航空发动机整体叶环中纤维断丝超声检测方法

图1 整体叶环制造工艺示意图

Fig.1 The manufacturing process of the integral bladed ring (Ti-MMC—titanium alloy matrix composite)

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在上述制备过程中，如果工艺设计或者控制不当，则可能产生纤维的集中断裂，并可能导致叶环零件的承载能力明显降低^[22]。

航空发动机整体叶环坯直径一般为几百毫米，SiC纤维束距叶环坯表面十几到几十毫米不等。如图2将整体叶环坯360°展开，可将被检工件视为多层夹芯结构，断丝是纤维环径向开裂缺陷，因此大多垂直于工件表面。对超声检测而言，断丝缺陷属于垂直于表面的深埋型径向微裂纹，难以检测。

图2

图2 SiC纤维增强钛合金基复合材料(Ti-MMC)整体叶环坯中缺陷形态示意图

Fig.2 Schematics of defect morphology of the integral bladed ring manufactured by SiC fiber-reinforced Ti-MMC

1.2 Heelan头波理论(the theory of head waves)

Heelan^[23]在1953年研究了爆炸震源产生的声波遇到异质界面所形成的波现象。其中的一种特殊头波系统如图3^[23]所示。

图3

图3 一种特殊纵波P₁入射形成的头波系统^[23]

Fig.3 A head wave system formed by the incidence of a special longitudinal wave P₁ (λ, μ—elastic constants; ρ—density; S—shear wave, P—longitudinal wave; C_L—P-wave velocity, C_S—shear wave velocity; 1—mediume Ⅰ, 2—mediume Ⅱ; point S—hypocenter; i₁—first critical angle; point C(r, z)—arbitrary position on the wavefront in the first medium, r—the horizontal distance from point C to the source; z—vertical distance from point C to the interface)^[23]

图3中，P表示纵波，S表示横波，点S表示震源；下角标1表示第一层介质，下角标2表示第二层介质； $P_{1} {\underset{̲}{P}}_{2}$ 表示第二层介质中的折射纵波，P₁P₂P₁表示波前，P₁P₂S₁和 $P_{1} P_{2} {\underset{̲}{S}}_{2}$ 分别表示上层介质Ⅰ和下层介质Ⅱ中的头波(横向振动）。上层介质Ⅰ的Lamé系数及密度分别为 $λ_{1} 、 μ_{1} 、 ρ_{1}$ ，纵波和横波声速分别 $C_{L 1} 、 C_{S 1}$ ；下层介质Ⅱ的Lamé常数及密度分别为 $λ_{2} 、 μ_{2} 、 ρ_{2}$ ，纵波和横波声速分别 $C_{L 2} 、 C_{S 2}$ 。

从震源S发出的 $P_{1}$ 纵波以第一临界角 $i_{1}$ 入射到异质界面(Ⅰ-Ⅱ)时，若 $C_{L 2} > C_{L 1}$ ，则在下层介质Ⅱ形成几乎平行于界面传播的折射纵波 $P_{1} {\underset{̲}{P}}_{2}$ 。这时波传播的主要特性有：

(1) 随着折射纵波 $P_{1} {\underset{̲}{P}}_{2}$ 向前传播，会同时伴生出在下层介质中传播的 $P_{1} P_{2} {\underset{̲}{S}}_{2}$ 和在上层介质中传播的 $P_{1} P_{2} P_{1} 、 P_{1} P_{2} S_{1}$ ；

(2) $P_{1}$ 纵波入射到界面上A点后，头波系统( $P_{1} {\underset{̲}{P}}_{2} 、 P_{1} P_{2} {\underset{̲}{S}}_{2} 、 P_{1} P_{2} P_{1} 和 P_{1} P_{2} S_{1}$ )中各个波型均以下层介质纵波速度 $C_{L 2}$ 向前传播；

(3) 在头波系统的传播过程中，3个头波 $P_{1} P_{2} {\underset{̲}{S}}_{2} 、 P_{1} P_{2} P_{1} 和 P_{1} P_{2} S_{1}$ 的能量之和等于 $P_{1} {\underset{̲}{P}}_{2}$ 能量流中的垂直分量，即它们的能量完全来自于折射纵波的衍生；

(4) 从震源S到第一介质中点C(r, z) (r表示C点到震源的水平距离，z表示C点到界面的垂直距离)的传播路径为：以声速 $C_{L 1}$ 在SA段传播后，然后以 $C_{L 2}$ 在AB段传播，在B点以等于入射角 $i_{1}$ 的出射角在BC段上以 $C_{L 1}$ 传播。

按现在的超声术语标准^[24]，以第一临界角 $i_{1}$ 入射形成的折射纵波称为爬波，因此，图3^[23]中折射纵波 $P_{1} {\underset{̲}{P}}_{2}$ 也称为爬波^[25]。

1.3 检测方案

由于整体叶环坯中纤维断丝缺陷是深埋型竖直裂纹，对于这种形式的裂纹，一般会考虑用TOFD (time of flight diffraction)超声检测技术进行检测^[26,27]。TOFD检测原理如图4所示：用探头1在被检工件中激励出大发散角度的折射纵波，当折射纵波遇到竖直裂纹时会产生衍射波而被探头2接收到。如果声传播路径上没有缺陷，则探头2只接收到表面直达波和底面反射波。

图4

图4 TOFD检测原理示意图

Fig.4 Schematic of time of flight diffraction (TOFD) detection principle

作者课题组曾尝试用TOFD检测整体叶环坯中纤维断丝缺陷，但由于TOFD折射纵波入射到缺陷处的角度不理想，这时的微裂纹衍射信号会太弱，因此无法用TOFD技术进行检测。

本工作根据Heelan头波理论，利用纤维环与钛合金界面这一结构特征所形成的界面爬波沿界面传播的特性，使爬波垂直于微裂纹“撞击”产生衍射波，从而实施检测。

检测实施方案如图5所示。特别设计探头1使之在钛基介质中形成适当角度的折射纵波入射到钛合金-SiC纤维环界面，并在工件内部分层界面上激励出爬波。爬波在传播路径上遇到裂纹时会产生衍射波，以垂直于工件表面的方向向上传播。为了接收这种衍射波，采用垂直于工件表面的水浸聚焦探头以提高检测灵敏度。

图5

图5 整体叶环坯纤维断丝超声爬波与水浸聚焦组合检测法示意图

Fig.5 The detection method by creeping wave probe and water immersion focusing probe

2 有限元仿真分析

从Heelan头波理论可以看出，在图5所示的多层介质声检测系统中，其超声波型及其传播特性是很复杂的。为了以高灵敏度检测整体叶环坯中的断丝缺陷，需要较好地了解波系统中各种主要波的存在性、传播方向及其幅度分布规律，从而为在探头结构设计时提供参考，以便抑制不利于检测的波形发生。Heelan头波理论主要考虑的小圆柱状声源S，而一般超声检测采用片状的压电晶片，且本工作面对的是多层介质系统，无法直接采用Heelan头波理论进行全面分析，因此，本工作采用有限元法(有限元软件为Comsol Multiphysics)进行仿真分析。

仿真之前，采用多次脉冲回波法，对模拟SiC纤维环的长方条状钛基SiC纤维试样进行了超声测试，测得钛基SiC纤维试样的纤维方向的纵波声速为7969 m/s；另外测得钛合金中超声纵波声速为6100 m/s。仿真时，由于计算资源和能力有限，将仿真模型尺寸按照实际工件进行了缩小，用压电晶片模拟有机玻璃楔块超声探头，以进行原理性分析。

2.1 简单结构头波系统组成仿真与分析

有限元简单模型如图6所示，待检钛合金板长度和厚度分别20和2 mm，上侧水层厚度为2 mm。设压电晶片探头长度为2 mm，距离钛合金板一端2 mm。为在钛合金板中激励出爬波，根据Snell定律，压电晶片倾斜角度为14.5°。激励信号如图7所示，频率为5 MHz。

图6

图6 简单结构头波系统组成仿真模型

Fig.6 The simulation model of head wave system in the simple structure

图7

图7 超声激励信号

Fig.7 The signal for exciting

超声波入射到钛合金板初期的声场分布如图8a (时间t=1.25 μs)，传播一段距离后的声场如图8b (t=1.65 μs)和8c (t=2.75 μs)。图中，下角标1表示第一层介质——水，下角标2表示第二层介质——钛合金板。

图8

图8 不同时刻(t)的声场分布

Fig.8 The distributions of sound field at different time (t) (P_s—scattered longitudinal wave at the tip of piezoelectric wafer; 1—water medium; 2—Ti alloy medium; P₁P₂S_2d—shear wave derived from the down-interface of Ti alloy board, where d—down）(a) t=1.25 μs (b) t=1.65 μs (c) t=2.75 μs

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从图8a可以看出，超声波入射到钛合金板初期，在水中形成反射纵波P₁，在钛合金板中形成折射纵波P₂和折射横波S₂。P₂在水-Ti分界面处几乎与分界面相垂直，而在钛合金板内部向传播反向弯曲。S₂波幅度明显高于P₂。由于水中不能传播横波，没有横波S₁。图中P_s是压电晶片端头的散射纵波，实际探头中，对这种波会处理得较弱。

从图8b可以看出，超声波传播一段时间后，在钛合金板中的波型和能量分布出现了演化。图8b中的P₁和P_s是图8a中的P₁和P_s在水中向各自方向的继续传播。但图8b中P₂波演化为图3的Heelan模型中的 $P_{1} {\underset{̲}{P}}_{2}$ 波，且从 $P_{1} {\underset{̲}{P}}_{2}$ 波中衍生出P₁P₂P₁波在水中传播(P₁P₂P₁与反射波P₁方向角度并不相同)， $P_{1} {\underset{̲}{P}}_{2}$ 波在钛合金板中衍生中P₁P₂S₂波并与S₂波相连。同时， $P_{1} {\underset{̲}{P}}_{2}$ 波在钛合金板下界面衍生出横波P₁P₂S_2d。

从图8c可以看出，随着超声波在钛合金板中的继续传播， $P_{1} {\underset{̲}{P}}_{2}$ 波和S₂波在钛合金板的上下界面会不断地发生波型转换并形成一连串“X”形声场，并不断地向水中辐射P₁P₂P₁等序列波。

从这种简单结构头波有限元模型仿真可以看出，爬波 $P_{1} {\underset{̲}{P}}_{2}$ 沿着界面传播并会逐渐衰减，同时会产生一连串的P₁P₂P₁等序列波向水中辐射。上述简单模型的仿真结果说明仿真与Heelan理论相符。

2.2 整体叶环坯纤维断丝超声检测仿真模型与分析

接下来探讨多层固体介质中头波及爬波的演化规律。根据整体叶环坯纤维断丝的结构特征，建立有限元仿真模型如图9所示。待检钛合金层长度和厚度分别40和5 mm，SiC纤维层长度和厚度分别为40和8 mm，上侧水层厚度为3 mm。设定压电晶片探头长度3 mm，距离钛合金一端3 mm。为在SiC纤维预制体中激励出爬波，根据Snell定律，应在钛合金板中激励出折射角为50°的纵波入射到Ti-SiC界面，由此可求出压电晶片倾斜角度为11.2°。激励信号如图7，频率为5 MHz。在SiC预制体中设置一个宽0.5 mm、深1.5 mm缺陷。距离钛合金左端23 mm，在缺陷正上方水介质中设置观测点A。

图9

图9 整体叶环坯纤维断丝超声检测仿真模型

Fig.9 The simulation model of the ultrasonic detection for fiber fracture in the integral bladed rings

超声波入射到钛合金板初期的声场分布如图10a (t=2.2 μs)，传播一段距离后的声场如图10b (t=3.45 μs)，爬波传播到缺陷处时的声场如图10d (t=4.9 μs)。

图10

图10 不同时刻的声场分布

Fig.10 The distribution of sound field at different time (C_L-Ti—sound velocity of ultrasonic longitudinal waves in titanium alloy; C_L-SiC—velocity of ultrasonic longitudinal waves in SiC; 1—water medium; 2—Ti alloy medium; 3—SiC medium)

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(a) t=2.2 μs (b) t=3.45 μs (c) simplified schematic of two head wave systems (d) t=4.9 μs

图中，下角标1表示第一层介质——水，下角标2表示第二层介质——钛合金板，下角标3表示第三层介质——SiC纤维预制体。从图10a可以看出，超声波入射到钛合金板时，与图8a情况类似，由于压电晶片角度变小，因此图10a在钛合金板中形成的折射纵波P₂在水-Ti分界面处与分界面不垂直。

图10b表示超声波传播一段时间后，P₂入射SiC纤维预制体后在界面处形成了较强的爬波。此时，图10a中的P₂和S₂继续在钛合金板中向各自方向传播，虽然在钛合金板中P₂角度还不是形成爬波的理想角度，但随着传播扩散，P₂波也逐渐演化为类似图3的Heelan模型中的 $P_{1} {\underset{̲}{P}}_{2}$ 波(幅度会相对较弱)，且 $P_{1} {\underset{̲}{P}}_{2}$ 波在Ti-SiC纤维界面衍生出横波P₁P₂S_2d。 $P_{1} {\underset{̲}{P}}_{2}$ 、P₁P₂S_2d以及P₁P₂P₁和P₁P₂S₂波的头波系统Ⅰ都以钛合金纵波声速C_L-Ti向前传播。

同时，P₂传播进入到SiC纤维预制体中的超声波形成几乎平行于界面传播的折射纵波 $P_{2} {\underset{̲}{P}}_{3}$ ——称为爬波，并且随着折射纵波 $P_{2} {\underset{̲}{P}}_{3}$ 向前传播，会同时伴生出 $P_{2} P_{3} {\underset{̲}{S}}_{3}$ 在SiC纤维层介质中传播和伴生出 $P_{2} P_{3} P_{2} 、 P_{2} P_{3} S_{2}$ 在Ti基层中传播，即形成图3 Heelan模型中头波系统。根据图3中Heelan模型得知头波系统Ⅱ中各个波型( $P_{2} {\underset{̲}{P}}_{3}$ 、 $P_{2} P_{3} {\underset{̲}{S}}_{3}$ 、 $P_{2} P_{3} P_{2}$ 、 $P_{2} P_{3} S_{2}$ )均以SiC纤维预制体中的纵波声速C_L-SiC向前传播。

因此，在Ti-SiC纤维界面，有2个头波系统Ⅰ和Ⅱ分别以C_L-Ti和C_L-SiC向前传播，由于C_L-SiC>C_L-Ti，则在相同时间内，头波系统Ⅱ传播距离更远。这2个头波系统Ⅰ和Ⅱ的波型传播可表示为如图10c，图中粗线表示纵波，细线表示横波。

从有限元仿真结果还可以看出，爬波 $P_{2} {\underset{̲}{P}}_{3} 能量$ 最强，速率最快，有利于检测。因此，本工作主要利用爬波 $P_{2} {\underset{̲}{P}}_{3}$ 检测SiC纤维预制体中的纤维断丝。

随着超声波在钛合金板和SiC纤维体中的继续传播，2个头波系统都会在界面不断地发生波型转换并形成一连串“X”形声场。当爬波 $P_{2} {\underset{̲}{P}}_{3}$ “撞击”到竖直缺陷时，可明显看到缺陷的衍射波，如图10d所示。

当t=6.05 μs时，在缺陷的正上方的水中，可看到缺陷衍射波已进入到水中(图11)，可被探头接收到。

图11

图11 缺陷衍射波进入水中时的声场

Fig.11 The sound fields of the defective diffraction wave incidencing water(a) total sound field(b) partial enlarged sound field

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为进一步了解爬波检测整体叶环坯纤维断丝的可行性，对不带缺陷的图8仿真模型进行了计算，得到了水中A点(如图9所示)接收到的声信号如图12所示。带缺陷时的信号S₂与不带缺陷时的信号S₁没有明显差别，但将两者相减并进行10倍信号放大，则可看出明显的缺陷信号。因此，可以检测出缺陷。

图12

图12 有无缺陷时的信号对比

Fig.12 The comparison of ultrasonic signals with and without defects

2.3 检测影响因素仿真与分析

2.3.1 探头倾角的影响

实际拟采用有机玻璃楔块斜探头在纤维体中激励爬波，经计算，有机玻璃的倾角应为20°。将探头角度分别设为10°、15°、20°及25°，以相同的有限元仿真参数对该复合材料进行有限元仿真，并比较不同探头角度下A点处信号大小，结果如图13所示。结果表明，能激励爬波的探头倾角的合适参数窗口较窄，因此，对探头角度需要严格控制。

图13

图13 探头角度对检测信号幅度的影响

Fig.13 The detection signal amplitude affected by the probe angle

2.3.2 钛合金层厚度的影响

将钛合金层分别设定为5、10、15和20 mm进行有限元仿真，结果如图14所示。可以看出，随着钛合金层厚度的增加，信号幅度按指数衰减。因此，当检测较厚的钛合金层整体叶环时，需要较大的激励功率和较大的接收增益。

图14

图14 钛合金层厚度对检测信号幅度的影响

Fig.14 The detection signal amplitude affected by the thickness of titanium alloy

3 实验验证及结果分析

上述仿真仅有助于理解纤维断丝爬波检测的主要声学现象，实际检测情况可能更加复杂，因此需要进一步设计制作人工预制缺陷试样，并制作探头组件，开展检测验证实验。

3.1 人工预制缺陷试样设计制作

采用真空热压的方法制备了含人工缺陷的Ti-MMC复合材料板，如图15所示。该复合材料板长152 mm，宽15 mm，厚6 mm，其中纤维芯厚约1 mm。纤维丝分9层，轴线沿板长度方向。在复合材料芯中从一端到另一端引入3处纤维集中断裂，每处贯穿3层纤维丝，分别在1~3层、4~6层和7~9层。

图15

图15 带预制纤维断丝缺陷的Ti-MMC试样

Fig.15 Ti-MMC specimen with the defect of fiber fracture (unit: mm) (a) front view (b) left view

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3.2 探头组件设计制作

根据Snell定律和有限元仿真结果，设计制作了一种特制爬波探头，压电晶片尺寸为10 mm×10 mm，频率为5 MHz；采用20°倾角的有机玻璃楔块固定压电晶片。接收探头为5 MHz水浸聚焦探头，晶片尺寸为直径6 mm，焦距为25 mm。水浸聚焦探头距检测面的距离设计为5 mm。探头组件如图16所示。

图16

图16 探头组件示意图

Fig.16 The assembled probe (PZT—Pb(ZrTiO₃) piezoelectric ceramics; unit: mm)

3.3 人工试样检测结果

利用课题组内自主设计的超声检测系统，采样频率25 MHz，采样深度设为1000个采样点数。将试样A端固定，探头从距离B端20 mm处开始扫查，扫查长度为100 mm，其中每0.02 mm采集一点，对扫查结果进行C扫成像(成像闸门位置：450~550采样点数)，如图17所示。

图17

图17 人工试样C扫描检测结果

Fig.17 The C-scan test results of the artificial sample with the broken fiber

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C扫图中A~D点所对应的A扫信号如图18所示。

图18

图18 人工试样中典型位置的A扫信号

Fig.18 The A-scan signals of the artificial sample on typical positions corresponding points A~D in Fig.17

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(a) point A without fiber fracture (b) point D with fiber fracture in the lower layer

图18a是无缺陷处的各个头波在水中的折射波被水浸聚焦探头接收到的信号，而B、C、D点的信号与A点信号具有明显的差别，可以识别缺陷。经计算，C扫图中D、C和B点分别距试样B端的距离为37.84、72.68和111.78 mm，基本与试样设计的人工缺陷位置相符，说明有效检测出了所有缺陷。图17中E可能是试样制作时产生的基体裂纹。

从各个A扫信号图中可见，从第400个采样点开始就出现了信号，这是图10d中所标出的P₁P₂和P₂P₃P₂头波在水中的折射波，在波信号的位置上与仿真分析是相符的，但幅度差别较大，其原因是，聚焦探头并不对准接收这些水中的折射波，而主要是对准接收缺陷的衍射波。因此，该方法能较好地检测出连续SiC纤维增强钛合金基复合材料中的断丝缺陷。

4 结论

(1) 针对整体叶环SiC纤维增强钛合金基复合材料中纤维束断丝缺陷难以检测的问题，基于Heelan头波理论，提出了在纤维层中激励出爬波的检测方法。

(2) 仿真分析表明：在产生爬波的同时会出现复杂的头波现象，其中Ti-水界面的头波以钛合金纵波速度传播，Ti-SiC界面的头波以纤维体纵波速度传播，通过调节入射角，可在SiC纤维体上界面得到较强幅度的纵波“撞击”可能存在的断丝缺陷。然而，与头波在水中的折射波幅度相比，爬波与断丝相互作用产生的衍射波信号仍然较弱。因此采用水浸聚焦探头以最有利于接收缺陷波，可抑制头波折射波对检测的不利影响。

(3) 人工缺陷模拟了三层断丝(自身高度为0.42 mm的断丝裂纹)。对预制SiC纤维断丝缺陷的人工试样的检测实验表明：可有效检测出人工试样中上、中、下层的断丝缺陷。本工作提出的检测方法可以检测航空发动机整体叶环中SiC纤维体中深埋型竖直断丝缺陷。

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The interfacial thermal stability and element diffusion mechanism of SiC_f/TC17 composite

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(张旭, 王玉敏, 雷家峰等.

SiC_f/TC17复合材料界面热稳定性及元素扩散机理

[J]. 金属学报, 2012, 48: 1306)

f/TC17复合材料, 并在973, 1023, 1073和1123 K进行长时热暴露实验. 结果表明, 在热压和热暴露过程中, 界面附近的元素扩散形式主要为化学反应和浓度梯度导致的界面互扩散, 以及基体相变扩散. 化学反应扩散是C和Ti扩散的主要动力, 也是反应层形成和长大的原因; 原子浓度梯度使Si, Al, Mo, Cr, Zr和Sn在C层/反应层界面进行下坡扩散, 但扩散程度有限; 基体相变扩散使Al向α相偏聚, Mo和Cr向β相偏聚, Sn向Ti3AlC偏聚, 同时使这些元素的界面互扩散受到抑制. 界面热稳定性研究表明, SiCf/TC17复合材料的反应层长大激活能为138 kJ/mol, 该材料界面在973 K及以下温度是长时稳定的.]]>

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Effects of sputtering parameter on the microstructure of Ti-6Al-4V coating on SiC fibre

[J]. Acta Metall. Sin, 2004, 40: 359

URL [本文引用: 1]

The effects of sputtering parameters on the microstructure of Ti--6Al--4V coating on SiC(f) prepared by magnetron sputtering were studied. The results show that the deposition rate is related to the working pressure at a given power density. The morphologyof the deposited layer and its binding with the fibre are dependent on temperature. The composition of the coat is close to Ti--6Al--4V, and is uniform throughout the thickness of the coat. The deposited layerconsists of crystallites with nonequilibrium hcp structure with grain size of 20---50 nm. The interface between SiC fibre and Ti--6Al--4V coating was investigated by scanning electron microcopy and energy dispersive X--ray spectroscopy. The examinationreveals no chemical reaction at the fibre--coat interface which is in nature a sharp interface formed by bonding of the two substances.

(王玉敏, 符跃春, 石南林等.

溅射参量对SiC涂层Ti-6Al-4V显微组织的影响

[J]. 金属学报, 2004, 40: 359)

URL [本文引用: 1]

利用磁控溅射法在SiC纤维上沉积Ti--6Al--4V涂层制备成先驱丝. 在功率密度一定时, 沉积速率和工作气压有关. 环境温度对涂层表面形貌及涂层与纤维结合的影响较大. 涂层成分接近Ti--6Al--4V,沿涂层厚度方向成分分布均匀. 涂层中柱晶晶粒尺寸为20---50 nm, 为α--Ti固溶体.

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