石照夏，董建新，張麥倉，鄭 磊

(北京科技大學(xué) 高溫材料及應(yīng)用研究室，北京 100083)

提高發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性能、降低燃料消耗和減少廢氣排放污染是汽車發(fā)動(dòng)機(jī)發(fā)展的主要目標(biāo)，采用渦輪增壓技術(shù)已成為實(shí)現(xiàn)上述目標(biāo)的有效措施之一[1?3]。渦輪增壓器利用發(fā)動(dòng)機(jī)排出的廢氣能量推動(dòng)渦輪室內(nèi)的渦輪，渦輪帶動(dòng)同軸的葉輪，葉輪將來自空氣濾清器的空氣壓縮，使之增壓進(jìn)入氣缸。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速加快時(shí)，氣缸進(jìn)氣量增加，從而提高了發(fā)動(dòng)機(jī)的輸出功率。在新一代小型發(fā)動(dòng)機(jī)中，尾氣溫度在局部區(qū)域甚至超過了850 ℃，渦輪轉(zhuǎn)速快，葉片長(zhǎng)期承受多種交變應(yīng)力的作用，因此，要求渦輪材料具備較好的耐熱性和高溫力學(xué)性能[4?6]。

K418鎳基鑄造高溫合金因具有足夠的熱強(qiáng)性、熱穩(wěn)定性和良好的抗機(jī)械疲勞和熱疲勞性能等優(yōu)點(diǎn)，目前被廣泛用于制作汽車增壓渦輪。增壓渦輪葉片薄且曲率變化大，因此實(shí)際生產(chǎn)中采用熔模鑄造的方法澆注渦輪時(shí)，葉片極易產(chǎn)生熱裂。目前生產(chǎn)廠家多采用“經(jīng)驗(yàn)+試驗(yàn)”的方法摸索減少鑄件熱裂缺陷的改進(jìn)工藝，但這不僅浪費(fèi)昂貴的合金和型殼材料，增加成本，而且使得工藝改進(jìn)周期延長(zhǎng)。計(jì)算機(jī)模擬技術(shù)的發(fā)展及其在鑄造領(lǐng)域的應(yīng)用為人們認(rèn)識(shí)鑄件充型和凝固過程提供了有效途徑。通過直觀地觀察鑄件充型和凝固過程，可以預(yù)測(cè)熱裂、縮孔、縮松等缺陷的產(chǎn)生情況，從而實(shí)現(xiàn)了鑄造工藝的優(yōu)化設(shè)計(jì)，以確保鑄件質(zhì)量，降低生產(chǎn)成本，縮短試制周期[7?10]。

國內(nèi)外對(duì)車用增壓渦輪用 TiAl合金進(jìn)行了大量研究，如成分和組織對(duì)TiAl合金持久性能的影響以及TiAl合金的組織和力學(xué)性能等研究[4?5]。此外，眾多學(xué)者對(duì)Inconel713C和GMR235等車用增壓渦輪用高溫合金的研究主要集中在組織控制和性能提高等方面[11?13]。由于熱裂這一鑄造缺陷的存在不僅使渦輪生產(chǎn)廠家的成品率僅維持在現(xiàn)有水平，一定程度上也制約了渦輪產(chǎn)品質(zhì)量的提高。因此，尋求快捷、合適的方法預(yù)測(cè)渦輪熱裂，進(jìn)而防止和控制熱裂的產(chǎn)生，并探索鑄件熱裂傾向最小的澆注工藝具有重要意義，但目前關(guān)于這方面的研究鮮見報(bào)道。

本文作者以K418合金車用增壓渦輪為研究對(duì)象，采用已經(jīng)實(shí)際工程驗(yàn)證的鑄造專用數(shù)值模擬軟件ProCAST對(duì)渦輪鑄造過程進(jìn)行模擬，動(dòng)態(tài)地觀察渦輪的充型和凝固過程。在此基礎(chǔ)上，結(jié)合熱裂產(chǎn)生機(jī)理與預(yù)測(cè)判據(jù)，模擬并預(yù)測(cè)不同澆注工藝下渦輪的熱裂情況，討論了澆注溫度和模殼溫度對(duì)渦輪熱裂的影響，以期為獲得高質(zhì)量渦輪產(chǎn)品的優(yōu)化工藝提供參考。

1 凝固過程數(shù)值模擬

1.1 試驗(yàn)鑄件及模型的建立

某型號(hào)車用增壓渦輪采用 K418鎳基鑄造高溫合金通過無余量整體熔模鑄造成型，其外形如圖1(a)所示。渦輪由12個(gè)葉片及輪盤組成，渦輪盤尺寸較大，最大尺寸為d 98 mm，最小壁厚僅為2.5 mm，帶有d 29 mm的渦輪軸；渦輪葉片長(zhǎng)而薄，葉片高約為 31.5 mm，葉片自葉根向葉尖方向厚度逐漸減小，葉尖處壁厚不足 1 mm。此熔模鑄造渦輪屬小型件，為了提高生產(chǎn)效率和成品率，多采用組樹的方法，一型多件同時(shí)澆注。為便于工藝上的研究分析，本文作者取單個(gè)帶內(nèi)澆道的渦輪進(jìn)行模擬。鑄件內(nèi)澆道采用Pro/Engineer三維實(shí)體造型軟件進(jìn)行造型，具體尺寸如圖1(b)所示。K418合金渦輪精鑄過程采用熱殼澆注，模殼溫度很高，冷卻過程必須考慮模殼與周圍環(huán)境的輻射換熱，因此模擬中考慮模殼與車間環(huán)境的輻射換熱，造型時(shí)建立一個(gè)d 138 mm×147 mm的圓柱形扣箱將整個(gè)鑄件內(nèi)澆道包裹于其中。

圖1 某型號(hào)車用增壓渦輪外形及內(nèi)澆道實(shí)體造型Fig.1 External appearance of certain type of auto turbocharger turbine wheel and solid modeling of internal sprue(Unit: mm): (a)External appearance; (b)Solid modeling of internal sprue

1.2 網(wǎng)格剖分

鑄件澆道的幾何模型從Pro/Engineer軟件中導(dǎo)出IGS格式，隨后導(dǎo)入ProCAST軟件的MeshCAST模塊中進(jìn)行面網(wǎng)格劃分。由于渦輪不同部位厚度相差較大，同時(shí)綜合考慮薄葉片部分的計(jì)算精度和模擬計(jì)算量，采用不同的網(wǎng)格長(zhǎng)度劃分鑄件面網(wǎng)格，渦輪葉片部分的網(wǎng)格大小為 1 mm，渦輪盤、渦輪軸及澆道的網(wǎng)格長(zhǎng)度為3 mm，扣箱的網(wǎng)格長(zhǎng)度為6 mm。面網(wǎng)格劃分成功后，考慮到實(shí)際模殼的形狀和厚度，采用MeshCAST中自動(dòng)生成型殼的Shell功能，在鑄件外生成7 mm厚的模殼，最后進(jìn)行體網(wǎng)格劃分。鑄件、模殼和扣箱的網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖2所示，模型中節(jié)點(diǎn)數(shù)為155 713，有限元體網(wǎng)格數(shù)為747 870。

圖2 鑄件、模殼及扣箱的網(wǎng)格模型Fig.2 Grid models of casting (a), shell (b)and enclosure (c)

1.3 材料的熱物性參數(shù)和力學(xué)性能參數(shù)

模擬中鑄件材料為K418合金，其主要成分如表1所列。該合金是一種以γ′ 相沉淀強(qiáng)化為主的鎳基高溫合金，γ′ 相的質(zhì)量分?jǐn)?shù)約為 55%，枝晶間 γ+γ′ 共晶相體積分?jǐn)?shù)約為2%，此外，還含少量MC碳化物和極少量M3B2硼化物。

表1 K418合金的主要成分Table 1 Main chemical composition of K418 superalloy(mass fraction, %)

K418合金計(jì)算中所用的相關(guān)物性參數(shù)利用ProCAST自帶的材料數(shù)據(jù)庫，將表1中元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)輸入材料數(shù)據(jù)庫中，采用軟件推薦的Scheil模型，通過 ProCAST與熱力學(xué)數(shù)據(jù)庫和應(yīng)力數(shù)據(jù)庫自動(dòng)連接，計(jì)算得到合金的熱物性參數(shù)和力學(xué)性能參數(shù)。模殼材料采用鋯砂，其熱物性參數(shù)在ProCAST軟件數(shù)據(jù)庫中選取。

1.4 邊界條件、初始條件及運(yùn)行參數(shù)設(shè)置

計(jì)算得到K418合金固相線和液相線溫度分別為1 178和 1 346 ℃。實(shí)際生產(chǎn)中合金的澆注溫度為1 450～1 500 ℃，通常低于 1 500 ℃，模殼溫度為 900 ℃左右。模擬計(jì)算中采用1 450和1 500 ℃兩種澆注溫度以及900和950 ℃兩種模殼溫度，對(duì)比分析澆注溫度和模殼溫度對(duì)熱裂缺陷的影響。應(yīng)力模擬計(jì)算采用熱彈塑性模型，將模殼定義為剛性，即參與接觸計(jì)算，但不進(jìn)行應(yīng)力計(jì)算。澆注考慮輻射換熱、導(dǎo)熱和對(duì)流換熱，設(shè)定鑄件與模殼之間的換熱系數(shù)為 650 W/(m2·K)，采用重力澆注，澆注速度約為 0.15 m/s。終止計(jì)算的條件設(shè)置為溫度低于 800 ℃，除將TFREQ(溫度結(jié)果保存間隔)和 SFREQ(應(yīng)力結(jié)果保存結(jié)果)值改為5外，其余運(yùn)行參數(shù)采用重力澆注默認(rèn)設(shè)置。前處理完畢后，運(yùn)行 ProCAST得到金屬液充型以及凝固過程中的溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)求解結(jié)果。

2 模擬結(jié)果及分析

2.1 充型過程

圖3所示為在模殼溫度為 900 ℃、澆注溫度為1 450 ℃的澆注工藝下金屬液通過內(nèi)澆道的充型過程模擬結(jié)果。由圖3可知，金屬液澆注到內(nèi)澆道后，液態(tài)金屬依靠靜壓力流入渦輪型腔，首先充滿底部渦輪軸，然后自下而上充滿葉片，之后在內(nèi)澆道的下部相遇，最后上升到內(nèi)澆道口。充型完整，不會(huì)發(fā)生冷隔、澆注不足等缺陷，完成整個(gè)充型過程約需1.5 s。

圖3 模殼溫度為900 ℃、澆注溫度為1 450 ℃時(shí)鑄件充型過程的溫度場(chǎng)分布Fig.3 Distribution of temperature field of filling process of casting at shell temperature of 900 ℃ and pouring temperature of 1 450 ℃: (a)0.5 s; (b)0.8 s; (c)1.1 s; (d)1.5 s

2.2 凝固時(shí)間分布

圖4所示為模殼溫度為900 ℃，澆注溫度為1 450℃的澆注工藝下鑄件的凝固時(shí)間分布。由圖4可知，鑄件凝固時(shí)間最長(zhǎng)的部位為圖中紅色區(qū)域的內(nèi)澆道，凝固時(shí)間最短的部位為紫色區(qū)域的葉片前端。葉片、渦輪軸部、渦輪盤及內(nèi)澆道等不同部位凝固時(shí)間相差極大，葉片前端在30 s內(nèi)即完全凝固，渦輪軸部及渦輪盤凝固減緩，內(nèi)澆道最后凝固。此凝固順序有利于保證渦輪自下而上的凝固順序，使縮孔、縮松等缺陷集中在最后凝固的內(nèi)澆道部位，從而保證了渦輪的質(zhì)量。

2.3 溫度場(chǎng)和固相分?jǐn)?shù)分布

圖5所示為模殼溫度為900 ℃、澆注溫度為1 450℃的澆注工藝下，鑄件凝固初期的溫度場(chǎng)分布和相應(yīng)的固相分?jǐn)?shù)分布情況。由圖5可知，金屬液充滿型腔后，厚度最薄的葉片前端溫度首先降至1 178 ℃(合金固相線溫度)以下，即完成凝固。此時(shí)葉片根部、渦輪軸部、渦輪盤及內(nèi)澆道溫度雖已降低至1 346 ℃(合金液相線溫度)以下，但仍高于合金的固相線溫度，這些部位的合金液此時(shí)處于固液兩態(tài)共存區(qū)。

圖4 模殼溫度為900 ℃、澆注溫度為1 450 ℃時(shí)鑄件凝固時(shí)間分布Fig.4 Distribution of solidification time of casting at shell temperature of 900 ℃ and pouring temperature of 1 450 ℃

圖5 模殼溫度為900 ℃、澆注溫度為1 450 ℃時(shí)鑄件溫度場(chǎng)和固相分?jǐn)?shù)分布Fig.5 Distribution of temperature field and solid fraction of casting at shell temperature of 900 ℃ and pouring temperature of 1 450 ℃: (a)Temperature field; (b)Solid fraction

2.4 應(yīng)力場(chǎng)分布和熱裂傾向分布

ProCAST軟件除了在應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算方面較其他同類軟件具有較大優(yōu)勢(shì)外，還可以在應(yīng)力計(jì)算中對(duì)熱裂敏感性進(jìn)行計(jì)算。在 ProCAST軟件中定義了熱裂指數(shù)，通過啟用熱裂指示器來表達(dá)該指數(shù)，從而定性地描述鑄件發(fā)生熱裂的傾向。熱裂指示器是一種應(yīng)力驅(qū)動(dòng)模型，其理論基礎(chǔ)是基于凝固過程中產(chǎn)生的全部應(yīng)力，當(dāng)固相率為50%～99%時(shí)，計(jì)算給定節(jié)點(diǎn)的彈性和塑性應(yīng)力變形。

圖6所示為在模殼溫度為 900 ℃、澆注溫度為1 450 ℃的澆注工藝下，鑄件凝固初期的應(yīng)力場(chǎng)分布和相應(yīng)時(shí)刻的熱裂傾向分布情況。由圖6(a)可以看出，凝固開始時(shí)，隨著葉片前端的即刻凝固，葉片部位首先產(chǎn)生拉應(yīng)力，最早凝固的葉稍處應(yīng)力最大，其中曲率較大的部位應(yīng)力集中最為嚴(yán)重。由圖6(b)所示的鑄件熱裂傾向模擬結(jié)果可知，凝固初期渦輪的熱裂情況與應(yīng)力場(chǎng)的模擬結(jié)果一致，即葉片前端熱裂傾向較大，曲率較大的部位熱裂傾向最大。

圖6 模殼溫度為900 ℃、澆注溫度為1 450 ℃時(shí)鑄件應(yīng)力場(chǎng)分布和熱裂傾向Fig.6 Distribution diagram of stress field and hot tearing at shell temperature of 900 ℃ and pouring temperature of 1 450℃: (a)Stress field; (b)Index of hot tearing

圖7所示為實(shí)際生產(chǎn)中渦輪葉片產(chǎn)生熱裂的部位。由圖7可知，熱裂紋通常出現(xiàn)在渦輪葉片上曲率較大的葉稍部位。由此可知，模擬得到的熱裂結(jié)果與實(shí)際生產(chǎn)中的熱裂情況基本吻合。

為深入分析渦輪葉片的熱裂機(jī)制，在葉稍上從垂直于渦輪軸的方向等距離選擇7個(gè)節(jié)點(diǎn)，以研究凝固過程中葉片上熱裂的產(chǎn)生過程，如圖6(b)所示。圖8所示為渦輪葉稍處節(jié)點(diǎn)的溫度、固相分?jǐn)?shù)和應(yīng)力隨時(shí)間的變化。由圖8可知，位于葉片最下端的節(jié)點(diǎn)1不到13 s即完全凝固，葉稍處其他幾個(gè)節(jié)點(diǎn)的凝固時(shí)間相差不大，均約為18 s。在凝固過程的前8 s內(nèi)，各個(gè)節(jié)點(diǎn)的固相分?jǐn)?shù)均小于 0.9，在此前的凝固過程中幾乎不產(chǎn)生應(yīng)力。隨著凝固過程的進(jìn)行，當(dāng)固相分?jǐn)?shù)大于0.9時(shí)，葉稍各節(jié)點(diǎn)處開始產(chǎn)生拉應(yīng)力。當(dāng)固相分?jǐn)?shù)接近1.0時(shí)，拉應(yīng)力急劇增大，其中節(jié)點(diǎn)3和4處產(chǎn)生的拉應(yīng)力最大，均大于50 MPa，其余節(jié)點(diǎn)在固相分?jǐn)?shù)接近1.0時(shí)產(chǎn)生的拉應(yīng)力為18～45 MPa。

圖7 鑄件實(shí)際熱裂部位Fig.7 Practical cracked area of casting: (a)Turbine 1;(b)Turbine 2; (c)Turbine 3

熱裂是鑄件在凝固末期，固相分?jǐn)?shù)高達(dá)0.9、幾乎接近1.0時(shí)形成的一種鑄造缺陷，此時(shí)溫度處于線收縮開始溫度到固相線溫度區(qū)間內(nèi)，即有效結(jié)晶溫度范圍[14?16]。強(qiáng)度理論認(rèn)為，在有效結(jié)晶溫度范圍內(nèi)的合金本身處于“脆性”階段，合金的強(qiáng)度和塑性極低。鑄件凝固末期，處于脆性區(qū)的鑄件，當(dāng)固相骨架已經(jīng)形成并開始線收縮后，由于收縮受阻，鑄件局部產(chǎn)生收縮應(yīng)力及塑性變形。若收縮應(yīng)力或塑性變形超過合金在該溫度下的強(qiáng)度極限和伸長(zhǎng)率，鑄件即發(fā)生熱裂[17?19]。凝固過程中產(chǎn)生的應(yīng)力或塑性變形越大，鑄件的熱裂傾向性越大。此外，CLYNE和 DAVIES[20]及 HATAMI等[21]有關(guān)熱裂形成的判據(jù)中定義了一個(gè)熱裂傾向系數(shù)(Hot-cracking susceptibility coefficient,ηHCS)，即

式中：t0.99、t0.9和 t0.4分別代表固相分?jǐn)?shù)為 0.99、0.9和0.4所對(duì)應(yīng)的時(shí)間?？梢钥闯?，合金凝固過程中固相分?jǐn)?shù)處于0.99～0.9這一階段的時(shí)間越長(zhǎng)，熱裂傾向性越大。因此，可以從凝固過程中產(chǎn)生的拉應(yīng)力和處于熱裂敏感區(qū)的時(shí)間兩方面來考察鑄件的熱裂傾向性。

增壓渦輪結(jié)構(gòu)復(fù)雜，各個(gè)部分厚薄不同，導(dǎo)致葉稍、葉根和渦輪軸部的冷卻情況不同，薄的葉片部分凝固較快，尺寸較大的渦輪軸和渦輪盤凝固較慢，因此造成各部分溫度分布不均勻，凝固時(shí)間和收縮量不同。同時(shí)渦輪各部分聯(lián)為一個(gè)整體，彼此間互相制約，因而在先凝固的葉稍部分首先產(chǎn)生了拉應(yīng)力，當(dāng)拉應(yīng)力達(dá)到一定值時(shí)通過產(chǎn)生裂紋來釋放，即發(fā)生熱裂。對(duì)照?qǐng)D7可知，渦輪葉片實(shí)際熱裂部位基本位于節(jié)點(diǎn)3和4之間的葉片部位。由此可知，當(dāng)固相分?jǐn)?shù)接近1.0時(shí)，葉稍處各節(jié)點(diǎn)均產(chǎn)生拉應(yīng)力。葉片曲率變化大的區(qū)域易形成應(yīng)力集中，因此，節(jié)點(diǎn)3和4所在區(qū)域的拉應(yīng)力大于其他部位的拉應(yīng)力，導(dǎo)致此處更易發(fā)生熱裂。

2.5 不同澆注工藝下的熱裂對(duì)比

通過充型和凝固過程的數(shù)值模擬，較真實(shí)全面地反映了渦輪的實(shí)際凝固過程，模擬過程中的熱裂傾向也與實(shí)際情況吻合良好。為了考察工藝對(duì)渦輪產(chǎn)生熱裂的影響，選取1 450和1 500 ℃的澆注溫度及900和950 ℃的模殼溫度，采用不同的溫度參數(shù)交叉模擬渦輪的熱裂情況。圖9所示為不同澆注溫度和模殼溫度下熱裂傾向較嚴(yán)重的節(jié)點(diǎn)4的溫度隨時(shí)間的變化。從圖9可以看出，模殼溫度為 900 ℃時(shí)，1 450和1 500 ℃兩種澆注溫度下節(jié)點(diǎn)4的凝固所需時(shí)間差別不大。模殼溫度提高后，冷卻速率減緩，凝固時(shí)間延長(zhǎng)，其中高模殼溫度、高澆注溫度下節(jié)點(diǎn)4凝固所需時(shí)間最長(zhǎng)。這是由于模殼溫度與澆注溫度越高，凝固過程中鑄件與模殼的界面溫差越小，鑄型冷卻作用減弱，鑄件凝固所需時(shí)間延長(zhǎng)。

圖8 葉稍處節(jié)點(diǎn)溫度、固相分?jǐn)?shù)和拉應(yīng)力隨時(shí)間的變化曲線Fig.8 Variations of temperature (a), solid fraction (b)and tensile stress (c)with time at different nodes in blade margin

圖10所示為不同澆注溫度和模殼溫度下節(jié)點(diǎn) 4的固相分?jǐn)?shù)和應(yīng)力隨時(shí)間的變化。由圖10可知，不同澆注工藝下節(jié)點(diǎn)4的應(yīng)力都在固相分?jǐn)?shù)達(dá)到0.9時(shí)產(chǎn)生，且在固相分?jǐn)?shù)逐漸接近 1.0時(shí)急劇增加。低模殼溫度和低澆注溫度及高模殼溫度和高澆注溫度的澆注工藝下，固相分?jǐn)?shù)接近1.0時(shí)，產(chǎn)生的應(yīng)力均大于50 MPa，且模殼溫度為950 ℃、澆注溫度為1 500 ℃時(shí)，應(yīng)力高達(dá)約60 MPa；采用低模殼溫度和高澆注溫度及高模殼溫度和低澆注溫度的澆注工藝，凝固終了時(shí)產(chǎn)生的應(yīng)力均低于50 MPa，且當(dāng)模殼溫度為950 ℃、澆注溫度為1 450 ℃時(shí)，產(chǎn)生的應(yīng)力小于40 MPa。觀察節(jié)點(diǎn)4在不同澆注條件下固相分?jǐn)?shù)處于0.9～0.99的時(shí)間可知，采用 950 ℃的高模殼溫度和 1 500 ℃的高澆注溫度時(shí)約為11 s，其他澆注條件下此時(shí)間約為7 s。由此可知，采用高模殼溫度和高注溫度不僅導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)4在凝固過程中所受應(yīng)力增大，而且使節(jié)點(diǎn)處于熱裂敏感區(qū)的時(shí)間延長(zhǎng)，不利于控制鑄件的熱裂傾向。而同時(shí)采用高模殼溫度和低澆注溫度的澆注條件時(shí)，一方面降低了凝固過程中產(chǎn)生的應(yīng)力，另一方面還縮短了鑄件處于熱裂敏感區(qū)的時(shí)間，因而有利于降低鑄件的熱裂傾向。因此，對(duì)于該渦輪鑄件，采用較高的模殼溫度和較低的澆注溫度有利于降低鑄件的熱裂傾向。

圖9 不同模殼溫度和澆注溫度下節(jié)點(diǎn) 4的溫度隨時(shí)間的變化Fig.9 Variation of temperature with time for node 4 at different shell temperatures and pouring temperatures

圖10 不同模殼溫度和澆注溫度下4節(jié)點(diǎn)固相分?jǐn)?shù)和粒應(yīng)力隨時(shí)間的變化Fig.10 Variations of solid fraction and tensile stress with time for node 4 at different shell temperatures and pouring temperatures:(a)Shell temperature of 900 ℃ and pouring temperature of 1 450 ℃; (b)Shell temperature of 900 ℃ and pouring temperature of 1 500 ℃; (c)Shell temperature of 950 ℃ and pouring temperature of 1 450 ℃; (d)Shell temperature of 950 ℃ and pouring temperature of 1 500 ℃

3 結(jié)論

1)利用ProCAST鑄造模擬軟件模擬了不同澆注溫度和模殼溫度下K418合金車用增壓渦輪的充型和凝固過程，分析了鑄造過程中鑄件的流場(chǎng)、溫度場(chǎng)、固相分?jǐn)?shù)和應(yīng)力場(chǎng)模擬結(jié)果，預(yù)測(cè)了渦輪的熱裂傾向與分布，模擬結(jié)果與生產(chǎn)實(shí)際基本吻合。

2)凝固過程中渦輪各部分厚度不同，導(dǎo)致葉稍與其他部位的冷卻情況不同，造成渦輪各部分溫度分布不均勻，凝固時(shí)間和收縮量不同，因而在最先凝固的葉稍部位產(chǎn)生了拉應(yīng)力，拉應(yīng)力達(dá)到一定程度即通過產(chǎn)生熱裂來釋放；凝固過程中鑄件所受拉應(yīng)力越大，處于熱裂敏感區(qū)的時(shí)間越長(zhǎng)，熱裂傾向性越大。

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