摘要：该研究通过流-热-结构顺序耦合仿真流程，结合晶体塑性有限元方法(CPFEM)，探究热障涂层(TBC)与单晶次级取向对于航空发动机叶片热-机械行为及微观塑性滑移的具体影响。结果表明：TBC可显著降低叶片温度，使热点冷却效率提升约30%，但在强对流区隔热效果减弱并
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摘要
该研究通过流-热-结构顺序耦合仿真流程，结合晶体塑性有限元方法(CPFEM)，探究热障涂层(TBC)与单晶次级取向对于航空发动机叶片热-机械行为及微观塑性滑移的具体影响。结果表明：TBC可显著降低叶片温度，使热点冷却效率提升约30%，但在强对流区隔热效果减弱并伴随热应力重分布加剧局部应力集中；结构干涉会诱发主导滑移系（DSS）转变，尤其在气膜孔区域表现为滑移系竞争行为增强；TBC可使孔周区域滑移混合分布收缩，缓解材料剪切作用并增强统一分布特征；通过解析弹性应力结果得到的DSS及对应最大分切应力（MRSS）用于衡量取向匹配度与塑性变形风险，发现气膜孔区域晶体取向导致MRSS 差异可达32%；通过本研究提出的“S₁-S₂-S₃”指标，结合晶体塑性分析可定量评估多轴应力下的滑移系优先级；低应力三轴度区域应力张量与晶格接近满足空间对称关系时易形成多滑移系竞争现象，而高应力三轴度促进单一滑移系主导。该研究提出的方法为结构性能评估引入了微观机制视角，为精准判断塑性变形风险提供了技术支撑。
关键词：航空发动机叶片；多尺度建模；热障涂层；晶体塑性有限元；滑移系激活
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引言
单晶涡轮叶片作为航空发动机热端核心部件，其在极端热-机械载荷下的结构完整性直接决定整机性能上限。燃气温度持续提升推动冷却技术迭代，目前气膜冷却、内部对流与热障涂层（Thermal Barrier Coating, TBC）的协同应用已使叶片耐温能力突破材料本体极限。
多场耦合技术，如共轭传热（Conjugate Heat Transfer, CHT）与热-结构耦合（Thermal-Structural Coupling，TSC）等方法，是预测高温热应力的关键工具，可有效指导TBC与冷却结构优化，降低叶片表面温度与应力集中。Kumar等以C3X叶片为例，构建了涵盖TBC建模、共轭传热仿真与热-结构耦合的寿命评估流程，验证了该方法在服役条件下热载荷主导作用下的适用性。Cai等指出，热应力集中高度依赖温度梯度与叶片几何特征，局部区域易发生热损伤；通过冷却结构优化与TBC增厚可显著缓解此类问题。但传统连续介质模型在刻画单晶材料各向异性响应、滑移演化等微观机制方面存在局限，难以精准预测气膜孔等关键部位的微裂纹萌生行为。
镍基单晶合金的高温力学行为受到温度与晶体取向的耦合调控：温度通过γ'相与位错的交互作用主导塑性行为，而晶体取向则决定滑移系激活路径。研究显示，晶向偏差超5°将显著削弱材料热稳定性，二次取向随机对整体结构性能的影响亦不容忽视。目前主流热应力分析多采用统一宏观粘塑性模型，难以反映微观组织温敏演化与各向异性之间的复杂耦合，易导致叶片热机械疲劳寿命预测产生系统性误差。相比之下，晶体塑性有限元方法（Crystal Plasticity Finite Element Method，CPFEM）可显式引入滑移系统演化与取向相关热响应，更适用于刻画材料在热-机械耦合下的局部损伤机制。
Skamniotis等提出了一种新的多尺度损伤评估路径，将宏观热-离心耦合应力分布、微观几何特征与材料非线性响应机制有机结合，利用CPFEM揭示裂纹萌生机制，实现跨尺度性能评估。然而其模型主要基于恒温场假设，考虑到局部温度梯度动态变化及γ'相粗化对临界分切应力（Critical Resolved Shear Stress，CRSS）的衰减影响，可能会导致晶界滑移预测结果存在一定偏差。因此，亟需构建融合“温度梯度—应力分布—滑移演化”的跨尺度学科框架，以提升结构评估的物理真实性与精度。
针对上述问题，亟需发展交叉学科跨尺度仿真方法，揭示温度-应力-滑移耦合机制。本研究主要内容为：（1）开发流-热-结构仿真框架进行叶身高风险区域解析及成因分析；（2）集成CPFEM方法跨尺度表征晶体取向相关的滑移激活规律；（3）构建温度敏感型本构方程和"S₁-S₂-S₃"跨尺度评估指标量化取向-性能关联性，为单晶叶片多尺度优化设计提供新方法。
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多学科分析理论依据
1.1 流体控制方程
流体力学控制方程基于质量、动量与能量守恒定律，由三方面构成：
1.2 耦合传热方程
在流体域与固体域的交界面处，热量传递需满足温度连续和热通量守恒（即热流密度相等）的物理条件，其数学表达式如下：
1.3 热弹性本构方程
1.4 晶体塑性本构方程
根据Asaro等人对晶体运动学理论的总结，尽管微观滑移在空间上具有离散性与局部性，其在宏观或介观尺度上的累积效应可被近似为在晶粒（或材料点）内部均匀分布。为在连续介质力学框架下处理塑性滑移行为，通常引入一个连续的塑性变形梯度张量，以表征大量位错滑移所引发的整体塑性响应。这一假设为跨尺度弹塑性模型的构建奠定了基础。在此基础上，单晶材料的总变形梯度可被分解为弹性部分与塑性部分：
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离散模型及数值方法
基于叶片稳定工况下的小变形特征交叉学科跨尺度单向耦合分析框架：（1）流热耦合阶段通过共轭传热分析获取流场/温度场分布；（2）热-结构耦合阶段以温度场为边界条件，采用FEM有限元方法求解宏观应力场；（3）局部塑性阶段引入晶体塑性模型揭示微尺度滑移机制。如图1所示，该层次化方法有效贯通宏观热力场与微观变形行为的跨尺度关联。
图1 数值仿真框架示意
2.1 流固热耦合仿真
基于NASA GE-E3公开项目中涡轮一级LUT导向叶片叶型几何设计参数，（包含相关外流场以及气膜冷却结构在内）的几何模型（图2）。冷却系统采用前/后腔室挡流板强化对流换热，表面覆盖0.5mm厚TBC涂层并通过气膜孔连通外部实现气膜冷却（气膜孔参数详见表1）。测试阶段通过输入低压实验边界条件进行几何结构精度和湍流模型设置验证，结果与真实实验结果对比匹配良好（见图3）。
表1 孔型参数
图2 物理模型建模
采用单叶片周期对称模型(旋转角7.826°)缩减计算规模，通过Hypermesh/fluent Meshing联合生成含边界层(初始纵横比10，增长率1.2)的非结构网格(图4)，气膜孔区域进行局部加密。
网格无关性验证表明，当网格量达到中等数量设置时吸力面(PressureSurface，PS)、压力面(Suction Surface，SS)50%跨度曲线处极值温度误差低于1.5%，温度平均误差小于1%(见图5，表2、表3)，最终选用无/含TBC工况1580万/1290万网格。为保证近壁计算精度，以第一层边界网格到流固界面的无量纲距离Y⁺作为边界层网格质量指标，控制全域Y⁺平均值为5.2，气膜孔区域低于4，以满足湍流模型对应边界层设计及精度要求。
图3 不同湍流模型设置效果验证及实验数据对比
图4 网格离散模型
图5 网格无关性验证
表2 无TBC工况网格敏感性分析
表3 含TBC工况网格敏感性分析
基于上述气冷叶片，通过引入接近真实服役场景的边界条件，实现极端工况条件下材料的强度评估和塑性变形预测。流体介质按理想气体处理，固体域基材为CMSX-4单晶合金，TBC简化为各向同性8YSZ陶瓷层(表4)。采用设置压力入口(总压/总温)、静压出口边界，端壁冷却流按质量流量控制。采用SST k-ω模型捕捉近壁流动，流固界面实施传热耦合(设置详见表5)。基于ANSYS fluent实施CHT同步求解，以RMS残差
表4 温度相关材料物理属性参数(流热耦合部分)
表5 边界条件
2.2 热结构耦合仿真
涡轮叶片应力以热载荷为主导，研究采用顺序耦合热-结构分析方法：将CHT温度场导入ABAQUS，结合多种二次取向条件，显式动力学求解器解析不同TBC配置的热应力分布。基于解耦算法分离传热与力学求解，采用全域均匀网格(单元数量270万，图6)提升计算效率。
为获得薄膜冷却板的热应力分布，必须施加适当的结构约束。叶片的上下端壁增加缘板结构，帮助吸收热负荷并实现热膨胀补偿。采用固定约束可能导致更大的应力水平，本研究弹性约束模式替代传统刚性约束以反映级联结构真实响应，流程如图7所示。根据涡轮盘及固定装置常采用镍基多晶材料性质，此处连接器刚度为5。
图6 热结构离散模型及约束条件
图7 柔性约束定义流程示意
通过温度相关弹性刚度矩阵描述镍基单晶立方各向异性，弹性常数C₁₁，C₁₂，C₄₄与热膨胀系数α基于不同温度实验测定数据线性插值实现连续输入(详见表6、7)。本文采用热弹耦合计算整体叶片的宏观弹性应力场分布，尽管热弹性仿真对局部塑性变形预测能力受限，但能有效模拟整体应力分布规律。
表6 第二代单晶高温合金的温度依赖性弹性常数
表7 第二代单晶高温合金的不同温度热膨胀系数
高热应力可促进镍基高温合金中晶体滑移的发生和扩展，这一过程受晶体取向影响，并与材料的晶体变形及疲劳失效密切相关。由于晶体对称性以及实际生产中二次取向随机，本研究在[0，90]区间内设置了多组次偏角(0°，30°，60°)，图8a展示了间隔30°的三组二次取向配置。此取向设置主要参考Savage等人的研究设计方案，该研究通过设置不同主、次偏角（见图 8b）研究了晶体取向对于无冷却结构实体动叶在离心载荷下的弹性应力场分布影响。
图8 二次取向设置
2.3 晶体塑性有限元
宏观热应力仿真采用理想弹性假设，存在局部应力表征局限。针对气膜孔等应力集中区，需构建考虑晶体各向异性的弹塑性本构模型，通过晶体塑性有限元法直接解析滑移系激活状态与分切应力分布。本研究通过构建叶根前缘(Leading Edge，LE)子模型（图9），将宏观仿真的位移-温度场作为边界条件，通过CPFEM 揭示微尺度滑移机制。该区域受晶体取向各向异性、热障涂层温变载荷及气膜孔应力集中三因素耦合作用，局部最大分切应力逼近材料屈服临界值。
图9 子模型抽取
镍基单晶滑移系统包含八面体(Octl)、六面体(Cub)及十二面体(Oct2)三类。基于Yin等实验结论，在中温服役工况({111})主导塑性变形。该假设源于镍基单晶合金（以DD3为例）在峰值强度温度以下Octl系的显著激活特性，六面体(Cub)与十二面体(Oct2)滑移系贡献可忽略。
采用Ding等实验数据构建温度敏感型本构：
通过650-850℃三组温度下应力-应变曲线拟合(图10)，得到三组晶体塑性参数（表8），构建线性插值温度相关函数。基于唯象型本构方程参数易校准、商业软件兼容性强优势，在Huang模型框架内开发温度相关晶体塑性用户定义子程序(User Material Subroutine，UMAT)，实现：(1)弹性段立方各向异性温度响应；(2)塑性段温度依赖滑移激活准则；(3)非线性硬化行为表征。
图10 在不同温度下的应力应变曲线拟合
表8 塑性流变及潜硬化行为拟合参数
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结果与讨论
3.1 温度场分布及局部高温成因分析
涡轮叶片温度场呈现显著的空间分布特征，主要受气动、传热两方面因素协同影响。无TBC时，前缘（区域A）因气流滞止形成高温区（均值969.9K，根部峰值1301.6K，图11a），压力面/吸力面平均温度分别为862.7K/859.2K。TBC应用使整体温度降低50-120K，压力面/吸力面降至802.9K/782.4K，前缘高温显著缓解（均值821.1K，峰值1107.6K，图12a），凸显其在高热流区的隔热优势。
图11 无TBC工况条件流热耦合求解结果
图12 含TBC工况条件流热耦合求解结果
流场特征方面，前缘及近压力面高温源于局部高压（较吸力面高15%-20%，图11c红框）引发的热流密度增大；吸力面扩散孔区域（区域B）则因显著的流体压强变化（图11c蓝框）提升了内外压差，增强了气膜冷却效果（值达84%-89%，图11b），导致局部温度梯度增大。此外，上下缘板交界处因气膜覆盖不足形成次高温区（无TBC时均温959.7-962.9K），TBC可有效降温至863.5-872.6K（图12a）。
TBC的隔热性能具有区域依赖性,与局部高温成因相关。在中温区,TBC使冷却效率平均提高10%-15%（图11b,图12b）。在高热流区域（如前缘），得益于“热障-气膜协同效应”，TBC效果尤为显著，前缘分界线附近温差达140K（区域A），根部冷却效率提升30%（图13a）。然而，在尾缘（Trailing Edge，TE）强对流区（区域C），湍流强化换热限制了TBC效果，温差小于40K（图13b）。这表明了TBC效能受膜冷却效率、局部压力梯度和湍流传输特性协同调控，与Shi等人结论一致。
图13 不同TBC设置条件下温度分布曲线
3.2 整体叶片宏观热应力场分析
本研究基于热-机械耦合分析得到的热弹性应力场分布结果，结合DSS与MRSS信息评估结构性能，其中DSS、MRSS是通过宏观热弹性应力场结果中的应力张量σ与滑移系取向因子p(α)解析计算滑移系分切应力τ(α)得到，直接关联单晶屈服行为：
式中，m(α)是滑移方向单位向量，而是n(α)滑移面法向单位向量。
整体叶片应力场结果显示（图14a），无论有无TBC，叶片应力分布模式相似，应力集中主要位于叶根前缘、压力面中弦近缘板处及气膜孔高曲率区，其分布与高温区（图11a，图12a）高度吻合，表明局部高温是应力集中的关键驱动因素。然而，各区域应力集中程度因几何结构、边界约束及温度载荷耦合作用而异。例如，边界约束与热膨胀的相互作用导致力学响应差异，对比最大分切应力（图14c）与等效应力云图（图14a）可见，气膜孔周边的剪切应力集中显著，而叶尖中弦区高应力水平对应材料剪切却不明显，源于后者应力集中主要受热载荷驱动。几何特征亦显著影响应力分布，尾缘薄壁对应力梯度敏感（图15b），几何不连续处（如前缘A、内腔壁 B、气膜孔C）易引发应力突变并影响DSS转变。DSS分布（图14b）呈现三类区域：应力均一区的单一滑移系主导、几何特征驱动的多滑移系过渡区、以及滑移系竞争或应力梯度较大导致的多滑移系混合区。
图14 不同TBC设置条件下力学指标云图
（左：无 TBC，右：含TBC）
图15 不同TBC设置条件下Von Mises应力分布曲线
叶片任意位置的DSS与MRSS反映了晶体学层面的多轴应力下材料剪切变形倾向以及可能塑性变形模式。本文结合宏观应力层面的应力集中因子Kt指标可以对不同叶身位置进行单元数据采样材料进行应力集中行为成因讨论（表9，采样点见图16）。具体而言，气膜孔附近因几何与冷却扰动形成“热-结构”复合应力集中，SP1，SP4，SP7处存在孔致应力集中，无TBC时Kt达3.6-4.5，远高于边界约束主导、呈低压应力状态的中温区（SP3，Kt≤0.6）。而TBC的引入通过降低整体温度，致使体积平均等效应力,从389MPa降至333MPa（表10）和改变局部梯度，产生双重效应：在边界约束主导区（SP3，SP5，SP6），TBC隔热使得Kt降低5%-20%（如SP5处Kt：3.8→3.4），缓解了结构干涉引起的应力集中；但在湍流扰动的高温区（如SP1），局部热应力重分布反而加剧了应力集中(Kt：4.5→6.1),MRSS从516MPa增至537MPa。
表9 不同TBC条件下热结构应力分布和材料响应数据采样统计
图16 热结构应力采样位置选取示意图
表10 不同配置下叶身体积平均等效应力,
根据作为滑移系驱动力的DSS、MRSS数据，TBC显著影响塑性变形趋势：气膜孔附近（SP7）无TBC时MRSS高达932MPa，驱动4，6，9号滑移系达到屈服行为对应分切应力水平，MRSS/CRSS比值分别为2.331,1.788,1.734;施加TBC后MRSS降至733MPa（降幅21%），潜在滑移系减少（仅4，6号）。类似地，前缘SP9处DSS由10号切换为9号,MRSS降低23%(227MPa至175MPa)；叶尖中弦SP2处DSS由9号变为10号，MRSS降低19%。TBC的引入优化了局部应力场，增强了分布一致性，并通过调控局部滑移模式，降低位错积累和延迟疲劳裂纹萌生风险。
晶体取向对各向异性材料的应力分布及集中行为响应至关重要。不同取向(ORII,ORI2,ORI3)下，应力集中区域与模式存在显著差异(图17a)。例如，叶尖压力面中弦处(SP1)的应力集中因子随取向变化而不同(ORI1:-4.5,ORI2:-3.9,ORI3:-3.4,表11)。整体应力水平亦随取向波动，压力面和尾缘尤为敏感(图18)。对比等效应力(图17a)与MRSS(图17b)发现，两者集中区域并不完全一致（红框区域所示），表明MRSS可作为评估应力集中并预测单晶材料塑性变形的关键判据，并有效弥补依赖单一Von Mises应力评估标准的不足。
图17 不同二次取向条件下Von Mises应力分布
表11 不同材料取向条件下热结构应力分布
和材料响应数据采样统计
图18 不同取向设置条件下Von Mises应力分布曲线
晶体取向通过改变应力张量与晶格的空间关系，直接影响滑移系激活行为。如图17c所示，非结构干涉区以单一主导或竞争混合的DSS分布模式会因取向不同而转换，如图中标记区域在ORI1/ORI3为单一系，ORI2为混合系。气膜孔、缘板交界等区域因结构干涉受所取向条件影响，滑移系分布呈现“马赛克”分布，不同取向条件下存在不一致的主导滑移系转换现象，表明取向引起材料响应模式和应力梯度发生改变。
根据表11汇总结果，中温区（SP3）三种取向的Von Mises应力因子接近,但MRSS差异显著(84.2/138/111MPa)。体积平均等效应力显示ORI2最高(419MPa),ORI1与ORI3接近(约389MPa),但即使平均应力相近，ORI1、ORI3对应MRSS仍存较大差异，凸显了取向对局部剪切应力的决定性作用。关键应力集中区域如叶尖中弦、气膜孔的分析表明，ORI2取向导致MRSS显著升高，气膜孔处最高达1370MPa，而ORI3在相似整体应力下MRSS水平最低，较ORI2降低约31.9%。不同取向下，各位置潜在激活滑移系的数目和种类亦不同，证实滑移激活受取向条件的高度敏感。
综上，本研究揭示了温度载荷、几何干涉、结构约束等宏观因素以及热障涂层和晶体取向对镍基单晶叶片宏观应力场、微观滑移行为(指标为DSS、MRSS)的复杂影响机制。结果强调：MRSS是评估应力集中风险更有效的指标，且TBC的应用及晶体取向的选择是调控局部应力、预测滑移行为、提升叶片性能的关键设计考量。
3.3 局部晶体塑性结果分析
为量化复杂应力状态下的滑移竞争，本研究在Schmid定律基础上，创新性引入基于最大主应力方向的几何关系指标S₁（主应力幅值贡献)、S₂（畸变能量约束）和S₃（几何匹配度)。
其中σMp为最大主应力，σvM为Von Mises等效应力；ϕ∗为滑移方向与最大主应力方向之间的夹角；λ*为滑移面法向量与最大主应力方向之间的夹角。这些指标独立于宏观应力水平，用于表征应力张量和晶格的空间匹配性，其比例关系可进一步衡量滑移系间的空间等效性，有助于在设计初期快速评估潜在塑性变形区域。当滑移系分切应力相近且SS1/S2/S3比例一致时，视为同一组空间对称的竞争滑移系。
图19 前缘气膜孔列区域力学指标云图(含采样点位置信息）
CPFEM仿真聚焦于特征区域(图19)，提取了主应力、应力三轴度、RSS及累积塑性应变等参数(采样点SP布局见图19，数据汇总于表12)，以耦合宏观应力与微观塑性演化。仿真结果显示(图19b)，前缘气膜孔周边普遍存在多滑移系混合分布。无TBC时，中心孔两侧呈单一DSS，边缘则为2-3组混合；施加TBC后，单一DSS区扩大，混合区缩小(对比图19b与图19d)，表明结构干涉减弱，与表12中SP1区域MRSS 平均下降27.8%(不同取向条件)的趋势一致。在第2节涡轮叶片热机械应力分析中，宏观弹性场研究通过二次处理仿真数据得到作为滑移驱动力的分切应力及DSS、MRSS信息，从而能够快速评估叶片整体的应力分布，但其局部精度有限，且可能高估应力。相比之下，考虑晶体塑性的局部研究更贴近实际，因为塑性变形会释放应力集中，显著降低局部应力水平，尤其是在气膜孔等易失效区域(如SP5、SP6点)，这为强度评估提供了更准确的视角。当局部应力超过屈服点时，塑性变形使局部应力保持在合理水平，而弹性分析则会出现数据失真。
表12 应力状态和滑移变形信息采样
图20展示了采用了CPFEM方法和基于弹性应力场数据解析结果的应力水平对比。可以看到在无TBC条件下，由于整体应力水平受高温影响上升，弹性场下的局部应力水平明显超出了材料承受极限，在考虑晶体塑性后，气膜孔结构产生应力集中处SP5、SP6对应的应力水平存在明显下降。
图21展示了在SP5、SP6处不同场景下的应力释放结果，可以看到当局部应力水平超过屈服点后，材料通过塑性变形使得局部MRSS维持在一定水平，而弹性场应力结果基本失真。因此，结合宏观热结构仿真和局部塑性变形仿真，能更有效地评估材料易失效区域的结构性能。
图20 不同取向设置和TBC条件下各取样点
（SP1-SP6）处Von Mises应力分布
图21 弹性应力解析及晶体塑性有限元在应力集中
处MRSS水平对比
选取孔间干涉稳定区SPl进行深入分析。TBC的引入使SPI处主导滑移系的S1/S2/S3指标均值从0.525/0.475/0.500降至0.505/0.479/0.490（降幅小于4%），表明TBC主要通过降低整体温度(△T≈-150°C)和影响局部应力梯度来缓解全局热机械应力及局部剪切峰值，但仅促进应力场均匀化(图19a,c)，而非改变应力-取向空间匹配关系(S₃波动小于5%)。因此，尽管MRSS显著降低，但SP1处主要滑移系及竞争关系(如ORI1下保持为激活滑移系2、11号并由11号主导)构成基本不变。
晶体取向对滑移竞争行为起决定性作用。如图22所示，不同取向下主导滑移系发生显著转变。无TBC时，SP1位置ORI1、3分别对应(2，11)与(4，6)两组竞争滑移系，且构成竞争关系的滑移系之间RSS相近且S₁:S₂:S₃比例接近一致，这主要源于应力张量与晶体取向满足一定空间对称性关系；ORI2则表现为同时存在两组竞争滑移系的过渡状态。以上结果对应了随晶体取向变化，竞争滑移系组的RSS交替波动，导致主导滑移系转变的规律，此现象与Savage等人报道的次级取向转变引起弹性应力周期性波动现象相匹配。TBC的引入虽整体上降低了RSS幅值，但并未改变主导滑移系种类及转换规律，再次印证了滑移演化主要受控于晶体取向与局部应力梯度。由于多滑移系交互有助于材料硬化，本研究认为，在气膜孔抗塑性失效设计中，同步优化晶体取向匹配度具有进一步调控塑性变形分析的作用。
图22 不同TBC设置及取向条件下采样点SP1滑移趋势指标
为探究多轴应力状态的影响，分析扩展至SP2-6区域。SP2（剪切-双轴压缩，应力多轴度η=-0.47）的S₁/S₂/S₃指标为0.45-0.52，显示滑移系易激活，但近双轴应力状态未形成竞争组(应力状态数据详见见图23b),与DSS云图（图19b）中大范围单一DSS分布吻合。孔周SP3/SP4(多轴压缩,η=-0.76/-0.80)对应多轴应力状态，滑移激活受抑制。SP3主导滑移系S指标均值降至0.424，较SP1降低18.3%，滑移系指标分布高度离散（图24b）。
图23 各采样点载荷指标与应力状态示意
图24 各采样点滑移系指标数据示意
SP5、SP6位置产生了明显的塑性变形，高应力集中导致MRSS达536.5/564.7MPa。应力集中点SP5（近单轴-双轴张力，η=+0.47）和SP6（近单轴压缩，η=-0.35）接近单轴应力状态，倾向于形成竞争滑移系。然而，主应力方向与晶体轴的匹配度同样构成对滑移系激活构成影响：相比于SP1处主应力与[001]轴夹角θ
图25 各滑移系激活行为对比（SP6）
综合SP1-6分析，本研究揭示了应力三轴度与晶体取向几何的协同控制机制：低三轴度（|η|小于0.5）且存在空间对称关系时，易形成S指标比例匹配(ΔS
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结论
本研究成功创建了“温度梯度一应力分布一滑移演化”的跨尺度交叉学科框架，揭示了TBC、晶体取向及多轴应力状态对镍基单晶涡轮叶片热结构响应与局部塑性行为的复杂影响。主要结论如下：
TBC有效降低叶片整体温度，叶身主体降低50-120K，前缘可达140K，进而降低整体结构应力水平。但对不同成因导致的应力集中部位的调控作用具有区域差异性，例如TBC能缓解边界约束主导区的应力集中，但在高湍流扰动区可能因热应力重分布而加剧局部应力集中。
晶体取向是调控局部应力集中和滑移行为的关键因素。不同取向显著改变应力分布例如SP1应力集中因子从4.5降至3.4，并对最大分切应力产生决定性影响。特定取向如ORI2对应关键区域内MRSS可达1370MPa（弹性应力解析结果），而优化取向例如ORI3对应MRSS显著降低,相比ORI2降低约31.9%,表明MRSS是评估单晶材料塑性变形风险的更有效指标。
气膜孔周围复杂的应力状态驱动显著的滑移系竞争。TBC主要降低应力幅值和局部剪切效应，缩减混合滑移区，但晶体取向主导了滑移系的激活模式和竞争格局。关键发现是应力状态（三轴度η）与晶体取向几何协同控制滑移模式：低三轴度且应力张量与晶格满足空间对称关系时易形成有利于塑性协调的竞争滑移系组，而高三轴度则趋向单一滑移系主导。
本研究构建并验证了多尺度力学评估体系的必要性与有效性。通过CPFEM方法实现基于滑移变形机理的跨尺度力学仿真，揭示了塑性变形区域的应力释放现象和滑移激活行为规律。结合本文提出的S₁/S₂/S₃ 指标能有效表征多轴应力下的滑移系竞争优先级。研究结果强调，优化晶体取向、形成空间对称关系对于利用竞争滑移系提升材料塑性协调能力、延缓损伤进程至关重要，为高性能单晶叶片设计提供了关键依据。
论文来源：中国机械工程
作者：王映尧，叶显爵，张文强，陈爽，张跃飞
单位：
1.浙江大学 材料科学与工程学院，浙江 杭州 310027；
2.浙江大学 硅及先进半导体材料全国重点实验室，浙江 杭州 310027；
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热忱欢迎参加我们在2026年4月15-17日在苏州举办的第八届涡轮技术大会暨民用航空发动机和燃气轮机展以及激光在民用航空发动机和燃气轮机中的应用大会（4月16日）
来源：江苏激光联盟