B50A789第1级静子叶片裂纹缺陷分析

全琼蕊，刘晓燕

(中国航发成都发动机有限公司，成都 610500)

B50A789第1级静子叶片裂纹缺陷分析

全琼蕊，刘晓燕

(中国航发成都发动机有限公司，成都 610500)

采用B50A789材料制备的压气机叶片产生的缺陷，主要是由于原材料内部夹杂、局部偏析、组织粗大，带状偏析和折叠引起的。本研究采用金相和能谱分析方法研究了锻造压气机叶片表面裂纹的形成机理，并对其锻造裂纹的形成过程进行有限元模拟。结果表明：结合低倍及高倍形貌特征，可以得出叶片缺陷为锻造加工过程产生的折叠裂纹；通过有限元模拟分析认为锻造叶片表面裂纹是源于锻件在制坯过程中，在连接杆与安装圆盘的转接处形成啃伤台阶，导致终锻结束时在叶身形成折叠裂纹缺陷。同时通过对试验过程中锻造工艺调整，采用分料卡子对过渡区分料或进行打磨来保证转角半径圆滑过渡，可有效避免叶片表面折叠和裂纹缺陷的形成。

压气机叶片；裂纹；锻造折叠；有限元模拟；啃伤

0 引言

压气机叶片是燃气轮机的重要部件，起着能量转换的关键作用。某型压气机所有IGV及前三级动静叶片均采用B50A789材料。从成分特点来看，B50A789钢类似于17-4PH合金结构钢，属于沉淀硬化型马氏体不锈钢，主要通过富铜相的时效强化和钼、铌的沉淀强化[1]。

采用B50A789材料锻造制备压气机叶片，发现叶片缺陷主要是由于原材料内部夹杂、局部偏析、组织粗大，带状偏析和折叠引起的。在实际的锻造过程中，叶片缺陷的形成除以上因素外，还与叶片的制备环节如材料类别、设计、生产工艺等有关；因此，研究锻造叶片缺陷的形成机理，并找出切实有效的排故措施减少或防止类似缺陷发生，可有效地提高产品的合格率。在叶片的锻造过程中，尤其容易形成折叠缺陷，使得叶片完整性遭到破坏，并且折叠形成的缺口容易造成应力集中，形成疲劳源，导致零件在应用过程中发生疲劳断裂。同时模锻过程中坯料尺寸、形状、放置位置不当及打磨不彻底，模具圆角及筋腹板的设计，锻件润滑剂喷涂不均匀，打击速度过快以及锻件分模面选择不当等均会产生折叠[2-4]。

基于此，本研究首先对压气机第1级静子叶片锻造后产生的裂纹缺陷通过理化分析来确定缺陷类型，然后采用有限元模拟叶片从预成形到最终叶片锻件的整体成形规律，从而研究叶片缺陷的形成原因[5-8]。

1 理化分析

本研究锻件共下料160件，在进行镦粗、拔长滚圆、打磨、模锻、切边、打磨、校正后发现：几乎所有叶片在距大缘板内侧约50 mm的叶背或叶盆面存在贯穿整个叶面的横向裂纹缺陷，并呈弧线分布如图1箭头所示。

在图1b所示位置取样，沿裂纹截面磨制抛光后，采用Leica MZ16体视镜低倍下观察，其裂纹由外表面呈约30°向内深入，深度约为2 mm，缺陷表面宽而内部窄，尖端较圆钝(图2)。采用Leica AXIOVERT 200MAT金相显微镜将缺陷放大后进行高倍观察：缺陷内部观察到灰色氧化物特征。将抛光后试样经FeCl3溶液(10 g FeCl3：20 mL HCL：120 mL C2H5OH)腐蚀后观察，裂纹两侧有脱碳特征，附近金相组织正常，均为回火索氏体[1]。

图1 锻造叶片裂纹Fig.1 Cracking of forging blade

图2 锻造叶片微观组织Fig.2 Microstructure of the forging blade

采用扫描电镜所带的能谱仪对图2b所示裂纹侧面及附近基体进行微区成分分析，结果见表1：基体位置材料成分正常。基体与缺陷Ca、Al元素含量为0，表明缺陷处无冶炼过程中夹杂物的生成，这与该批次原材料复验符合B50A789 REV.G技术条件结论一致。与基体元素相比，边缘位置C、Cr、Fe元素含量分别下降到19.70%、6.15%、17.58%，而O元素高达52.74%，说明缺陷处形成了灰色氧化物。综合宏、微观形貌特征，可以得出叶片缺陷为锻造加工过程产生的折叠裂纹。

表1 不同位置叶片化学成分分布情况 (质量分数 /%)

2 锻造工艺分析

2.1理论坯料终锻过程模拟

叶片锻造为高温大变形过程，故忽略坯料的弹性变形，采用刚粘塑性模型，模具设为刚性体，坯料与模具之间采用剪切摩擦模型。零件材料B50A789(17-4H)本构关系由DEFORM材料库提供，终锻锻造温度1 140 ℃，模具温度400 ℃，坯料与模具间的接触换热系数取为11 kW/(m2·K)。

图3给出锻件成形过程中不同欠压量下坯料变形图，从图中可以看出：锻造结束后叶盆叶身转角处坯料变形均匀，过渡光滑，充满情况良好。榫头先与模具接触受到压应力发生变形，金属开始向杆部过渡圆角流动，坯料金属沿横向两侧进、排气流动，沿纵向叶尖流动填充整个模具，该模拟结果表明锻件及其模具尺寸设计合理。

图3 坯料终锻过程的有限元模拟Fig.3 Finite element simulation of finish-forging process

通过对以上数值模拟结果分析可以得出：终锻锻造坯料、锻件和模具的设计均符合材料热加工要求。然而，实际生产中第1级静子叶片虽然榫头结构简单，叶身与榫头间扭角较小，但是零件长达660 mm，重37 kg，难于采用相应的顶锻设备来制坯，故首先通过3t模锻锤镦头(图4a)，然后采用自由锤锤砧对坯料进行拔长滚圆，工人无法保证坯料大缘板与叶身杆部过渡区45°+R50圆滑转接，在R转接过渡区出现台阶，使得坯料质量难以达到图纸设计要求，进而在终锻时相应位置上可能形成折叠缺陷，实际坯料见图4b，在R转接区域存在约10 mm宽的台阶导致转接半径小于10 mm的问题，与工艺要求存在差异。

图4 墩头和拔长的宏观照片Fig.4 Macro structure of upsetting and stretching

2.2实际坯料终锻过程模拟

为了定量的分析制坯件的形状对锻件缺陷的影响，结合实际锻造生产过程，对转角处有啃伤坯料进行了有限元模拟分析，其结果如图5、图6缺陷坯料锻压时金属的流动过程所示。在图5b中当模拟运行到第45步，欠压量72 mm时，榫头与模具接触发生变形，叶盆转角处表面金属急速流动压入啃伤部位，系统预警出现折叠。运行到第75步，欠压量37 mm，叶身与模具接触，开始受到压应力，叶身坯料向榫头及桥部流动，榫头坯料带着临近部分表层金属向叶身表面流动，在叶盆、叶背表面汇合发生折叠，且扩大到叶身与榫头转角处，见图5c、图6所示。欠压量15 mm，模拟运行到第90步，榫头基本充满，叶背、叶盆折叠区随叶身成形而变宽，见图5d所示。模拟运行到第100步，欠压量5 mm，成型基本完成，叶盆叶背沿整个叶身有横向折叠，这与实际锻造缺陷基本一致。

图5 叶片坯料变形图Fig.5 Blade blank deformation diagram

图7为锻造方向(Y轴)坯料变形过程中应力云图。从图7a～图7d可以清晰看出：整个锻造过程中叶盆与榫头R转角处一直受较大的压应力，约300 MPa，并且始终高于叶背相应位置。图8为坯料不同欠压量下轴向截面流线网格变化。如图8a所示，模拟运行到第9步，欠压量为95 mm，坯料转角处网格流线开始沿零件外廓分布；模拟运行到第12步，欠压量为85 mm，叶盆台阶处流线出现网格畸变，见图8b所示；从图8c、图8d可以看到：由于叶身未与型腔充分接触，叶身金属流动缓慢，而叶盆处金属继续沿锻造方向快速流动，进而在台阶处流线发生回流。叶背处流线推动啃伤台阶继续向叶尖流动，台阶变得不明显，叶背靠近榫头原台阶处的网络流线外露，叶盆与榫头的流线发生汇合形成涡流。通过上述对轴向截面应力及流线网格分析可以得到：叶盆较叶背压应力大，使得叶盆轴向截面流线网格更容易发生畸变，在转角处形成涡流。这是由于锤上模锻变形时金属的流动惯性，使得上模型腔金属流动更剧烈造成的[9-10]。

通过上述锻造有限元模拟可以得出如下结论：造成锻件折叠的原因是坯料在大缘板与叶身过渡区域不圆滑，存在台阶状转接所致；由于叶盆较叶背转角处金属变形更剧烈，折叠缺陷更容易在叶盆位置出现。

图6 模拟运行75步坯料流动图Fig.6 Flow simulation chart after 75 steps

图7 锻件轴向应力云图Fig.7 Axial stress contour of forging

3 改进措施及锻坯质量控制

1)现场制坯改进措施：先使用分料卡子在过渡区进行分料及圆整，然后再摔圆杆部，使过渡区圆滑转接，满足工艺对制坯件的要求。

2)锻坯质量控制措施：当过度区出现偏离工艺要求时(过渡区转接不圆滑、存在台阶)，必须采用打磨或机加对坯料进行修正，保证其满足工艺要求。

图8 锻件轴向截面流线网格变形图Fig.8 Mesh deformation chart of streamline profile

最终改进后坯料生产的成批锻件未发现有折叠缺陷。力学性能、晶粒度、铁素体含量均符合B50A789REV.G和P3C-AG60REV.AA的要求。

4 结论

1)叶片缺陷为锻造过程中产生的折叠。

2)终锻锻造坯料、锻件和模具的设计均符合材料热加工要求。

3)锻件制坯过程中杆部与安装圆盘转接处发生啃伤存在台阶，导致终锻结束后叶身产生了折叠缺陷，且叶盆较叶背位置更容易出现。

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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

全琼蕊(1984年-)，女，硕士，工程师，主要从事金属材料的金相检测及发动机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