譚慶彪，王 博，董鴻志，汪東紅，祝國梁

(1.上海交通大學材料科學與工程學院，上海市先進高溫材料及其精密成形重點實驗室，上海 200240；2.江蘇隆達超合金航材有限公司，無錫 214104)

0 引 言

航空發(fā)動機和燃氣輪機中熱端部件的質(zhì)量在很大程度上影響著其工作效率及運行可靠性[1-2],因此，提升熱端部件的質(zhì)量始終受到國內(nèi)外學者的高度重視。目前熱端部件通常采用高溫合金錠熔模鑄造工藝生產(chǎn)，即將預制的高溫合金錠在真空感應爐內(nèi)重熔后澆注而成。因此，獲得高純凈度、均勻、無縮孔的高溫合金錠是提高熱端部件質(zhì)量的前提。高溫合金錠普遍采用金屬模鑄法制備，鑄模通常被設計為具有大高徑比(鑄件高與直徑的比值大于10)的圓柱體[3]。金屬模鑄造的產(chǎn)品具有工藝可操作性好[4]和產(chǎn)品表面精度高[5]等特點。K417合金是我國最早研制出的用于第一代空心葉片的鎳基鑄造高溫合金，可在850～950 ℃下長期服役。該合金具有強度高、塑性好、密度低等優(yōu)點，目前仍在大量使用。由于鎳基高溫合金熔體黏度較大，流動性較差，且金屬型鑄模的導熱快，對于大高徑比的合金錠，在沿軸向中心線凝固過程中易形成二次縮孔。與一次縮孔不同，二次縮孔隱藏于合金錠內(nèi)部，呈連續(xù)或不連續(xù)分布。在精密件鑄造過程中，出于配重及重熔的需要，往往需將合金錠切短使用，此時，二次縮孔缺陷就會暴露出來，水汽和雜質(zhì)極易滲入縮孔，導致鑄件質(zhì)量較差。

目前，針對高溫合金縮孔缺陷的研究主要聚焦于高溫合金鑄件[6-7]，對高溫合金錠的關注極少[8]。雖然已有大量的文獻報道了鋼錠中縮孔缺陷的研究情況[9-16]，但與鑄造用高溫合金錠相比，鋼錠的高徑比遠小于高溫合金錠的高徑比，不具備參考意義。ProCAST有限元軟件能夠基于質(zhì)量、動量和熱量傳輸方程以及常用的缺陷判別準則直觀地模擬出流動、傳熱過程以及缺陷分布情況[17-19]，并可快速進行工藝調(diào)整，提高合金錠質(zhì)量[20]，從而大大縮短研制周期，降低開發(fā)成本[21]，已在鋼錠研究中表現(xiàn)出巨大的優(yōu)勢[10-12]。

因此，作者通過ProCAST軟件對大高徑比K417鎳基高溫合金錠的充型及凝固過程進行數(shù)值模擬，研究其二次縮孔缺陷產(chǎn)生的原因及澆注工藝對大高徑比合金錠二次縮孔的影響規(guī)律，為減少大高徑比高溫合金錠中缺陷的產(chǎn)生及提高合金錠質(zhì)量提供依據(jù)。

1 有限元模型的建立

1.1 材料參數(shù)的確定

試驗材料為江蘇隆達超合金航材有限公司生產(chǎn)的K417鎳基高溫合金，化學成分見表1。

表1 K417鎳基高溫合金的化學成分

圖1 K417高溫合金的熱物性參數(shù)Fig.1 Thermo-physical parameters of K417 superalloy：(a) thermal conductivity;(b) enthalpy; (c) density;(d) liquid viscosity and (e) elastic modulus

該合金的熱物性參數(shù)由JMatPro熱力學軟件計算獲得，計算時取各成分范圍的中值，如圖1所示。將計算獲得的K417合金熱物性參數(shù)(熱導率、焓、密度、液相黏度和彈性模量)與溫度的關系曲線導入ProCAST軟件的材料庫。

1.2 合金錠澆注模型的建立

圖2給出了合金錠澆注的幾何模型和有限元模型。合金錠模型的尺寸為φ80 mm ×1 200 mm，高徑比為15，合金錠質(zhì)量約45 kg。將幾何模型導入MeshCAST軟件中進行網(wǎng)格劃分。網(wǎng)格為四面體，網(wǎng)格尺寸為10 mm，網(wǎng)格總數(shù)量為140 905個。

圖2 合金錠澆注幾何模型和有限元模型Fig.2 Geometric model (a) and finite element model (b) for alloy ingot pouring

1.3 邊界條件的確定

初始條件包括澆注前鑄模溫度、澆注溫度和重力方向。模擬用澆注條件依據(jù)現(xiàn)場測量得到：澆注溫度為1 490～1 530 ℃，充填時間為22～32 s，鑄模預熱溫度為150 ℃，重力方向為豎直向下，沿z軸負方向。運行總步數(shù)設置為50 000，澆注類型設置為重力澆注。

邊界條件主要包括速度邊界條件和換熱邊界條件。速度邊界條件設置在澆口中心，澆注速度由合金錠及冒口系統(tǒng)質(zhì)量計算得到，處于1.40～2.04 kg·s-1之間，與實際生產(chǎn)條件一致。合金錠傳熱邊界條件根據(jù)經(jīng)驗設定，鑄模和合金錠間傳熱系數(shù)為750 W·m-2·K-1，冒口與合金錠的綜合傳熱系數(shù)為150 W·m-2·K-1，底部石墨與合金錠的傳熱系數(shù)為1 500 W·m-2·K-1。

2 結果與討論

2.1 合金錠凝固過程溫度場與固相分布模擬結果

由圖3可見：合金錠底部(A)和外壁(H,I,J)的凝固時間短于合金錠內(nèi)部(B,C,D,E,F,G)的凝固時間；在合金錠內(nèi)部，接近底部位置(B)的凝固時間最短，其次是冒口下部(F)位置。由圖4可見：合金錠底部位置A處和靠近合金錠底部位置B處的合金熔體溫度急劇下降，這是由于鑄模底部采用石墨墊塊，增加了合金與石墨墊塊的傳熱，導致合金熔體在鑄模底部快速凝固;隨著位置的上移(C,D,E,F,G)，合金熔體的溫度下降速度明顯降低;在凝固過程中，F(xiàn)位置的溫度始終處于C，D，E位置之下，表明F位置比其他位置更早凝固，G位置的溫度遠遠高于C，D，E位置，表明G位置的凝固時間遠晚于這些位置。在凝固初期，鑄模壁H和I位置的溫度-時間曲線與A處相似，但J處凝固速率要慢于A，H，I處，這是由于極高溫度的合金熔體澆入鑄模后導致鑄模溫度升高的緣故。綜上可知，合金錠的凝固基本遵循由下往上，由外至內(nèi)的順序進行。

圖3 澆注溫度1 510 ℃、澆注速度1.66 kg·s-1下合金錠不同位置的凝固時間Fig.3 Solidification time at different positions of alloy ingot at 1 510 ℃ pouring temperature and 1.66 kg·s-1 pouring speed

圖4 澆注溫度1 510 ℃、澆注速度1.66 kg·s-1下澆注時合金錠不同位置溫度隨時間的變化曲線Fig.4 Temperature at different positions vs time curves of alloy ingot in pouring at 1 510 ℃ pouring temperature and 1.66 kg·s-1 pouring speed: (a) central axis direction and (b) outer-wall axis direction

圖5 在澆注溫度1 510 ℃、澆注速度1.66 kg·s-1下澆注時合金錠固相含量隨時間的變化Fig.5 Variation of solid phase content with time of alloy ingots during pouring at 1 510 ℃ pouring temperature and 1.66 kg·s-1 pouring speed

由圖5可見:在凝固初期(28 s)，僅在鑄模底部和中下部鑄模壁出現(xiàn)固相；隨凝固的進行(60 s)，鑄模底部固相并沒有明顯增多，但沿鑄模壁開始出現(xiàn)固相；隨凝固進一步發(fā)展(100 s和170 s)，固相沿徑向出現(xiàn)的速度明顯快于沿軸由下往上出現(xiàn)的速度；當凝固進行到后期時(210 s)，鑄模冒口下方附近的補縮通道已經(jīng)被糊狀熔體(固-液兩相混合體)堵塞，形成“金屬橋”，且鑄模中下部沿中心線也出現(xiàn)斷斷續(xù)續(xù)的小面積孤立液相區(qū)。合金錠凝固過程中不同位置固相含量隨時間的變化與合金錠不同位置溫度隨時間的變化相符。因此，合金錠沿軸線自下而上存在縮孔缺陷，且合金錠中上部出現(xiàn)縮孔缺陷的概率大于合金錠中下部，由圖6所示。

圖6 在澆注溫度1 510 ℃、澆注速度1.66 kg·s-1下澆注后合金錠的二次縮孔缺陷分布Fig.6 Distribution of secondary shrinkage cavity in alloy ingot after pouring at 1 510 ℃ pouring temperature and 1.66 kg·s-1 pouing speed

2.2 試驗驗證

從實際生產(chǎn)(生產(chǎn)條件與模擬條件相同)的兩批次合金錠中隨機挑選2個試樣進行解剖驗證。由圖7可見，在澆注溫度1 510 ℃、澆注速度1.66 kg·s-1下澆注后合金錠沿軸向自下而上均存在大量的二次縮孔缺陷。由于生產(chǎn)中澆注工藝參數(shù)的波動，兩批次生產(chǎn)的合金錠二次縮孔缺陷分布不完全一樣，但總體來看，合金錠中上部區(qū)域出現(xiàn)的縮孔缺陷數(shù)量與面積明顯大于中下部區(qū)域。實際生產(chǎn)的合金錠二次縮孔缺陷分布與ProCAST軟件模擬的合金錠二次縮孔缺陷分布一致，驗證了數(shù)值模擬的準確性。

圖7 在澆注溫度1 510 ℃、澆注速度1.66 kg·s-1下實際生產(chǎn)的合金錠二次縮孔缺陷分布Fig.7 Distribution of secondary shrinkage cavity in actually manufactured alloy ingots at 1 510 ℃ pouring temperature and 1.66 kg·s-1 pouring speed

2.3 澆注工藝參數(shù)對二次縮孔分布影響的模擬

由圖8可見:在相同澆注溫度(1 530 ℃)下，隨澆注速度的提高，合金錠中二次縮孔缺陷的體積分數(shù)明顯增加，表明較低的澆注速度可以減少合金錠中二次縮孔缺陷的產(chǎn)生;在相同澆注速度(1.40 kg·s-1)下，隨澆注溫度的升高，合金錠二次縮孔缺陷的體積分數(shù)略有減小，表明較高的澆注溫度可以略微減少合金錠中的二次縮孔缺陷。因此，澆注溫度1 530 ℃，澆注速度1.40 kg·s-1為最優(yōu)澆注工藝參數(shù)。從程度來看，降低澆注速度更有利于減少合金錠中的二次縮孔缺陷。

圖8 澆注工藝參數(shù)對合金錠二次縮孔缺陷影響的模擬結果Fig.8 Effect of pouring process parameters on secondary shrinkage cavity in alloy ingot：(a) distribution of secondary shrinkage cavity under different pouring conditions; (b) variation of shrinkage cavity volume fraction with pouring speed; (c) variation of shrinkage cavity volume fraction with pouring temperature

2.4 討 論

雖然提高澆注溫度和降低澆注速度均可抑制大高徑比合金錠二次縮孔缺陷的產(chǎn)生,但從溫度場分布(見圖9)來看，即使在最優(yōu)的澆注工藝參數(shù)下，合金錠冒口下部位置的凝固依然會很快，導致合金錠錠身與頂部間形成“金屬橋”，堵塞了合金液的補縮通道。因此，優(yōu)化澆注工藝參數(shù)仍無法避免合金錠二次縮孔缺陷的形成。

宋方方等[11]針對小高徑比合金錠的模擬結果表明，冒口隔熱能力的提高有利于減少合金錠頂部縮孔缺陷，但加強錠身與底部冷卻強度對合金錠中上部縮孔幾乎沒有影響。對大高徑比合金錠而言，這一現(xiàn)象更為明顯。要徹底消除大高徑比合金錠“金屬橋”現(xiàn)象，就需要設計新型鑄模，從根本上改變合金錠凝固溫度場。因此，針對新型鑄模的設計及效果驗證研究工作依然任重而道遠。

3 結 論

(1) 數(shù)值模擬得到的合金錠二次縮孔缺陷分布與實際生產(chǎn)的合金錠二次縮孔缺陷分布情況一致，證明了數(shù)值模擬結果的準確性。

圖9 在澆注溫度1 530 ℃、澆注速度1.40 kg·s-1下合金錠溫度場Fig.9 Temperature field in alloy ingot poured at 1 530 ℃ pouring temperature and 1.40 kg·s-1 pouring speed

(2) 數(shù)值模擬結果表明，大高徑比高溫合金錠二次縮孔缺陷產(chǎn)生的根本原因在于溫度分布不合理，使得凝固后期合金錠頂部形成“金屬橋”，導致合金錠中心部位凝固收縮后得不到有效補縮，最終形成二次縮孔缺陷。

(3) 升高澆注溫度或降低澆注速度有利于減少大高徑比合金錠二次縮孔缺陷，但僅靠澆注工藝優(yōu)化無法完全消除這類缺陷，需要設計新型鑄模，改變合金錠凝固過程中溫度分布。在澆注溫度1 530 ℃、澆注速度1.40 kg·s-1條件下合金錠中二次縮孔缺陷最少。