng)拉伸速率達(dá)到6mm·min-1時(shí)，其屈強(qiáng)比與室溫條件下相當(dāng)，這與一般的理論研究成果出現(xiàn)了偏差。

 

結(jié)論

 

(1)在Mar-M247鎳基高溫合金高溫拉伸試驗(yàn)過(guò)程中，屈服強(qiáng)度以前階段和屈服強(qiáng)度以后階段橫梁位移速率相同的條件下，橫梁位移速率越高，所得到的規(guī)定塑性延伸強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度越高。這是由高的橫梁位移速率引起的位錯(cuò)形成速率、數(shù)量和堆積程度增加所導(dǎo)致的。

 

(2)在屈服強(qiáng)度以前階段和屈服強(qiáng)度以后階段橫梁位移速率不同的條件下，Mar-M247鎳基高溫合金的高溫抗拉強(qiáng)度隨拉伸速率的增加而增大。

 

(3)在屈服強(qiáng)度以前階段和屈服強(qiáng)度以后階段橫梁位移速率相同的條件下，其屈強(qiáng)比相當(dāng);而兩個(gè)階段速率不同時(shí)，卻產(chǎn)生了截然不同的屈強(qiáng)比，且屈強(qiáng)比隨屈服強(qiáng)度以后階段的速率增加而減小，達(dá)到一定速率時(shí)甚至與室溫的屈強(qiáng)比相當(dāng)。這種現(xiàn)象與金屬材料屈強(qiáng)比隨溫度升高而增大的一般理論相悖。同時(shí)，由于試驗(yàn)過(guò)程滿足相關(guān)試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)的要求，故通過(guò)實(shí)際的拉伸曲線和標(biāo)準(zhǔn)是無(wú)法否定其結(jié)果的有效性的。但對(duì)于材料本身而言，高溫拉伸時(shí)在屈服強(qiáng)度以后階段是否需要加速或者在什么時(shí)候加速所得到的結(jié)果更為準(zhǔn)確，而可以作為產(chǎn)品設(shè)計(jì)或驗(yàn)收的依據(jù)，還缺乏理論和實(shí)踐的支撐，還需要開(kāi)展大量的試驗(yàn)研究工作。

 

作者：張波，高級(jí)工程師，東方汽輪機(jī)有限公司材料研究中心