要約：タービンブレードの使用中、酸化損傷と亀裂は避けられません。亀裂挙動の予測と酸化損傷による影響は、使用安全性と寿命管理にとって非常に重要です。航空機エンジンの高圧タービンブレードの長時間の高温環境における酸化損傷と亀裂の問題を対象として、850℃でコンパクトテンション（CT）試験片の疲労亀裂成長試験を実施し、正常な試験片と酸化損傷後の試験片の疲労亀裂成長速度を取得しました。パリモデルを使用して、酸化損傷のある状態での亀裂成長を考慮し、酸化損傷が疲労亀裂成長速度に与える影響を比較しました。ある航空機エンジンの高圧タービンブレードを例に、本論文では、酸化損傷が亀裂成長段階に及ぼす影響に焦点を当て、ANSYSとFranc3Dソフトウェアを使用して、酸化損傷のあるタービンブレードとないタービンブレードの亀裂成長寿命を解析し、比較します。結果によると、酸化損傷の影響下では、ブレードの前縁亀裂のサイクル寿命は平均して酸化損傷がない場合の 44.02% に短縮され、ブレードの後縁亀裂のサイクル寿命は平均して酸化損傷がない場合の 50.22% に短縮されました。これは、実際の使用環境作業条件下でのタービンブレードの寿命評価に基本的な参考資料を提供し、他の実際のプロジェクトで材料を正しく評価し、エンジニアリングホットエンド部品の耐用年数と設計強度を予測する上で重要な実用的意義を持っています。
キーワード: タービンブレード、ニッケル基合金、酸化損傷、CT 試験片、亀裂伝播

航空機エンジンの稼働効率が継続的に向上するにつれ、高性能航空機エンジンの中核部品であるタービンブレードが直面する使用環境はますます厳しくなっています。タービンブレードは、高速回転による遠心荷重に加え、複雑な空力応力と熱応力、振動、腐食、酸化にもさらされます。そのため、タービンブレード部品の場合、このような条件が長期間続くと、ブレードに亀裂が生じるのは避けられません。同時に、長期間の高温暴露は、ブレードに酸化損傷も引き起こします。タービンブレードのさまざまな損傷のうち、酸化損傷は最も一般的で、最も発生しやすいものです。国内の民間航空エンジンブレードのボアスコープなどのデータ記録を調査した結果、亀裂型損傷が11.4％を占め、酸化損傷が73.3％に上ることがわかりました。タービンブレードの変色は、酸化損傷の初期の典型的な特徴です。しかし、その結果は深刻ではないため、エンジンメンテナンスの際には他の損傷とは別に扱われるのが一般的です。しかし、酸化損傷は他の損傷を引き起こす重要な要因の650つです。ほとんどの金属材料の基本的な機械的特性と疲労特性は温度に依存し、高温環境はニッケル基高温合金の疲労亀裂成長に影響を与える重要な要因であり、材料の酸化と密接に関連しているため、タービンブレードの亀裂成長は酸化損傷の影響を受けるに違いありません。Kitaguchiは、走査型電子顕微鏡とX線エネルギー分光計を使用して、1000℃で空気にさらされた後のニッケル基高温合金の亀裂先端の前に形成される酸化物侵入を研究しました。Li Haiyanらは、真空条件下で荷重保持疲労試験とベンチマーク疲労試験を実施することにより、亀裂先端の酸化と応力緩和の相互作用を考慮した新しいメカニズムを提案しました。Schulzらは、は、粗粒RR700の空気中718℃での等温疲労き裂成長試験を実施し、荷重保持時間の観点から疲労き裂成長抵抗の潜在的要因について議論しました。Jiang Rongらは、疲労き裂の発生と伝播中にニッケル基超合金の疲労き裂を強化する酸素の役割を評価しました。Karabelaらは、疲労酸化条件下でのニッケル基超合金の酸素拡散とき裂伝播を研究し、微視的特性評価と数値シミュレーションを実行しました。この研究では、材料への酸素浸透とそれに伴う内部酸化が材料の脆化と破損につながる可能性があることがわかりました。Osinkoluらは、片側ノッチ引張試験片を使用して、異なる粒径の多結晶IN650超合金のXNUMX℃での疲労き裂伝播速度を研究しました。

上記の研究者の多くは、微視的観点から酸化損傷が亀裂伝播に及ぼす影響を研究しており、粒界亀裂の亀裂発生時間から始めて、異なる周囲温度と荷重によって引き起こされる酸素拡散容量の変化を分析し、次に発生段階での亀裂伝播速度に影響を与えています。彼らは、合金の微細構造、温度、荷重などの影響下にある超合金の疲労亀裂伝播法則をより明確に理解していますが、亀裂伝播段階での酸化損傷が疲労亀裂に及ぼす影響に関する研究は比較的少ないです。

本論文では、設計制御試験によって酸化損傷のある試験片と酸化損傷のない試験片の亀裂成長速度曲線を取得し、Franc3DとANSYSソフトウェアを使用してジョイントシミュレーションを実行し、パリモデルを使用して亀裂成長寿命を計算し、酸化損傷のある場合とない場合の安定成長段階における高圧タービンブレードの亀裂成長法則を比較します。

1 疲労き裂進展試験

1.1 材料と標本
エンジンタービンブレードの材質は、高温環境下でのエンジニアリング用途によく使用されるDZ125高性能ニッケル基合金です。高温環境下でも優れた機械的特性、耐クリープ性、耐腐食性を維持し、長寿命と信頼性を備えています。その化学組成を表1に示します。

本論文では、CT試験片を亀裂成長試験研究用に選定した。試験片の設計は、金属材料-疲労試験-疲労亀裂成長法の標準に基づいており、亀裂成長方向は方向性凝固方向と平行に設定されており、具体的な寸法は図1に示されている。

1.2 テスト計画
試験の目的は、酸化損傷の有無にかかわらず試験片の亀裂成長速度曲線を取得し、パリスパラメータを適合させることです。実際のブレードを使用して試験環境条件を変更するのは複雑すぎることを考慮して、本論文では、熱処理されたCT試験片を使用して酸化損傷をシミュレートし、簡略化された解析を行います。

この試験では、1つの試験片の亀裂成長を試験しました。試験片No.2は高温酸化処理を受けず、試験片No.850はSXL-1000C箱型試験電気炉で1400℃で2時間の熱処理を受け、酸化後のニッケル基合金の材料特性をシミュレートしました。試験片を図XNUMXに示します。

タービンブレードの温度分布を調査した結果、タービンブレードの平均温度は約 850℃ であると算出されたため、このセクションのテストプロセスの高温環境はこの温度条件に設定された。すべての試験片は室温で予亀裂されており、テストシステムは図 3 に示されています。テスト中、試験片は抵抗炉で加熱された高温 850℃ の空気環境で疲労亀裂成長テストにかけられ、それとテスト設定間の誤差は ±5℃ 以内に制御されました。試験片が破損してテストが終了するまで、初期最大サイクル荷重 3.5 kN、周波数 5 Hz、応力比 R = 0.1 の正弦波荷重が使用されました。

コンプライアンス法は、試験中の亀裂長さを測定するために使用された。コンプライアンス法は、金属材料の亀裂伸展長さを測定する間接的な方法である。亀裂長さは、亀裂の両側の変位差を測定することによって決定される[16]。コンプライアンスと正規化された亀裂長さの関係は、通常、次元1（以前は次元なし）コンプライアンスBEVx / Pと正規化された亀裂長さa / Wで表されます。具体的な式は次のとおりです（2）と（0）。式で、BとWはCT試験片の厚さと幅、Eは材料の弾性係数、Vxは測定点の変位、Pは試験中に適用された荷重、aは亀裂長さ、C5〜CXNUMXは関連パラメータです。

1.3テスト結果
試験中の3つの試験片のaN曲線を記録した。疲労き裂成長速度式は、繰り返し荷重下でのき裂成長速度と応力拡大係数範囲の関係を記述することができ、材料の疲労破壊メカニズムの研究や材料寿命の予測に使用されます。応力拡大係数の計算式は、次の基準（4）、（XNUMX）に基づいています。式中、ΔPは荷重変化、WとBはそれぞれ試験片の幅と厚さ、g（α）は形状係数、α = a / Wです。

GB/T 6398-2017 では、亀裂成長速度の実際のデータを処理する方法を選択する際に、セカント法と 4 点増加多項式法の使用を推奨しており、2 点増加多項式法の方がフィッティング度が高い。そのため、本稿では XNUMX 点増加多項式法を採用して処理する。パリ式 da/dN = C(ΔK)n のパラメータをフィッティングするために、計算結果 (da/dN)i と ΔKi をデータセットに分類し、図 XNUMX に示すように、二重対数座標で線形フィッティングする。フィッティングによって得られたパリパラメータを表 XNUMX に示す。

1.4 数値シミュレーション検証
本論文では、通常のCT試験片の亀裂成長試験の数値シミュレーション解析を行い、数値シミュレーション法の実現可能性と精度を検証する。CT試験片の材料パラメータはブレードのものと同じである。数値シミュレーションの荷重条件は試験の条件と一致している。初期最大サイクル荷重は3.5kN、荷重応力比R = 0.1であり、サイクル寿命は表2に適合したパラメータを使用して計算される。図5は、数値シミュレーションの概略図である。

通常の試験片の亀裂は、検証のために18mmから24mmに拡大するように選択されています。 試験における24mmの亀裂に対応する応力拡大係数を数値シミュレーションの終了条件に設定し、数値シミュレーションと試験のサイクル数と亀裂伸展長さを比較しています[18]。 試験結果によると、亀裂長が24mmのとき、対応するサイクル数は14400であり、応力拡大係数K = 28.14MPa√mであるため、この値を数値シミュレーションの終了条件として設定しています。 試験と数値シミュレーションで計算されたサイクル数と亀裂伸展長さを図6に示します。 対応する計算誤差はそれぞれ4.5％と1.6％であり、数値シミュレーション法の実現可能性を証明しています。

2 タービンブレードの危険部位を特定する
2.1 モデルの構築とメッシュ分割
高圧タービンブレード構造については、HandySCAN3D 7次元スキャナに基づくリバースモデリング法を使用して正確なXNUMX次元形状モデルを取得し、有限要素数値シミュレーションの精度を向上させます。図XNUMX（a）に示すように、実際のブレードをスキャンして測定ブレードの点群を取得します。次に、SolidWorksソフトウェアを使用して、点群データを参照して高精度の全体モデルを確立します。

ブレード有限要素モデルは、グリッドサイズ0.2mmのANSYSソフトウェアを使用して構築されています。図7（b）に示すように、気孔領域のグリッドは適切に暗号化されており、グリッドユニットの総数は100×105です。ブレードの材料は、異方性材料であるDZ125ニッケルベース合金です。850℃での材料パラメータは表3に示されており、密度はρ = 8.48g / cm3です。

ANSYS ICEMソフトウェアを使用して外部流路グリッドを分割し、グリッド分割結果を図8(a)に示します。流路グリッドの数は75×105です。メッシュをより正確にし、シミュレーション結果をより正確にするために、図8(b)に示すように、曲率が大きい領域に対してローカル暗号化を実行します。

2.2 境界条件
図9は、タービンブレードの位置における航空機の一般的なミッション速度スペクトルを示しています。タービンブレード内の温度場は飛行状態によって変化します。飛行スペクトルの分析から、温度場と速度変化は基本的に一致しています。したがって、亀裂と酸化が亀裂の伝播に与える影響の分析のための最悪の状態は、速度スペクトルに基づいて簡単に判断できます。

航空機の負荷サイクル形式を0-max-0とします。有限要素解析と亀裂伝播の入力条件として最大巡航状態を選択します。エンジン負荷スペクトルデータに従って、エンジン排気温度（EGT）と高圧コンプレッサー速度（N2）を抽出します。抽出されたデータに基づいて、最大動作条件下での高圧タービンブレード流れ場の境界条件が計算され、表4に表示されます。

Fluentで流体領域と固体領域を設定します。図10に示すように、流体領域にはブレード外側のガスの流れ領域とブレード内側の冷気の流れ領域の両方が含まれ、固体領域はブレード自体で構成されます。全圧入口は外側流路の入口に、静圧出口は出口に、質量流量入口は内側流路の入口に設定され、方向は放射状に外側に向けられています。

2.3 タービンブレードのシミュレーション結果
上記の境界条件に基づいて流れ場解析を実行し、計算結果を定常熱モジュールにインポートしてタービンブレードの温度分布を調べます。タービンブレードのブレード盆地と背面の温度分布を図 11 に示します。

図11からわかるように、カップリング面の温度分布。タービンブレードは全体として高温と大きな温度差の特徴を示しています。流れ場の入口端の温度は出口端の温度よりも大幅に高く、ブレードの入口側には最高温度点があり、1086.2℃に達します。気流の影響を受けて、ブレードの前縁温度は後縁温度よりも高く、ブレード盆地領域の温度はブレード後部領域よりも高くなっています。ブレードの前縁の温度が最も高く、これが酸化またはアブレーションの主な原因です。実際のエンジンタービンブレードの使用中と比較して、図12に示すように、この図はDVM6デジタル顕微鏡で43.77倍の倍率で撮影したものです。ブレードの前縁は最もひどくアブレーションされた領域であり、この領域の温度が最も高いことを証明しており、シミュレーション結果と一致しています。

温度と空力応力分布を静的構造モジュールにインポートし、タービンブレードの応力分布を調べます。応力結果によると、ブレード本体の最大応力はブレード背面のブレード根元付近で524.8MPaです。ブレード盆地領域の応力はブレード背面領域の応力よりも高く、ブレード根元領域の応力とひずみ値が大きくなっています。これは、ブレードの高速回転中にブレード本体部分で発生した遠心力がブレード根元領域に完全に作用するためです。最大応力点は固定拘束にあります。応力クラウド図を図13に示します。

3 酸化損傷と亀裂進展解析
3.1 酸化損傷解析
タービンブレードの酸化損傷とは、ブレード表面が高温、高圧、高速作動環境に長時間さらされ、表面が空気中の酸素分子と反応して酸化と腐食を引き起こし、ブレード表面と内部材料の性能が低下する現象を指します。この酸化損傷は、ブレードの薄肉化、変形、亀裂などの問題につながる可能性があり、ひどい場合にはエンジンの安全性と信頼性を脅かす可能性があります。

タービンブレード表面の高温酸化は、主にブレード表面と高温酸素との直接接触によって引き起こされます。ブレード表面の合金元素は酸化され、徐々に合金構造から分離し、ブレード表面に亀裂や剥離を引き起こします。タービンブレードの酸化損傷を遅らせるために、通常、表面被覆、金属溶射、複合材料などの手段を使用してタービンブレードを保護し、高度な製造プロセスと材料を使用してブレード材料の耐酸化​​性を向上させます。亀裂の発生と伝播は遮熱コーティングが剥がれた後に発生するため、本論文では遮熱コーティングなしで研究を行っています。

タービンブレードの変色は、図14に示すように、酸化損傷の典型的な特徴です。これは、DVM6デジタル顕微鏡で101倍に拡大して撮影したものです。左側は酸化損傷を受けた領域で、右側は酸化損傷を受けていない領域です。比較すると、左側の領域が明らかに黄色に変わっていることがわかります。したがって、タービンブレードの酸化損傷を正確に識別して評価し、亀裂が発生した後に酸化損傷がタービンブレードに与える影響を理解し、適切な修理とメンテナンス対策を講じることが非常に重要です。

3.2 Franc3D クラック数値シミュレーション
Franc3DはM積分を使用して応力拡大係数を計算し、M積分のエネルギー表現は(5)です。ここで、Γは亀裂先端の積分ループです。W(1,2) = σ(1) ij ε(2) ij = σ(2) ij ε(1) ijです。M積分と応力拡大係数の関係は(6)です。ここで、KI、KII、KIIIは、7つの基本的な亀裂形状に対応する応力拡大係数です。複合亀裂の延長の場合、8つの基本的な亀裂モードを考慮して、等価応力拡大係数を使用して亀裂先端の応力場を特徴付けます。その表現は(XNUMX)、(XNUMX)です。ここで、ΔKeは等価応力拡大係数です。βII、βIIIは重み係数です。

保存積分計算は、亀裂先端を囲む要素リング上で実行されます。積分領域には、図 15 に示すように、20 ノードの特異くさび要素の内側リングと 15 ノードの六面体要素の外側リングが含まれます。

亀裂伝播方向はシミュレーション結果に大きな影響を与える可能性がある。本論文では最大周方向応力基準を採用する。最大周方向応力基準は、亀裂が最大周方向応力σθに垂直な方向に沿って伝播することを定義する。亀裂伝播方向を決定する条件は（9）であり、亀裂伝播角度を計算する式は（10）と（11）である。亀裂伝播のステップ長も、亀裂伝播の精度に影響を与える重要な要素である。
本論文では、き裂先端の中点での拡大距離を指定してき裂拡大ステップを設定し、き裂先端の各点と中点における応力拡大係数の成長速度との比例関係に基づいてき裂拡大ステップを求める（12）。

次に、異なる初期亀裂位置と酸化損傷が亀裂成長に与える影響を調べます。この位置での断面位置と応力を図 16 に示します。このタイプのタービンブレードのブレードベイスンとブレード背面には亀裂が発生しないため、応力分布の分析と組み合わせて、この記事では、前縁と後縁の危険なセクション (セクション 3、4、5) での亀裂伝播の問題を調べます。セクション 3、4、5 は、前縁ノードでは A1、A2、A3、後縁ノードでは B1、B2、B3 と名付けられています。

3.3 ブレード先端部に発生する亀裂の解析
タービンブレードの亀裂を検査する場合、検査員は長さが 0.05 mm 以上であれば亀裂を検出できるため、この記事では、前縁に r=0.1 mm の初期亀裂を挿入します。初期亀裂の設定を図 17 に示します。

先端は、A3 領域 (最大応力領域) を例として示しています。A1 領域と A2 領域の計算方法は同じなので、再度説明しません。応力拡大係数は、M 積分を使用して結果の応力から計算されます。図 18 に示すように、亀裂前面は正規化され、計算された初期亀裂応力拡大係数は図 19 に示されています。

図19から、タイプIの初期応力拡大係数は、タイプIIおよびタイプIIIのそれとそれほど大きくないことがわかります。亀裂は初期段階では混合型亀裂です。亀裂拡大の鍵は、拡大方向とステップ長さの計算にあります。亀裂拡大方向は式（11）で決定され、拡大ステップ長さは式（12）で決定されます。亀裂拡大角度と拡大ステップ長さを計算した後、新しい亀裂前面が得られます。再グリッド化後、上記の計算を停止するまで繰り返します。

亀裂は18段階の伝播を経て貫通亀裂に発展した。その後亀裂がさらに進展すると32つの亀裂前線が現れた。同様に、それぞれの亀裂前線は正常化した。2.095段階の拡大後に停止した。このとき、左側の亀裂の長さは1.954mm、右側の亀裂の長さは4.05mmに達し、亀裂の合計は20mmである。各亀裂の前縁を図XNUMXに示す。

後続の亀裂が伝播して貫通亀裂に発展した後は、タイプIの応力拡大係数がタイプIIやタイプIIIよりもはるかに大きいため、タイプIの応力拡大係数のみを表示します。亀裂前縁の正規化座標が0.5となるKI値を取ります。ステップ18で亀裂が貫通亀裂となり、21つの亀裂前縁が現れるため、その後はXNUMXつのKI値が現れ、それぞれのK値がそれぞれの亀裂前縁の亀裂拡大を担います。KIと亀裂長さの関係を図XNUMXに示します。

亀裂長さと応力拡大係数の関係を取得した後、簡略化された荷重サイクルをFranc3Dにコンパイルし、パリス式（da / dN = C（ΔK）n）を使用して亀裂成長寿命解析を実施しました。パラメータは表2に示されています。酸化前のパリスパラメータは、酸化損傷のないタービンブレードの亀裂成長寿命を計算するために使用され、酸化後のパラメータは、酸化損傷のある亀裂成長寿命を計算するために使用されます。計算結果を図22に示します。

前縁の他の位置での亀裂伝播の結果を表5に示す。酸化損傷のないタービンブレードのサイクル寿命と酸化損傷の影響を受けたタービンブレードのサイクル寿命を計算した。比較すると、酸化損傷の影響下では、前縁の危険部分の亀裂伝播寿命は、平均して酸化損傷がない場合に比べて44.02％減少していることがわかりました。

3.4 ブレード後縁に生じる亀裂の解析
温度勾配が高いため、空気スロット (冷却チャネルの一部) の周囲に亀裂が発生する傾向があります。前縁の亀裂とは異なり、後縁の亀裂は通常は貫通亀裂であるため、初期亀裂の設定は図 23 に示されており、初期亀裂サイズは r = 0.5 mm です。

後縁は、B3 領域 (最大応力領域) を例として示しています。同様に、図 24 に示すように、亀裂前面が正規化され、計算された初期亀裂応力拡大係数が図 25 に示されています。

図25から、タイプIの初期応力拡大係数はタイプIIとタイプIIIよりもはるかに大きく、この亀裂はタイプIの開口亀裂に属していることがわかります。28ステップの拡大後に停止します。このとき、亀裂の長さは7.35mmで、亀裂前面は図26に示されています。

その後の亀裂拡大の過程でも、タイプ I の応力拡大係数はタイプ II およびタイプ III の応力拡大係数よりはるかに大きいため、タイプ I の応力拡大係数のみが表示されます。亀裂前面の正規化座標が 0.5 となる KI 値を取ると、KI と亀裂長さの関係は図 27 に示されます。

亀裂長さと応力拡大係数の関係を得た後、亀裂成長寿命を解析する。各パラメータは表2に示されており、計算方法は前のセクションと一致している。図28に示すように、亀裂成長寿命曲線が得られる。

後縁の異なる位置の亀裂の結果を表6に示します。酸化損傷のないタービンブレードのサイクル寿命と酸化損傷の影響下にあるタービンブレードのサイクル寿命を計算しました。比較により、酸化損傷の影響下では、後縁の危険部分の亀裂成長寿命は、酸化損傷がない場合に比べて平均50.22％短縮されていることがわかりました。前縁と比較して、酸化損傷は後縁の亀裂成長にあまり影響しません。

4結論
本論文では、実験を通じてタービンブレードの亀裂伝播の材料パラメータを取得し、Franc3D と ANSYS ソフトウェアを共同シミュレーションに使用して、酸化損傷がタービンブレードの亀裂伝播に与える影響を比較します。
（１）一方向凝固ニッケル基超合金DZ1の125℃における亀裂伝播速度を調べ、酸化損傷のない材料と酸化損傷のある材料の亀裂伝播速度を得た。
（２）ブレードに亀裂が生じた場合、亀裂が根元に近いほどサイクル寿命は短くなります。
（３）Franc3Dを使用してブレードの前縁の亀裂伝播を計算すると、後縁よりも酸化損傷の影響を受けやすい。酸化損傷の影響下にある前縁の寿命は、酸化損傷がない場合の3％に短縮され、酸化損傷の影響下にある後縁の寿命は、酸化損傷がない場合の44.02％に短縮されます。