本发明涉及高温合金结构件的寿命预测领域，特别涉及一种用于镍基高温合金叶片热机械疲劳载荷下的寿命预测方法。
背景技术：
：镍基高温合金由于其优异的强度、硬度、韧度、耐腐蚀性以及耐高温等特性，从而被作为高温结构材料。镍基高温合金材料技术随着能源动力、石油化工、航空航天等技术需要而发展，主要运用于重要工业领域的产品和设备的高温部件，如航空发动机涡轮叶片、涡轮盘和燃烧室等。虽然镍基高温合金存在着诸多优良物理化学特性，但是对于航空发动机涡轮叶片，在服役期间，热机械疲劳(TMF)载荷作用会对叶片带来诸多损伤，具体来说，即经受着复杂的瞬态循环载荷所带来的疲劳(Fatigue)损伤；较高的燃气流温度会对高温构件产生时间、温度以及应力相关的蠕变(Creep)损伤；腐蚀环境如氧化环境降低了热端部件表面质量，而较差的表面质量有形成诸如腐蚀坑和微坑等疲劳源的风险，可能导致叶片裂纹萌生和扩展，对部件抗疲劳失效性能产生不利影响，因而氧化带来的环境(Environment)损伤也不容忽视。实际情况下，疲劳损伤、蠕变损伤以及环境损伤往往交互出现，这些损伤会随着镍基高温合金涡轮叶片的服役时间的增长而以线性或者非线性的形式增长累积，根据损伤累计理论，当损伤达到材料损伤临界值时构件将发生断裂失效。通过对热机械疲劳实验和等温低循环疲劳试验表明，在热机械疲劳载荷下的镍基合金高温叶片的疲劳寿命比有温度上限的等温低循环疲劳寿命短，相关研究也证实，热机械疲劳载荷下叶片的疲劳特性比单纯恒定高温条件更加复杂。因而准确地预知镍基合金叶片TMF寿命有挑战性并且有必要。为了预测热机械疲劳载荷作用下高温合金叶片寿命，为航空发动机寿命设计提供依据，人们主要从两个方向出发，一是通过大量的不同TMF条件的实验得到相应合金叶片的热机械疲劳寿命数据，但是不同的TMF实验条件下寿命的分散性达到-5～+10倍，实验条件难以精确控制，随机性较大，且实验周期长。另一种途径是建立相应的寿命预测模型，避免实验的较高成本和较长的实验时间，提高寿命预测效率缩短研发周期。经历半个多世纪的发展，针对不同的材料、载荷类型和方法提出了数以百计的高温疲劳寿命模型，每个模型都存在一定的适应性和局限性。所以，开展能够适用于镍基高温合金叶片，且同时能够考虑疲劳、蠕变和氧化交互作用的寿命预测方法的研究显得十分必要和有意义，但是目前在高温合金叶片寿命预测领域，关于疲劳、蠕变和氧化作用的寿命模型大都是独立损伤或者部分交互损伤模型，且具体到镍基合金，这些寿命模型适用性不高。因此，亟待发展一种用于镍基高温合金叶片热机械疲劳载荷下的寿命预测方法，这对于镍基高温合金材料的发展和结构寿命设计具有重要的科学研究意义和工程实用价值。国内外众多学者和工程师就热机械疲劳载荷下的高温合金或构件损伤特性和疲劳寿命预测进行了研究和技术转化，提出了百余种疲劳损伤、蠕变损伤和氧化损伤表征模型。针对于疲劳损伤，常见的寿命预测模型包括基于经验的Masson-Coffin和应变范围划分法等、基于能量法的SWT和Ostergren模型等、基于连续损伤机制的CDM法以及基于物理损伤机制的MMO模型等。对于蠕变损伤，由于该损伤是时间、温度和应力相关的，所以主流的蠕变损伤模型通常包括这三个参数，如Larson-Miller模型，蠕变模型也可以只是温度的函数，如Kachanove模型。对于环境损伤，如Duquette-Uhlig提出的基于液态环境下变电化学条件的疲劳损伤模型等。同时一些寿命模型为了更加适应于结构特征，在寿命模型中考虑了应力集中和多轴效应，发展出了处理应力集中和多轴效应的方法：对于应力集中效应，有Neuber法、临界距离理论、高体积积分法等；对于多轴应力状态，提出了临界平面法、等效应力法以及能量法等。纵观这些模型理论，不难发现许多损伤模型都在特定的实验或者载荷条件下建立的，也都是针对某个或者一部分影响寿命的主要因素开展的。对于镍基高温合金叶片疲劳寿命预测，首先需要准备寿命评价需要的材料数据，为了满足低周疲劳寿命，根据叶片载荷情况，对镍基合金叶片产生低周疲劳、热疲劳和热机械疲劳寿命等，同时结合叶片几何结构特征考虑应力集中以及由于叶片涂层对于寿命的影响。针对叶片热机械疲劳寿命预测，通常采用两种方法来实施：(1)利用简单公式对TMF数据进行拟合，选用Masson-Coffin方程、Ostergren拉伸迟滞能模型两个模型；(2)采用损伤累积方法建立寿命模型，选用合适的模型，并进行适当的修正。方法(1)的优势是预测过程十分简便，但是由于只着眼于宏观尺度，缺乏晶粒微观尺度上的机理研究，虽方程简单且参数易取得，但缺乏物理意义，技术认可度不高。对于方法(2)预测步骤难度很高，方程表达式较为复杂，材料参数多，对参数的拟合过程繁锁且缺乏实验支撑因而精度不足，从而使得计算得到的寿命准确度大打折扣，且参数取值跨尺度，不适合工程运用。到目前为止，国内外研究人员还没有提出一种可靠且具有明确物理意义的，基于镍基高温合金叶片在热机械疲劳载荷下的疲劳、蠕变和氧化交互作用寿命预测方法。鉴于上述问题，本发明提出一种用于镍基高温合金叶片热机械疲劳载荷下的寿命预测方法。该方法既能考虑叶片结构特征又能保证模型的预测结果的精度，有效解决了镍基高温合金叶片在TMF载荷下的低周循环疲劳(LCF)损伤、蠕变(Creep)损伤以及氧化环境(Environment)损伤的联合表征以及寿命预测问题，根据镍基合金在不引起蠕变和氧化等高温效应的等温低周疲劳寿命数据，拟合得到应变寿命方程，结合疲劳损伤线性累积理论得到疲劳损伤模型、将蠕变损伤模型表示为温度、应力和时间的函数、基于裂纹尖端氧化层持续的氧化-开裂机理对氧化环境损伤进行建模，对上述三种模型采用连续损伤累积机制，借助叶片危险位置点应力、应变、温度数据，从而实现该联合损伤模型对镍基高温合金构件在热机械疲劳载荷下，疲劳、蠕变和氧化交互的损伤的准确和可靠的统一表征和寿命预测。技术实现要素：本发明的目的是在镍基合金等温低周疲劳试验数据，Larson-Miller或Arrhenius本构理论以及氧化层持续氧化-开裂机理的基础上，通过连续损伤机制建立起非线性表征能力的多项式形式的寿命预测方法，可以实现对镍基合金结构件热机械疲劳条件下的低周疲劳、蠕变以及环境氧化损伤联合作用下的损伤进行表征和预测，提高镍基合金叶片寿命预测精度。为了实现上述研究目的和内容，本发明采用如下的技术方案：一种用于镍基高温合金叶片热机械疲劳载荷下的寿命预测方法，其特征在于：根据镍基合金在不引起蠕变和氧化等高温效应的等温低周疲劳寿命数据，拟合得到应变寿命方程，结合疲劳损伤线性累积理论得到疲劳损伤模型、将蠕变损伤模型表示为温度、应力和时间的函数、基于裂纹尖端氧化层持续的氧化-开裂机理对氧化环境损伤进行建模，对上述三种模型采用连续损伤累积机制，考虑叶片结构特征，借助叶片危险位置点应力、应变、温度数据，从而实现该联合损伤模型对镍基高温合金叶片在热机械疲劳载荷下，疲劳、蠕变和氧化交互作用下的损伤的准确和可靠的统一表征和寿命预测，主要包括以下步骤：步骤S1，在不产生蠕变和氧化等高温效应，即保证足够低的温度条件下的低循环疲劳寿命数据的基础上，开展镍基合金叶片TMF载荷条件下的疲劳损伤建模和求解，对疲劳寿命数据进行数据拟合(最小二乘法、牛顿迭代法等)得到疲劳寿命Nfatigue的方程，该疲劳寿命方程可以遵循Masson-Coffin模型或者其它高温疲劳寿命模型，为了简化本发明只采用应变幅值(Δεmech)-疲劳寿命(Nfatigue)模型，如式(1)所示，对于已知的叶片镍基合金低周疲劳数据拟合可以得到应变疲劳寿命模型中材料参数c、d，继而基于线性损伤累积理论，将TMF疲劳损伤Dfatigue表示为疲劳寿命Nfatigue的倒数，如式(2)所示，在获得叶片危险点处应变幅值Δεmech后，代入式(1)和式(2)中可以求解得到LCF寿命Nfatigue以及损伤Dfatigue：Δεmech＝c(Nfatigue)d(1)Dfatigue＝1/Nfatigue(2)在式(1)和(2)中，Dfatigue表示热机疲劳条件下的低周疲劳损伤；Nfatigue表示疲劳循环数，单位为周N；Δεmech表示塑性应变幅值，单位为mm/mm。步骤S2，在和步骤S1相同的热机械疲劳载荷条件的基础上，开展TMF载荷条件下的镍基合金叶片蠕变损伤Dcreep模型的建立和求解，时间、温度和应力相关的镍基合金蠕变损伤模型可以结合经典的Larson-Miller理论以参数形式给出，如式(3)和式(4)所示，或基于Arrhenius本构理论并对一个载荷循环内蠕变损伤进行积分，建立TMF条件下的蠕变损伤模型，如式(5)和式(6)所示，模型中的参数在无法直接获取的情况下可以通过TMF实验数据拟合得到，在获取叶片危险区域点处最大应力和最高温度的情况下代入式中计算求解得到叶片蠕变损伤Dcreep，需要注意的是温度是华氏温度：lgtrupture＝b0+b1/T+b2x/T+b3x2/T+b4x3/T(5)在式(3)、式(4)、式(5)和式(6)中，trupture为蠕变断裂时间，符号的意义为只有拉伸的应力才产生蠕变损伤，单位为秒，s；<σ>为应力符号函数，当σ>0时，<σ>＝σ，当σ<0时，<σ>＝0；x是关于最大应力σ的函数，表示为x＝lgσ；T表示最高温度，单位为°F；b0,b1,b2,b3,b4为材料常数；tc为TMF一个循环的时间，单位为秒，s。步骤S3，在步骤S1和步骤S2相同的热机械疲劳载荷条件的基础上，基于裂纹裂纹尖端氧化层持续的氧化和开裂机理，开展考虑腐蚀环境下的TMF镍基合金叶片氧化损伤建模，如式(7)所示，该损伤模型引入等效相位因子Φenv和等效的抛物线常数和Φenv通过相位因子φenv在一个循环内积分得到，如式(8)所示，φenv反映的载荷历程的相位关系，用来表征不同TMF下环境损伤的程度，是关于和相对损伤ξox的函数，如式(9)所示，和合金的纯氧化动力学行为，如式(10)和式(11)所示：在式(7)、式(8)、式(9)、式(10)和式(11)中，Denvironment表示为TMF氧化环境损伤；为应变率；Δεmech表示塑性应变幅值，单位为mm/mm；R表示气体常数；Φenv表示为等效相位因子；φenv表示为相位因子，对于完全约束的OPTMF，表示环境损伤最大，相位因子φenv＝1，对于自由膨胀，φenv→0，对于完全IPTMF，环境损伤-疲劳交互作用很小，φenv→0；表示为氧化物厚度增长规律；表示为亚表面的γ′相贫化区厚度的增长规律；α，b，β，Beff，ξ，hcr，δ0均表示为材料参数，是无量纲量；Dox为材料参数，单位为μm2×s；Qox为材料参数，单位为Kg/mol；Dγ′为材料参数，单位为Kg/mol；tc为TMF一个循环的时间，单位为秒，s。步骤S4，在步骤S3建立的TMF镍基合金叶片环境损伤模型的基础上，将该模型中的材料常数归并为同类项Beff，开展镍基合金叶片氧化损伤模型的简化，在获得相关材料参数以及应变率的情况下对TMF环境损伤Denvironment进行求解：在式(12)中，Denvironment表示为TMF氧化环境损伤；为应变率；Δεmech表示塑性应变幅值，单位为mm/mm；φenv表示为相位因子；表示为氧化物厚度增长规律；表示为亚表面的γ′相贫化区厚度的增长规律；Δεmech表示塑性应变幅值，单位为mm/mm；Beff表示为材料参数同类项，α，b，β，，ξ，hcr，δ0表示为材料参数，(b/β)+1项应该与环境损伤演化规律一致，可以利用TMF实验数据拟合得到。步骤S5，在步骤S1建立的TMF载荷条件下的镍基合金叶片疲劳损伤模型计算结果、步骤S2建立的TMF载荷条件下的镍基合金叶片蠕变损伤模型计算结果和步骤S4或步骤S5建立的TMF条件下镍基合金叶片氧化环境损伤模型计算结果的基础上，基于连续损伤机制，开展TMF载荷条件下镍基合金叶片疲劳、蠕变和氧化联合作用的损伤寿命方程的建立和总损伤求解：Dtotal＝Dfatigue+Dcreep+Denvironment(13)在式(13)中，Dtotal表示为总损伤；Dfatigue表示为疲劳损伤；Dcreep表示为蠕变损伤；Denvironment表示为氧化损伤。步骤S6，在步骤S5计算得到的TMF总损伤Dtotal的基础上，根据基于线性累积损伤理论的式(14)，开展镍基合金叶片TMF寿命模型的求解计算，可以实现镍基高温合金叶片在各种TMF载荷下的疲劳、蠕变和氧化联合作用的损伤表征和寿命预测：在式(14)中，Dtotal表示为总损伤；Ntotal表示叶片经受TMF循环载荷作用下的周期数。本发明的有益效果：1.本发明提出的一种用于镍基高温合金叶片热机械疲劳载荷下的寿命预测方法，基于扎实的理论基础，建模过程清晰，模型拥有明确的物理意义。2.本发明提出的一种用于镍基高温合金叶片热机械疲劳载荷下的寿命预测方法，可以兼顾镍基合金在的低周疲劳、高温蠕变互作用下的寿命预测，特别是能够同时考虑环境损伤下的疲劳寿命，充分结合叶片结构特征，该方法完全具备了TMF条件下镍基合金叶片的低周疲劳、蠕变和氧化联合作用损伤的表征和寿命预测能力。3.本发明具有良好的应用前景，根据镍基高温合金叶片的低循环疲劳寿命数据，可以准确预测所有TMF试验条件下镍基合金的疲劳、蠕变和氧化联合作用寿命，避免了大量的试验重复和浪费，节约了可观的人力、物力和财力以及时间成本，缩短了叶片材料的研发和试验周期，提高了镍基合金材料工程应用和涡轮叶片安全性评估效率，科研价值以及工程应用价值巨大。附图说明图1给出了本发明的用于镍基高温合金热机械疲劳载荷下的寿命预测方法流程图。图2给出了DZ125合金叶片不同位置主导损伤分布图。图3给出DZ125镍基合金光棒在760℃温度下应变-寿命实验数据点以及拟合关系图。图4给出了叶片前缘危险点处应变-温度曲线图。图5给出了叶片前缘危险点处应力-温度曲线图。图6给出了不同ξox时，和φenv的关系曲线图。图7给出了DZ125合金试样所有的TMF数据点和分散带图。图8给出了的疲劳、蠕变和氧化联合作用寿命模型的TMF寿命预测结果。具体实施方式下面采用图1给出的用于镍基高温合金叶片热机械疲劳载荷下的寿命预测方法流程图并结合实施例对本发明方法做具体说明。本发明不仅限于以下实例，凡是利用本发明的设计思路都进入本发明的保护范围之内。实例：DZ125合金在叶片TMF条件下疲劳、蠕变和氧化联合作用的损伤表征和寿命预测方法步骤S1，开展镍基合金叶片TMF载荷条件下的疲劳损伤建模和求解。Δεmech＝c(Nfatigue)d(1)Dfatigue＝1/Nfatigue(2)在式(1)和(2)中，Dfatigue表示热机疲劳条件下的低周疲劳损伤；Nfatigue表示疲劳循环数，单位为周N；Δεmech表示塑性应变幅值，单位为mm/mm。针对某航空发动机DZ125定向凝固镍基高温合金叶片，开展了低周疲劳实验数据下的TMF疲劳损伤建模。由图2可以直观看出叶片各区域主导损伤分布情况，其中LE表示叶片前缘，TE表示叶片尾缘，Hub表示叶片轮毂，Root表示叶根，TF表示热疲劳，OX表示氧化，LCF表示低周疲劳，TMF表示热机械疲劳，为了完成DZ125镍基合金叶片的损伤寿命预测，选取温度和应力都较高的前缘位置点进行研究。叶片疲劳寿命是温度相关的，但对于TMF寿命的预测，疲劳损伤应该避免隐含着蠕变和氧化等高温效应，因而需要采用足够低的温度条件下的低循环疲劳寿命结果。DZ125TMF试验数据的来源主要三部分：(1)材料手册；(2)实验人员所做的试验数据；(3)公开文献中550-1000℃温度范围下的试验数据。本实例对于500-1000℃和400-900℃TMF载荷条件只采用公开文献中提供的760℃等温数据试验，理由是：(1)760℃等温数据试验频率足够高，几乎不会有蠕变或环境损伤，且760℃下的疲劳寿命更优于700℃下的应变疲劳寿命，如图3所示；(2)公开文献没有400℃或500℃或更低温度条件下的等温数据。针对DZ125，将760℃等温疲劳试验数据进行拟合，得到形如式(1)应变寿命模型，得到材料参数c＝0.04073，d＝-0.1307，代入式(1)和(2)中得到式(15)。图3给出了760℃下的应变-疲劳寿命模型以及曲线关系，并和700℃下的应变—疲劳数据做了对比，结果表明760℃低周疲劳寿命表现更为优越。根据图4所示的应变-温度曲线，应变幅值Δεmech、温度范围以即根据式(15)计算得到的低周循环损伤Dfatigue结果如表1所示。表1应变幅值Δεmech、温度范围和低周循环损伤Dfatigue应变幅值Δεmech(mm/mm)温度范围(K)Dfatigue0.27％800～13239.61×10-10步骤S2，开展TMF载荷条件下的镍基合金叶片蠕变损伤Dcreep模型的建立和求解。在和步骤S1相同的热机械疲劳载荷条件的基础上，开展TMF载荷条件下的镍基高温合金蠕变损伤Dcreep模型的建立。材料的蠕变损伤是时间、温度和应力相关的，本发明提出了两种函数形式的镍基合金蠕变损伤模型，即参数形式和非参数多项式的形式。本实例针对叶片DZ125合金，采用非参数形式的模型，即式(5)，结合式(6)进行DZ125叶片TMF蠕变损伤寿命建模，根据材料手册、自行实验或者公开文献，得到了DZ125叶片TMF蠕变寿命计算所需的材料参数，如表2所示，将参数代入式(5)和式(6)得到式(16)和式(17)，根据图5叶片前缘危险点处应力-温度曲线图，最大应力σ和最大温度T以及代入式(17)，假设一个TMF循环时间为tc＝1，计算得到的蠕变损伤Dcreep，如表3所示。lgtrupture＝b0+b1/T+b2x/T+b3x2/T+b4x3/T(5)在式(5)和式(6)中，trupture为蠕变断裂时间，符号的意义为只有拉伸的应力才产生蠕变损伤，单位为秒，s；x是关于最大应力σ的函数，表示为x＝lgσ；T表示最高温度，单位为oF；b0,b1,b2,b3,b4为材料常数；tc为TMF一个循环的时间，单位为秒，s。表2DZ125叶片TMF条件下蠕变寿命计算模型所需材料参数b0b1b2b3b4-22.26292202.77-31964.1112467.15-2414.596lgtrupture＝-22.262+92202.77/T-31964.11·lgσ/T+12467.15·(lgσ)2/T-2414.596·(lgσ)3/T(16)表3最大应力σ和最大温度T和蠕变损伤Dcreep最大应力σ(MPa)最大温度T(oF)Dcreep20019223.41×10-20步骤S3，开展考虑腐蚀环境下的TMF镍基合金氧化损伤建模。在步骤S1和步骤S2相同的热机械疲劳载荷条件的基础上，基于裂纹裂纹尖端氧化层持续的氧化和开裂机理，开展考虑腐蚀环境带来的TMF镍基合金DZ125氧化损伤建模：在式(5)、式(6)、式(7)、式(8)和式(9)中，Denvironment表示为TMF环境损伤；为应变率；Δεmech表示塑性应变幅值，单位为mm/mm；R表示气体常数；Φenv表示为等效相位因子；φenv表示为相位因子，对于完全约束的OPTMF，表示环境损伤最大，相位因子φenv＝1，对于自由膨胀，φenv→0，对于完全IPTMF，环境损伤-疲劳交互作用很小，φenv→0；表示为氧化物厚度增长规律；表示为亚表面的γ′相贫化区厚度的增长规律；α，b，β，Beff，ξ，hcr，δ0均表示为材料参数，是无量纲量；Dox为材料参数，单位为μm2×s；Qox为材料参数，单位为Kg/mol；Dγ′为材料参数，单位为Kg/mol；tc为TMF一个循环的时间，单位为秒，s。图6给出了不同ξox时，和φenv的关系，由图可见，当时产生峰值损伤。步骤S4，开展镍基合金叶片TMF氧化损伤模型的简化。在步骤S3建立的TMF镍基合金环境损伤模型的基础上，将该模型中的材料常数归并为同类项Beff，开展镍基合金叶片氧化损伤模型的简化。该简化后的模型如式(12)所示，其中包含若干参数，针对Mar-M247、GTD-111和PW1480/1484等材料的TMF寿命研究中，都将β值设定为1.5，其它参数参考Mar-M247，所有的参数都列于表2中。需要说明的是，对于DZ125合金，环境损伤中应变范围的指数项应该与环境损伤演化规律一致，可以利用500-1000℃条件下的TMF数据拟合得到b/β+1为5.3，TMF载荷状态为完约束的OPTMF，假设一个TMF循环时间为tc＝1，为了简化计算，根据已知的发动机从慢车到中间状态下温度随时间数据，本实例将T(t)表示为温度随时间线性变化关系，即T(t)＝22t+300，环境损伤中所有的参数数值参见表4，将表4参数代入式(6)、(8)、(9)中计算得到的等效相位因子Φenv、氧化物厚度增长规律亚表面的γ′相贫化区厚度的增长规律见表5所示，已知发动机从慢车到中间状态时间约35s，则应变率将表5数据代入式(12)计算得到代入DZ125叶片TMF氧化损伤Denvironment，同样在表5中给出。在式(12)中，Denvironment表示为TMF氧化环境损伤；为应变率；Δεmech表示塑性应变幅值，单位为mm/mm；Φenv表示为等效相位因子；表示为氧化物厚度增长规律；表示为亚表面的γ′相贫化区厚度的增长规律；Δεmech表示塑性应变幅值，单位为mm/mm；Beff表示为材料参数同类项，α，b，β，，ξ，hcr，δ0表示为材料参数，(b/β)+1项应该与环境损伤演化规律一致，可以利用TMF实验数据拟合得到。表4DZ125氧化损伤材料参数参数数值单位参数数值单位参数数值单位α0.75-Dox15400μm2×sDγ′8570μm2×sb6.45-Qox175.9Kg/molQγ′163.3Kg/molβ1.5-Beff1.83E9-ξ0.44-R287-------表5等效相位因子Φenv、氧化物厚度增长规律亚表面的γ′相贫化区厚度的增长规律以及TMF氧化环境损伤Denvironment步骤S5，开展TMF载荷条件下镍基合金叶片疲劳、蠕变和氧化联合作用的损伤方程的建立和求解。在步骤S1建立的TMF载荷条件下的镍基合金疲劳损伤模型计算结果、步骤S2建立的TMF载荷条件下的镍基合金蠕变损伤模型计算结果和步骤S4或步骤S5建立的TMF条件下镍基合金氧化环境损伤模型计算结果的基础上，基于连续损伤机制，开展TMF载荷条件下镍基合金疲劳、蠕变和氧化联合作用的损伤寿命方程的建立：Dtotal＝Dfatigue+Dcreep+Denvironment(13)在式(13)中，Dtotal表示为总损伤；Dfatigue表示为疲劳损伤；Dcreep表示为蠕变损伤；Denvironment表示为氧化损伤。针对DZ125合金叶片的总损伤为：Dtotal＝9.61×10-10+3.41×10-20+8.42×10-5≈8.42×10-5(18)步骤S6，开展镍基合金叶片TMF寿命的求解计算。在步骤S5计算得到的TMF总损伤Dtotal的基础上，根据基于线性累积损伤理论的式(14)，计算得到对应的寿命Ntotal＝11876周。需要注意的是，本实例只考虑一个发动机从慢车-最大工作状态TMF循环，且每个循环时间为1小时，当考虑多个TMF循环以及考虑多轴效应时，该DZ125合金叶片寿命还会进一步缩短。本实例中的DZ125的TMF试验数据主要来自于材料手册以及相关公开文献，图7给出了DZ125合金纵向方向上，光棒试样所有的TMF寿命数据，IP、OP和CD分别反映载荷历程的相位，IP表示同相位、OP表示反相位、CD表示菱形相位。由图7可见，不同试验条件，寿命的分散性达到-5～+10倍，因而开发出能够较为准确预测镍基合金不同TMF条件下的疲劳、蠕变以及氧化损伤寿命预测模型，可以节省实验成本，加快叶片镍基合金材料的研发和验证进程。为了验证本发明模型寿命预测的合理性，表6给出运用本模型计算得到的不同TMF条件下DZ125叶片疲劳、蠕变以及氧化联合损伤的寿命，图8为采用本寿命预测方法计算得到的所有TMF条件下的寿命和来自文献、手册以及实验的TMF寿命归一化分布图。由图8可知：(1)在52个数据点中，有47个数据落于3倍分散带以内，其中35个数据点落于2倍分散带以内；(2)预测误差的主要来源是500-1000℃IPTMF的短寿命范围内，结果偏于保守。(3)OPTMF寿命预测精度很高，需要说明的是，材料参数的获得只用到了500-1000℃OPTMF数据，却很好地预测了400-900℃和550-1000℃温度条件下的OPTMF数据，这正是本发明的模型的优势之处。(4)在寿命大于100个循环的所有IPTMF，寿命预测的精度也较高，值得注意的是，500-1000℃和550-1000℃IPTMF寿命预测没有使用TMF数据来拟合材料参数，因此是完整意义上的寿命预测。因此可以证明，基于镍基合金叶片，采用本发明提出的寿命预测模型可以准确预测任意TMF载荷条件下的疲劳、蠕变和氧化联合作用的寿命。表6模型计算得到的不同TMF条件下叶片用DZ125疲劳、蠕变和氧化联合损伤的寿命当前第1页1 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