楊啊濤，郭 雄，李海松，史衛(wèi)杰，陶 飛，王海洋，張瓊元，楊照宏

(1.東方汽輪機(jī)有限公司，四川德陽(yáng) 618000；2.長(zhǎng)壽命高溫材料國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川德陽(yáng) 618000)

鑄造高溫合金由于添加元素多、合金化程度高，因而具有良好的高溫力學(xué)性能，在航空發(fā)動(dòng)機(jī)和重型燃?xì)廨啓C(jī)的透平葉片中有著廣泛的應(yīng)用，為了追求更高的熱效率和功率輸出，對(duì)透平葉片技術(shù)的要求越來(lái)越高[1-3]。高溫合金葉片主要通過(guò)精密鑄造方式成型，在制造和服役過(guò)程中如果出現(xiàn)裂紋、孔洞等各種缺陷，會(huì)導(dǎo)致葉片的機(jī)械性能達(dá)不到要求，容易發(fā)生斷裂事故[4-5]。鑄造高溫合金力學(xué)性能優(yōu)良，但鑄造性能極差，再加上透平葉片結(jié)構(gòu)復(fù)雜，使得葉片在精鑄過(guò)程中常常出現(xiàn)縮松/縮孔、熱裂和變形等嚴(yán)重缺陷。而熱裂作為透平高溫葉片的典型缺陷，其在眾多缺陷中占比較大、報(bào)廢率高、可修復(fù)性能差，嚴(yán)重制約葉片毛坯合格率。

根據(jù)現(xiàn)有文獻(xiàn)，F(xiàn)eurer[6]根據(jù)熱裂機(jī)理模型重點(diǎn)分析了凝固階段轉(zhuǎn)變點(diǎn)在熱裂中的作用，指出當(dāng)合金液補(bǔ)縮速度小于凝固收縮速度時(shí)，鑄件發(fā)生熱裂。Clyne等[7]提出熱裂形成的主要原因是凝固后期熱脆性區(qū)由于抵抗應(yīng)力應(yīng)變能力低，枝晶臂容易被拉裂。Rappaz等[8]提出了RDG判據(jù)，根據(jù)合金液的壓力降來(lái)判斷鑄件是否產(chǎn)生熱裂缺陷，當(dāng)合金液壓力降小于產(chǎn)生熱裂的臨界壓力降時(shí)，鑄件產(chǎn)生熱裂，反之則不會(huì)形成熱裂。Kool等[9-10]根據(jù)眾多學(xué)者提出的熱裂缺陷敏感性判據(jù)模型，模擬了鑄造工藝因素對(duì)熱裂缺陷產(chǎn)生的影響，并進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)對(duì)比。對(duì)葉片熱裂缺陷形成機(jī)理的描述主要體現(xiàn)為以下2種觀點(diǎn)：(1) 液膜理論，該理論認(rèn)為，鑄件在凝固末期晶間存在液膜和鑄件在凝固過(guò)程中受拉應(yīng)力共同導(dǎo)致熱裂的形成，液膜是產(chǎn)生熱裂的先決條件，而鑄件收縮受阻是產(chǎn)生熱裂的必要條件；(2) 強(qiáng)度理論，該理論認(rèn)為鑄件在凝固后期由于收縮受阻會(huì)產(chǎn)生拉應(yīng)力及變形行為，當(dāng)應(yīng)力或變形超過(guò)合金在該溫度下的強(qiáng)度極限或變形能力時(shí)，鑄件便產(chǎn)生熱裂。從研究結(jié)論可以看出，高溫合金的力學(xué)狀態(tài)是熱裂形成的必要條件，因此，研究燃?xì)廨啓C(jī)葉片的應(yīng)力形成及演化過(guò)程對(duì)揭示熱裂缺陷的形成機(jī)理是十分必要的。目前，針對(duì)熱裂應(yīng)力狀態(tài)的研究文獻(xiàn)較少，多數(shù)研究還是集中在工藝參數(shù)對(duì)熱裂的影響，僅從側(cè)面闡述了應(yīng)力對(duì)熱裂的影響行為。

筆者以某重型燃?xì)廨啓C(jī)透平導(dǎo)向葉片為研究對(duì)象，采用數(shù)值模擬軟件Procast分析了葉片鑄造凝固區(qū)間的力學(xué)狀態(tài)，闡述了熱裂缺陷與應(yīng)力演化的關(guān)系，并提出若干應(yīng)力控制措施，消除了熱裂缺陷。

1 實(shí)驗(yàn)及計(jì)算方法

1.1 葉片及澆注系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

選用某空心導(dǎo)向葉片作為研究對(duì)象，此葉片為二聯(lián)體結(jié)構(gòu)，葉片內(nèi)腔依靠直立結(jié)構(gòu)的陶瓷型芯成型。葉片最大長(zhǎng)度約為250 mm，葉身壁厚約為3 mm。葉片上下緣板均有2處掛鉤，掛鉤的厚度約為15 mm，多掛鉤的存在增加了葉片精鑄的獨(dú)立熱節(jié)，增加了精鑄過(guò)程中縮松/縮孔的風(fēng)險(xiǎn)。為消除此缺陷，澆注系統(tǒng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)如圖1所示。從圖1可以看出，此澆注系統(tǒng)呈現(xiàn)框架結(jié)構(gòu)，其結(jié)構(gòu)間的約束較強(qiáng)，采用的組樹(shù)方式為一帶二。

圖1 透平葉片及澆注系統(tǒng)結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of turbine blade and gating system

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

采用熔模精密鑄造工藝成型該葉片，合金選用MAR-M-247鎳基高溫合金，其名義成分(以下括號(hào)內(nèi)的數(shù)值為質(zhì)量分?jǐn)?shù))為：Cr(8.2%)、Co(9.2%)、Mo(0.5%)、W(9.4%)、Al(5.6%)、Ta(3.2%)、Ti(0.7%)、C(0.08%)、Hf(1.1%)、Ni(余量)。陶瓷型芯選用Si基耐火材料燒結(jié)成型。葉片澆注完成并經(jīng)熱處理后，進(jìn)行X射線、表面熒光滲透檢查(FPT)等無(wú)損探傷檢測(cè)。同時(shí)，對(duì)FPT缺陷顯示部位進(jìn)行解剖處理，制成試樣后在光學(xué)顯微鏡下觀測(cè)缺陷的宏觀和微觀形貌。其中澆注溫度為1 450 ℃，型殼預(yù)熱溫度為1 000 ℃，型殼材料選用EC95耐火材料，型殼層數(shù)為10層。

1.3 數(shù)值計(jì)算方法

1.3.1 溫度場(chǎng)數(shù)學(xué)模型

其熱傳導(dǎo)過(guò)程遵循傅里葉定律：

(1)

熱傳導(dǎo)平衡微分方程遵循能量守恒方程(式(2)),據(jù)此可求解溫度場(chǎng)。

(2)

式中：q為沿x方向傳遞的熱流密度，W/m2；c為比熱容，kJ/(kg·K)；ρ為流體密度，kg/m3；λ為熱導(dǎo)率，W/(m·K)；T為溫度，K；Q為合金的凝固潛熱，kJ/kg；t為時(shí)間，s。

1.3.2 應(yīng)力場(chǎng)數(shù)學(xué)模型

熱裂缺陷主要在糊狀區(qū)產(chǎn)生，因此僅分析糊狀區(qū)的應(yīng)力演化。因此，高溫合金、型殼/型芯采用彈性材料本構(gòu)模型，遵循胡克定律：

σ=Eε

(3)

式中：σ為正向應(yīng)力，MPa；E為彈性模量，MPa；ε為正向應(yīng)變，無(wú)量綱。

鑄件在凝固過(guò)程中會(huì)因溫差而形成熱應(yīng)力，因此含熱應(yīng)變的總應(yīng)變表達(dá)式為：

(4)

式中：μ為泊松比；α為線膨脹系數(shù)，K-1；ΔT為溫差，K；τ為切向應(yīng)力，MPa。

式(4)為應(yīng)力計(jì)算的物理方程，計(jì)算應(yīng)力場(chǎng)時(shí)還需用到應(yīng)力平衡微分方程：

(5)

式中：f為體力，N/m3。

1.3.3 鑄造過(guò)程多場(chǎng)耦合計(jì)算及參數(shù)設(shè)置

鑄造軟件Procast在耦合計(jì)算溫度場(chǎng)-應(yīng)力場(chǎng)時(shí)主要是采取順序耦合，即計(jì)算完溫度場(chǎng)，將溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果作為載荷輸入以計(jì)算應(yīng)力場(chǎng)。對(duì)葉片及澆注系統(tǒng)進(jìn)行網(wǎng)格劃分，體單元數(shù)約為80萬(wàn)。計(jì)算采用的材料物性參數(shù)見(jiàn)表1。溫度場(chǎng)計(jì)算邊界傳熱系數(shù)為5 W/(m2·K)。

表1 材料物性參數(shù)

2 結(jié)果及分析

2.1 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖2(a)為葉片熱裂位置示意圖。經(jīng)統(tǒng)計(jì)發(fā)現(xiàn)，熱裂主要分布在圖中A、B、C、D4個(gè)R角位置，其中B位置出現(xiàn)的熱裂概率最高。圖2(b)顯示了D位置熱裂宏觀形貌，可以看出該熱裂彎扭無(wú)序，且熱裂寬度較大，有明顯氧化色。通過(guò)測(cè)量熱裂尺寸及位置可知，熱裂距離上緣板汽道面約8 mm，熱裂長(zhǎng)度約為20 mm，深度約為3 mm，位于鑄件表面。

(a) 熱裂分布位置示意圖

對(duì)葉片熱裂缺陷區(qū)域進(jìn)行解剖，并制備試樣，置于光學(xué)顯微鏡下觀察其微觀形貌，結(jié)果見(jiàn)圖2(c)。從圖2(c)可以看出，熱裂表面存在明顯的貧化層，說(shuō)明熱裂在高溫狀態(tài)下形成；熱裂沿途的枝晶呈裸露不連續(xù)狀態(tài)，說(shuō)明熱裂形成于糊狀區(qū)，同時(shí)在熱裂附近發(fā)現(xiàn)大量共晶組織。

2.2 數(shù)值計(jì)算可靠性驗(yàn)證

為驗(yàn)證應(yīng)力場(chǎng)數(shù)值計(jì)算結(jié)果的有效性，采用ATOS藍(lán)光檢測(cè)設(shè)備對(duì)澆注前后的鑄件模型進(jìn)行最佳擬合對(duì)齊檢測(cè)，得出鑄件的尺寸變化結(jié)果，其數(shù)值計(jì)算及實(shí)測(cè)結(jié)果見(jiàn)圖3。

從圖3可以看出，無(wú)論是葉盆還是葉背以及緣板部位，數(shù)值計(jì)算及實(shí)測(cè)得到的變形趨勢(shì)及量級(jí)一致，說(shuō)明應(yīng)力、位移數(shù)值計(jì)算結(jié)果具有較高的可靠性，可用于后續(xù)的應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算及分析。

(a) 數(shù)值計(jì)算結(jié)果在最佳擬合下的尺寸變化

(b) 實(shí)測(cè)結(jié)果在最佳擬合下的尺寸變化圖3 應(yīng)力和位移數(shù)值計(jì)算與實(shí)測(cè)結(jié)果的對(duì)比Fig.3 Comparison of stress and displacementcalculation and experimental results

2.3 葉片凝固過(guò)程的應(yīng)力計(jì)算

圖4給出了葉片R角A、B、C、D點(diǎn)的應(yīng)力狀態(tài)。從圖4可以看出，R角各點(diǎn)的應(yīng)力值在固相質(zhì)量分?jǐn)?shù)0～1內(nèi)始終保持正值，說(shuō)明該R角處在糊狀區(qū)，呈現(xiàn)持續(xù)拉應(yīng)力狀態(tài)，且各點(diǎn)拉應(yīng)力不斷增大，并在固相質(zhì)量分?jǐn)?shù)為1時(shí)最大，約為25 MPa。從圖4還可以看出，應(yīng)力增幅較大區(qū)間主要集中于固相質(zhì)量分?jǐn)?shù)0.8～1，說(shuō)明凝固末期應(yīng)力增速較快，此時(shí)可以推測(cè)，若固相質(zhì)量分?jǐn)?shù)在0.8～1的持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)，累積的拉應(yīng)力就越大，即凝固區(qū)間越大，凝固末期的拉應(yīng)力也越大。另外，A、B、C、D點(diǎn)在凝固末期的應(yīng)力極為接近，處于同一量級(jí)，表明各點(diǎn)具備同等熱裂傾向。

圖4 R角位置的應(yīng)力Fig.4 Stress at R-angle corner position

為了更清晰地描述葉片鑄件應(yīng)力特點(diǎn)，筆者對(duì)葉片不同部位的若干點(diǎn)的應(yīng)力行為進(jìn)行了分析。所選取的點(diǎn)如圖5(a)所示，其中1、2、3點(diǎn)分別為內(nèi)澆道上表面點(diǎn)，而1′、2′、3′點(diǎn)分別為內(nèi)澆道壁厚中心點(diǎn)，4點(diǎn)為葉盆面表面點(diǎn)，5點(diǎn)為下緣板掛鉤表面點(diǎn)。

從圖5(b)可以看出，1點(diǎn)在約200 s時(shí)出現(xiàn)拉應(yīng)力最大值，約為12 MPa，隨后應(yīng)力不斷下降，呈現(xiàn)壓應(yīng)力狀態(tài)。4點(diǎn)相對(duì)于1、2、3點(diǎn)在相同的時(shí)間內(nèi)應(yīng)力增幅最大，說(shuō)明1、2、3點(diǎn)的凝固速率相近，4點(diǎn)凝固較快，且早早進(jìn)入固態(tài)冷卻階段，這也與溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果相吻合。圖5(c)給出了1、2、3、4點(diǎn)應(yīng)力與固相質(zhì)量分?jǐn)?shù)的關(guān)系。從圖5(c)可以看出，在凝固末期固相質(zhì)量分?jǐn)?shù)為1時(shí)，4點(diǎn)呈現(xiàn)拉應(yīng)力狀態(tài)，其應(yīng)力約為20 MPa；2、3點(diǎn)呈現(xiàn)拉應(yīng)力狀態(tài)，其應(yīng)力約為8 MPa；而1點(diǎn)則呈現(xiàn)壓應(yīng)力狀態(tài)，其應(yīng)力約為-3 MPa。圖5(d)給出了各點(diǎn)應(yīng)力與固相質(zhì)量分?jǐn)?shù)的關(guān)系。從圖5(d)可以看出，2′點(diǎn)的應(yīng)力約為0 MPa，3′點(diǎn)的應(yīng)力約為-5 MPa，而1′點(diǎn)在凝固末期固相質(zhì)量分?jǐn)?shù)為1時(shí)的拉應(yīng)力約為25 MPa，與前文R角A、B、C、D點(diǎn)的應(yīng)力相近，但此處并未出現(xiàn)熱裂(內(nèi)裂紋)，因此說(shuō)明熱裂的形成不僅需要滿(mǎn)足應(yīng)力條件，還可能需要其他條件，如凝固狀態(tài)等。

(a) 點(diǎn)位置

(c) 各點(diǎn)應(yīng)力與固相質(zhì)量分?jǐn)?shù)的關(guān)系

(d) 各點(diǎn)的應(yīng)力對(duì)比

2.4 無(wú)型殼作用的應(yīng)力計(jì)算

由于上述計(jì)算考慮了實(shí)際型殼或型芯對(duì)鑄件的阻礙作用以及應(yīng)力。在分析應(yīng)力形成及演化時(shí)，無(wú)法區(qū)分何種影響因素更大，因此需要計(jì)算應(yīng)力分布。在Procast計(jì)算時(shí)，對(duì)型殼熱物性參數(shù)正常賦值，對(duì)其力學(xué)性能參數(shù)賦值void，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)圖6。

從圖6可以看出，B點(diǎn)在凝固區(qū)間拉應(yīng)力最大值不超過(guò)10 MPa，而在型殼阻礙作用下，其拉應(yīng)力最大值約為25 MPa(見(jiàn)圖4)，說(shuō)明型殼對(duì)R角處的鑄件有絕對(duì)的阻礙作用。同理，4點(diǎn)在有、無(wú)型殼作用下的拉應(yīng)力分別約為10 MPa和20 MPa，從圖4和圖6可以看出，有、無(wú)型殼作用時(shí)，位置點(diǎn)的應(yīng)力會(huì)有明顯區(qū)別。從結(jié)構(gòu)上看，R角位置及4點(diǎn)位置具有界面突變或曲率較大的特點(diǎn)，這類(lèi)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)下型殼在熱脹冷縮時(shí)極易與鑄件直接接觸，嚴(yán)重制約鑄件的收縮。而1、2、3點(diǎn)的應(yīng)力呈現(xiàn)先拉應(yīng)力后壓應(yīng)力的狀態(tài)，與受型殼作用下的應(yīng)力狀態(tài)完全不同，這主要是因?yàn)殍T件在凝固收縮時(shí)，與之匹配的型殼由于受熱而膨脹，當(dāng)其與鑄件收縮方向一致，且在其他位置型殼的牽制下發(fā)生較大的位移，此時(shí)對(duì)鑄件的作用就會(huì)體現(xiàn)為壓應(yīng)力。除此之外，1′點(diǎn)在有、無(wú)型殼作用下的應(yīng)力分別為25 MPa和40 MPa，說(shuō)明了型殼在不同鑄件結(jié)構(gòu)下扮演了截然不同的角色，或阻礙鑄件收縮，或促進(jìn)鑄件收縮。

(a)

2.5 葉片凝固過(guò)程的應(yīng)力形成及演化

眾所周知，鑄件由于結(jié)構(gòu)間冷卻速率不同而導(dǎo)致收縮量不同，從而引起熱應(yīng)力。選取1、5兩相鄰點(diǎn)分析凝固區(qū)間應(yīng)力的形成與演化。首先，定義2類(lèi)溫度點(diǎn)分別為T(mén)c(Tc=1 340 ℃，此時(shí)對(duì)應(yīng)的固相質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.7)和Ts，其物理意義分別為開(kāi)始線收縮的溫度和固相線溫度，溫度高于Tc的區(qū)域由于液相較多，體現(xiàn)為液相體積收縮，無(wú)應(yīng)力形成。圖7給出了葉片不同點(diǎn)及型殼的溫度曲線。

由圖7(a)可知，當(dāng)1點(diǎn)冷卻至Tc時(shí)，應(yīng)力開(kāi)始形成，此時(shí)5點(diǎn)已冷卻至1 198 ℃。當(dāng)1點(diǎn)冷卻至Ts(1 190 ℃)時(shí)，5點(diǎn)已冷卻至996 ℃。在此階段，1點(diǎn)的溫降為150 K，5點(diǎn)的溫降為202 K，即5點(diǎn)的收縮量更大，由于1點(diǎn)與5點(diǎn)處于相鄰位置，兩點(diǎn)距離構(gòu)件的邊界具備相同長(zhǎng)度，因此此時(shí)間段內(nèi)5點(diǎn)受拉應(yīng)力，1點(diǎn)受壓應(yīng)力。同時(shí)，由于1點(diǎn)與5點(diǎn)為同一材料，具備相同的線膨脹系數(shù)，因此1點(diǎn)和5點(diǎn)的應(yīng)力大小與兩點(diǎn)的溫降差(52 K)有關(guān)。

由圖7(a)還可知，當(dāng)5點(diǎn)冷卻至Tc時(shí)，開(kāi)始線收縮，此時(shí)1點(diǎn)的溫度約為1 380 ℃，尚未開(kāi)始線收縮，因此1點(diǎn)與5點(diǎn)之間收縮不受阻，不產(chǎn)生應(yīng)力。當(dāng)5點(diǎn)繼續(xù)冷卻至1 198 ℃時(shí)，1點(diǎn)的溫度達(dá)到1 340 ℃，開(kāi)始線收縮，此時(shí)1點(diǎn)與5點(diǎn)之間開(kāi)始產(chǎn)生應(yīng)力。當(dāng)5點(diǎn)繼續(xù)冷卻至Ts時(shí)，5點(diǎn)凝固結(jié)束，此時(shí)1點(diǎn)的溫度約為1 339 ℃。在此階段，5點(diǎn)的溫降為8 K，1點(diǎn)的溫降為1 K。因此，此時(shí)間段內(nèi)5點(diǎn)受拉應(yīng)力，1點(diǎn)受壓應(yīng)力，1點(diǎn)和5點(diǎn)的應(yīng)力大小與兩點(diǎn)的溫降差(7 K)有關(guān)。

計(jì)算B點(diǎn)型殼阻礙下的應(yīng)力可知，在凝固階段，B點(diǎn)的溫降為150 K，而型殼的溫升為40 K，此位置型殼的膨脹與鑄件的收縮方向完全相反，說(shuō)明型殼的膨脹對(duì)B點(diǎn)的收縮起絕對(duì)阻礙作用。此時(shí)，B點(diǎn)的應(yīng)力為：

σ(t)=E(|α1(Tc-Ts)|+|α2ΔTB|)

(6)

式中：α1、α2分別為鑄件、型殼的線膨脹系數(shù)，K-1；ΔTB為型殼在B點(diǎn)凝固階段的溫升或溫降，K。

型殼對(duì)鑄件的作用應(yīng)視具體情況而定，取決于型殼對(duì)鑄件的收縮是起拉伸還是壓縮作用，這也很好地解釋了前文B點(diǎn)與1、2、3點(diǎn)出現(xiàn)截然不同的應(yīng)力結(jié)果的原因。

由以上分析可知，鑄件區(qū)間的應(yīng)力大小與溫降差有關(guān)，要視平均冷卻速率而定。對(duì)于有些特殊情況，起始冷卻較快的構(gòu)件可能隨著凝固的進(jìn)行，其冷卻速率大幅度變緩，甚至小于起始冷卻較慢的構(gòu)件。此時(shí)所述構(gòu)件間的溫降累積差值較小，造成應(yīng)力狀態(tài)反轉(zhuǎn)，即起始冷卻快的構(gòu)件最終反而形成壓應(yīng)力，起始冷卻慢的構(gòu)件最終反而形成拉應(yīng)力；型殼對(duì)葉片應(yīng)力的影響主要體現(xiàn)在型殼的位移大小與鑄件收縮量是否一致。

2.6 工藝優(yōu)化及驗(yàn)證

熱裂的形成區(qū)域具有拉應(yīng)力大的特點(diǎn)，但拉應(yīng)力大的區(qū)域不一定會(huì)導(dǎo)致熱裂，這說(shuō)明應(yīng)力對(duì)于熱裂的形成來(lái)說(shuō)是必要條件。從應(yīng)力的控制角度出發(fā)，可以通過(guò)減小R角處的拉應(yīng)力來(lái)減小此處的熱裂傾向。根據(jù)應(yīng)力的形成及演化，可以設(shè)計(jì)以下2種方案并進(jìn)行澆注驗(yàn)證。

圖8給出了2種應(yīng)力控制措施示意圖，分別為減薄R角型殼及增大葉片R角半徑。經(jīng)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，2種控制措施均消除了熱裂缺陷。減小R角處型殼厚度后，型殼的退讓性大大提高，減小了對(duì)葉片收縮的阻礙作用；增大R角半徑后，既減小了型殼對(duì)葉片收縮的阻礙和應(yīng)力集中，又降低了R角位置的溫度梯度，有效減小了葉片因溫降差導(dǎo)致的應(yīng)力。此外，還可以根據(jù)應(yīng)力形成原理提出若干解決措施，如提高型殼預(yù)熱溫度以增加型殼退讓性以及減小膨脹量等，合理優(yōu)化澆注系統(tǒng)以控制葉片應(yīng)力及型殼位移方向等。

(a) 減薄R角型殼(b) 增大葉片R角半徑圖8 熱裂易形成區(qū)域的應(yīng)力控制措施示意圖Fig.8 Measures to control the stress in areas prone to hot tearing

3 結(jié) 論

(1) 熱裂形成于凝固末期，此階段的應(yīng)力較為集中且數(shù)值較大。

(2) 熱裂形成于拉應(yīng)力大的區(qū)域，而拉應(yīng)力大的區(qū)域不一定會(huì)產(chǎn)生熱裂。

(3) 鑄件R角或截面突變的區(qū)域及葉片曲率半徑較大的區(qū)域的應(yīng)力較大，主要體現(xiàn)在型殼對(duì)鑄件收縮具有阻礙作用。

(4) 型殼對(duì)葉片的力學(xué)影響行為需視具體情況而定，即要判定型殼的位移大小與鑄件收縮量是否一致。

(5) 鑄件間的應(yīng)力與凝固階段的溫降差息息相關(guān)。

(6) 通過(guò)控制應(yīng)力分布可有效消除熱裂缺陷。