徐福澤,藺永誠(chéng),馬德新,趙運(yùn)興,何道廣,劉 冠

(1 中南大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院,長(zhǎng)沙 410083;2 深圳市萬(wàn)澤中南研究院有限公司,廣東 深圳 518045;3 中南大學(xué) 粉末冶金研究院,長(zhǎng)沙 410083)

高溫合金具有出色的高溫抗氧化性能和蠕變性能,而單晶高溫合金相對(duì)于多晶組織呈現(xiàn)出更優(yōu)異的高溫綜合力學(xué)性能,被廣泛應(yīng)用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪葉片的生產(chǎn)[1-2]。先進(jìn)航空發(fā)動(dòng)機(jī)單晶渦輪葉片具有非常復(fù)雜的結(jié)構(gòu)特征:薄壁、空心以及截面突變等,在單晶葉片的鑄造過(guò)程中難免會(huì)產(chǎn)生鑄造應(yīng)力,以及如機(jī)械加工和磕碰等冷變形引起的局部應(yīng)力集中,經(jīng)熱處理或在后期服役過(guò)程中應(yīng)力集中部位極易發(fā)生再結(jié)晶[3-4]。再結(jié)晶晶粒引入的橫向晶界極大降低了單晶高溫合金蠕變、持久和疲勞性能,對(duì)單晶葉片的使用帶來(lái)不利的影響[5-7]。因此,探究單晶高溫合金再結(jié)晶的產(chǎn)生機(jī)理和影響因素,從而改善單晶鑄件生產(chǎn)工藝以減少再結(jié)晶缺陷,提高其綜合力學(xué)性能,對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)、燃?xì)廨啓C(jī)等產(chǎn)業(yè)的發(fā)展具有重大意義。近年來(lái),國(guó)內(nèi)外關(guān)于單晶高溫合金再結(jié)晶機(jī)理的研究逐漸增多,大部分學(xué)者采用噴丸、壓痕等方式對(duì)單晶合金進(jìn)行預(yù)變形,研究再結(jié)晶的形核和長(zhǎng)大機(jī)理,討論變形對(duì)再結(jié)晶的影響機(jī)制[8-10]。而變形對(duì)單晶高溫合金再結(jié)晶的形成規(guī)律主要表現(xiàn)在當(dāng)變形導(dǎo)致的應(yīng)力高于合金的臨界應(yīng)力時(shí)才會(huì)產(chǎn)生再結(jié)晶,而低于臨界應(yīng)力則不會(huì)產(chǎn)生再結(jié)晶,并且再結(jié)晶臨界應(yīng)力隨著溫度的升高而降低[11]。Panwisawas等[12-14]設(shè)計(jì)帶多個(gè)凸臺(tái)的空心試棒并進(jìn)行定向凝固實(shí)驗(yàn),研究了鑄造應(yīng)力導(dǎo)致再結(jié)晶的特點(diǎn),發(fā)現(xiàn)凝固過(guò)程的變形大多發(fā)生在1000 ℃以上,并預(yù)測(cè)再結(jié)晶所需的總累積塑性應(yīng)變?cè)?%～3%之間。Afazov[15]計(jì)算了高壓渦輪單晶葉片凝固過(guò)程后的殘余應(yīng)力,發(fā)現(xiàn)下部厚大位置會(huì)殘留較大應(yīng)力。不僅如此,在小變形條件下變形溫度對(duì)再結(jié)晶敏感性有著重要影響[16-17]。

然而,以往這些對(duì)單晶再結(jié)晶的研究絕大部分是建立在已知變形基礎(chǔ)上,而極少研究單晶高溫合金在凝固過(guò)程殘余熱應(yīng)力產(chǎn)生的機(jī)理,定量分析殘余熱應(yīng)力與塑性變形的關(guān)系,以及由殘余熱應(yīng)力導(dǎo)致的塑性變形與單晶再結(jié)晶關(guān)系。Long等[18]提出了一種利用唯象熱彈塑性行為模型來(lái)預(yù)測(cè)熔模鑄造過(guò)程中單晶再結(jié)晶的方法,并利用非等溫的測(cè)試結(jié)果對(duì)再結(jié)晶行為模型進(jìn)行了進(jìn)一步驗(yàn)證。也有研究表明,塑性變形和鑄件的結(jié)構(gòu)有密切聯(lián)系,但目前對(duì)其了解較少,有待進(jìn)一步的研究[2,16,19]。因此,本工作對(duì)單晶葉片進(jìn)行結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化,設(shè)計(jì)帶有多層平臺(tái)的試板來(lái)模擬葉片緣板和葉冠等截面突變結(jié)構(gòu),通過(guò)實(shí)驗(yàn)和模擬仿真研究再結(jié)晶產(chǎn)生的傾向性與截面突變?cè)阼T件中的高度位置之間的關(guān)系,以及試板在凝固過(guò)程中外側(cè)平臺(tái)(面向加熱器)和內(nèi)側(cè)平臺(tái)(背向加熱器)兩側(cè)截面突變處的凝固應(yīng)力及后續(xù)熱處理后的再結(jié)晶行為,分析單晶試板凝固過(guò)程中溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的變化,以及固溶熱處理溫度對(duì)再結(jié)晶產(chǎn)生和長(zhǎng)大的影響機(jī)制。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

本實(shí)驗(yàn)選用的合金材料是航空發(fā)動(dòng)機(jī)和燃?xì)廨啓C(jī)單晶葉片的第二代單晶高溫合金CMSX-4,其化學(xué)成分如表1所示。

表1 高溫合金CMSX-4的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 1 Nominal compositions of superalloy CMSX-4(mass fraction/%)

圖1為試板鑄件模組結(jié)構(gòu)示意圖和鑄件實(shí)物。在本實(shí)驗(yàn)所設(shè)計(jì)的簡(jiǎn)化葉片結(jié)構(gòu)中,以寬度和厚度分別為30 mm和5 mm薄壁的試板代表葉身,以截面突變的平臺(tái)(長(zhǎng)度15 mm,厚度5 mm)代表緣板,在試板高度方向上共設(shè)計(jì)5層對(duì)稱向外伸展的平臺(tái),相鄰兩層平臺(tái)的間隔為50 mm(圖1(a))。將5層平臺(tái)從下至上編號(hào)為1～5,每層朝向內(nèi)側(cè)(背向加熱器)的平臺(tái)記為A側(cè),朝向外側(cè)(面向加熱器)的記為B側(cè),每片試板共有編號(hào)從1A到5B的10個(gè)平臺(tái)(圖1(a))。試板的下端連接螺旋選晶器,以輻射狀的方式將16片單晶試板蠟?zāi)＞鶆蚺帕衅囱b在直徑為300 mm的底盤上,試板上端通過(guò)橫澆道與澆口杯相連。在鑄造過(guò)程中,螺旋選晶器下端與水冷銅盤接觸。

圖1 單晶試板鑄件的典型幾何形狀(a)幾何模型示意圖;(b)鑄件圖Fig.1 Typical geometry of single crystal test plate casting(a)schematic illustration of geometry;(b)image of solid casting

采用熔模法制備澆注用的氧化鋁陶瓷型殼,在型號(hào)為VIM-IC/DS/SC的真空定向凝固爐中進(jìn)行合金料的熔注和鑄件的單晶定向凝固。澆注前,將模殼升入保溫室進(jìn)行加熱,保溫溫度為1550 ℃。合金料熔化后澆入陶瓷型殼中,澆注溫度為1520 ℃。隨后將型殼以3 mm/min的速率從保溫室降入低溫鑄型室,經(jīng)過(guò)底部起晶柱的定向凝固,再經(jīng)過(guò)選晶器的晶粒選擇,實(shí)現(xiàn)葉片鑄件中的單晶生長(zhǎng)。

完成凝固實(shí)驗(yàn)后,通過(guò)去殼、切割等工序獲得試板鑄件,如圖1(b)所示。選取5片合格單晶試板鑄件,編號(hào)為1#～5#,分別采用5種不同的熱處理溫度TH(1303,1306,1310,1312 ℃和1315 ℃)進(jìn)行時(shí)長(zhǎng)為4 h的固溶熱處理,得到5種熱處理態(tài)的鑄件樣品。對(duì)相應(yīng)的單晶試板進(jìn)行局部切割和樣品制備,采用NIKON MM-400光學(xué)顯微鏡(OM)對(duì)試板內(nèi)部再結(jié)晶組織進(jìn)行金相觀察和再結(jié)晶面積統(tǒng)計(jì)。

本工作除了進(jìn)行單晶定向凝固和熱處理實(shí)驗(yàn)之外,還利用商用ProCAST軟件對(duì)單晶試板的定向凝固過(guò)程進(jìn)行溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的模擬分析。模擬中的澆注溫度、抽拉速度等溫度參數(shù)按實(shí)驗(yàn)中實(shí)際參數(shù)設(shè)置,型殼和合金的熱物性參數(shù)以及合金與型殼、合金與水冷銅盤等界面換熱系數(shù)參考材料手冊(cè)等文獻(xiàn)資料和經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行設(shè)置[16,20-23]。模擬時(shí)對(duì)試板鑄件采用各向異性的熱彈塑性模型,型殼則選用熱彈性模型,這樣能更好地反映鎳基高溫合金和型殼隨溫度變化的力學(xué)行為。因?qū)嶒?yàn)?zāi)＝M為圓周對(duì)稱排列(圖1),每片試板具有相同的溫度條件,僅對(duì)其中1片鑄件(模組的1/16)進(jìn)行模擬。

2 結(jié)果與分析

2.1 單晶試板截面突變處再結(jié)晶行為和應(yīng)力分析

圖2為經(jīng)1303 ℃(1#試板鑄件)固溶熱處理后單晶試板再結(jié)晶的金相圖?？梢园l(fā)現(xiàn),在距離底盤高度88 mm處(圖1(a))的最下端第1層平臺(tái)(圖2中1A與1B)未出現(xiàn)再結(jié)晶現(xiàn)象;隨著平臺(tái)所處位置的增高,從高度為138 mm處的第2層平臺(tái)(2A與2B)開始,在試板與平臺(tái)下端連接處均有再結(jié)晶產(chǎn)生,且再結(jié)晶晶粒從下端截面突變處生成,逐漸向平臺(tái)上端和試板內(nèi)部生長(zhǎng),再結(jié)晶區(qū)域隨著平臺(tái)所處高度的增加而不斷增大;到高度為238 mm的第4層平臺(tái)(4A與4B)處時(shí),再結(jié)晶區(qū)域達(dá)到最大值;然而到高度為288 mm的最高層平臺(tái)(5A與5B)時(shí),再結(jié)晶區(qū)域反而減小。

圖2中試板內(nèi)側(cè)(A側(cè))與外側(cè)(B側(cè))平臺(tái)的再結(jié)晶行為具有相似的規(guī)律,即再結(jié)晶區(qū)隨平臺(tái)所在高度位置的增大先增加后減小,在第4層平臺(tái)處再結(jié)晶區(qū)域面積最大。另外,發(fā)現(xiàn)在同一高度上的內(nèi)側(cè)(A側(cè))平臺(tái)再結(jié)晶區(qū)小于外側(cè)(B側(cè))平臺(tái)。

對(duì)1#試板鑄件各層平臺(tái)表面的再結(jié)晶面積(S)進(jìn)行測(cè)量和統(tǒng)計(jì),用來(lái)表征再結(jié)晶的嚴(yán)重程度,結(jié)果列于表2。圖3為根據(jù)表2中的測(cè)量數(shù)據(jù)繪制的試板鑄件中的再結(jié)晶面積S隨平臺(tái)層數(shù)的變化曲線(熱處理溫度TH=1303 ℃),展示了內(nèi)側(cè)平臺(tái)、外側(cè)平臺(tái)以及同一高度位置兩側(cè)平臺(tái)處再結(jié)晶面積的平均值?？梢钥闯?隨著平臺(tái)所處高度的增加,再結(jié)晶面積先增大后減小,在第4層平臺(tái)處達(dá)到最大值。另外,可以確認(rèn),試板鑄件的各個(gè)平臺(tái)外側(cè)表面的再結(jié)晶程度總是大于內(nèi)側(cè)。

圖3 再結(jié)晶面積隨平臺(tái)高度變化的曲線(1#試板)Fig.3 Plot of recrystallized area versus platform height (1# test plate)

表2 1#試板各平臺(tái)處再結(jié)晶面積統(tǒng)計(jì)Table 2 Statistics of the recrystallized area at each platform of 1# test plate

從圖2,表2和圖3可以看出,試板各層平臺(tái)的再結(jié)晶分布與平臺(tái)所處高度密切相關(guān)。即從第1層到第4層再結(jié)晶面積逐漸增大,但到第5層反而減小。這是因?yàn)?單晶鑄件是由下而上凝固成型,下部已經(jīng)凝固部分的冷卻收縮會(huì)對(duì)上部順序凝固的各層平臺(tái)形成拉力,位置越高則收縮量的積累越多,受到模殼阻礙形成的形變?cè)酱?熱處理時(shí)再結(jié)晶傾向就更為明顯。但最高層的平臺(tái)已處于鑄件凝固的終端,溫度梯度大幅下降,另外,靠近粗大的橫澆道和澆口,冷卻和變形速率明顯變慢,因而導(dǎo)致再結(jié)晶顯著減少。

每一層內(nèi)側(cè)(A側(cè))平臺(tái)的再結(jié)晶區(qū)都小于外側(cè)(B側(cè))平臺(tái),這是因?yàn)?試板外側(cè)在加熱區(qū)內(nèi)面對(duì)加熱器的直接輻射,溫度較高,而在下降到冷卻區(qū)時(shí)面對(duì)冷卻環(huán),散熱很快,因而比起內(nèi)側(cè)有著較高的溫度梯度和冷卻速率。而內(nèi)側(cè)平臺(tái)在加熱區(qū)背對(duì)加熱器,處于熱輻射的陰影區(qū),接收到的輻射熱量比外側(cè)低,在下降到冷卻區(qū)時(shí)背對(duì)冷卻環(huán),不能有效散熱,因而具有較低的冷卻速率和收縮速率,繼而產(chǎn)生較少的應(yīng)力和形變,在后續(xù)的熱處理過(guò)程中會(huì)出現(xiàn)較少的再結(jié)晶。這與單晶鑄件中雜晶缺陷發(fā)生的規(guī)律相反,實(shí)驗(yàn)結(jié)果證明,雜晶缺陷更容易產(chǎn)生于單晶鑄件的內(nèi)側(cè)平臺(tái)[24]。

鑄件平臺(tái)的高度和朝向?qū)υ俳Y(jié)晶的行為有較大影響,主要因?yàn)殍T件各處的散熱條件不同,在凝固冷卻過(guò)程中發(fā)生不均勻變形而引起不同的應(yīng)力集中[12]。為此,本工作對(duì)單晶試板凝固過(guò)程中的應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行模擬計(jì)算。圖4為鑄件在凝固完成后的等效塑性應(yīng)變分布圖?？梢园l(fā)現(xiàn),在每個(gè)平臺(tái)與試板連接處均產(chǎn)生塑性應(yīng)變,其中第3層和第4層平臺(tái)與試板轉(zhuǎn)角處的等效應(yīng)變較大,而第1層和第2層相對(duì)較小,第5層平臺(tái)等效應(yīng)變值介于之間。試板定向凝固過(guò)程中不僅在平臺(tái)下端面截面突變處有較大應(yīng)力,在平臺(tái)上端面的截面突變處也有較大的應(yīng)變?cè)啤＿@是因?yàn)?模殼中的合金液自下而上進(jìn)行定向凝固,當(dāng)凝固界面推進(jìn)到試板平臺(tái)下端時(shí),由于合金材料的熱膨脹系數(shù)大于型殼材料,下部已凝固試板的收縮受到平臺(tái)型殼的阻礙作用,使得外凸的平臺(tái)同時(shí)產(chǎn)生“切變”和“彎折”效應(yīng),平臺(tái)下端面截面發(fā)生撕拉變形,而在上端面截面產(chǎn)生相應(yīng)的一定程度的壓縮變形,致使在后續(xù)固溶熱處理時(shí),再結(jié)晶會(huì)向平臺(tái)上端面發(fā)展[16,25]。

圖4 試板各平臺(tái)處的等效塑性應(yīng)變分布Fig.4 Equivalent plastic strain distribution at each platform of test plate

對(duì)模型中在各層平臺(tái)內(nèi)側(cè)和外側(cè)下沿的截面突變處選取最大塑性變形的節(jié)點(diǎn),繪制成等效塑性應(yīng)變隨溫度的變化曲線,如圖5所示。通過(guò)熱力學(xué)計(jì)算獲得合金的液相線溫度TL和固相線溫度TS分別為 1381 ℃和 1329 ℃。模擬結(jié)果顯示,金屬在凝固初期的糊狀區(qū)已產(chǎn)生塑性應(yīng)變,雖然應(yīng)變速率很高,但總應(yīng)變量較小。

圖5 試板各平臺(tái)處最大等效塑性應(yīng)變隨溫度的變化曲線(a)內(nèi)側(cè)平臺(tái);(b)外側(cè)平臺(tái)Fig.5 Variation curves of maximum equivalent plastic strain with temperature at each platform of test plate(a)inside platform;(b)outside platform

同時(shí)也發(fā)現(xiàn),試板外側(cè)平臺(tái)的塑性變形略大于內(nèi)側(cè)平臺(tái),平臺(tái)所處高度不同則塑性應(yīng)變也不相同。根據(jù)模擬結(jié)果,位于最下層的第1層平臺(tái)內(nèi)外側(cè)的等效塑性應(yīng)變最大值分別約為1.40%和1.58%。這個(gè)變形量顯然太小,因?yàn)榇似脚_(tái)在后續(xù)的各種熱處理中都沒有出現(xiàn)再結(jié)晶。第2層內(nèi)側(cè)平臺(tái)的等效塑性應(yīng)變值有所增加,約為1.74%和1.82%。這個(gè)變形量顯然超過(guò)了產(chǎn)生再結(jié)晶所需變形量的臨界值,導(dǎo)致此平臺(tái)在后續(xù)的熱處理后出現(xiàn)再結(jié)晶。而第3層平臺(tái)內(nèi)外側(cè)的等效塑性應(yīng)變急劇增大到2.97%和3.15%,到第4層平臺(tái)等效塑性應(yīng)變值達(dá)到最大值3.65%和3.90%,但最高層的第5層平臺(tái)等效塑性應(yīng)變反而減小(2.91%和3.08%)。其原因如前所述,是由于鑄件凝固終端的溫度梯度急速減小和鄰近澆注系統(tǒng)的放熱降低了最高層平臺(tái)的散熱效率和冷卻收縮速率?？傊?單晶試板在凝固過(guò)程中各平臺(tái)的應(yīng)變從小到大的順序?yàn)?第1層<第2層<第5層<第3層<第4層。這說(shuō)明,隨著平臺(tái)高度的增加,各平臺(tái)的應(yīng)變量先增大后減小,在第4層達(dá)到最大值。這與前述實(shí)驗(yàn)結(jié)果中再結(jié)晶的行為吻合,再次說(shuō)明塑性變形量與再結(jié)晶的產(chǎn)生有直接的聯(lián)系[12]。

綜上可知,當(dāng)塑性變形接近或超過(guò)第2層平臺(tái)的塑性應(yīng)變值1.74%時(shí),就會(huì)在后續(xù)的熱處理過(guò)程中產(chǎn)生再結(jié)晶現(xiàn)象,這與Yao等[26]的研究結(jié)果相似。在高溫階段單晶高溫合金的屈服強(qiáng)度較小,造成單晶高溫合金再結(jié)晶的塑性變形大多是在鑄件冷卻到1000 ℃以上接近γ′相溶解溫度時(shí)產(chǎn)生的,對(duì)于鑄態(tài)CMSX-4,該溫度在1250～1310 ℃之間[12,27]。此外,Panwisawas等[12]和Li等[17]的研究結(jié)果也表明,在凝固早期的糊狀區(qū),偏心鑄件的薄壁區(qū)域也產(chǎn)生了一定的塑性變形,雖然其數(shù)值不大,但在熱處理過(guò)程中產(chǎn)生再結(jié)晶的傾向性卻很大。本工作發(fā)現(xiàn),糊狀區(qū)產(chǎn)生的塑性變形量約為鑄件冷卻過(guò)程中產(chǎn)生的總變形量的30%。而在Long等[18]的研究中,甚至發(fā)現(xiàn)糊狀區(qū)產(chǎn)生的塑性應(yīng)變占冷卻過(guò)程中總應(yīng)變的2/3,產(chǎn)生的應(yīng)變能為總應(yīng)變能的1/2。

試板鑄件第1層平臺(tái)的內(nèi)外兩側(cè)都沒有發(fā)生再結(jié)晶,模擬結(jié)果顯示此平臺(tái)凝固后的最大等效塑性應(yīng)變值約為1.58%(外側(cè))。第2層平臺(tái)的最小模擬塑性應(yīng)變值為1.74%(內(nèi)側(cè)),而此處發(fā)生了再結(jié)晶。由此可以推測(cè),在對(duì)本鑄件所采用的熱處理制度下存在一個(gè)介于1.58%～1.74%之間的臨界應(yīng)變值。當(dāng)鑄件某部位在凝固冷卻過(guò)程中的塑性應(yīng)變小于此臨界值時(shí)(如第1層平臺(tái)),則在后續(xù)相應(yīng)的熱處理過(guò)程中不會(huì)出現(xiàn)再結(jié)晶,但當(dāng)鑄件的變形量超過(guò)此臨界值時(shí)(如第2～5層平臺(tái)),則再結(jié)晶的產(chǎn)生就不可避免。

2.2 固溶熱處理溫度TH對(duì)再結(jié)晶的影響規(guī)律

圖6為1#～5#試板第2～5層平臺(tái)處再結(jié)晶面積隨TH的變化規(guī)律。圖6(a)為各試板第2層內(nèi)外兩側(cè)平臺(tái)再結(jié)晶隨溫度的變化曲線,當(dāng)固溶熱處理溫度在低溫區(qū)(TH<1310 ℃)時(shí),再結(jié)晶面積隨溫度的升高增長(zhǎng)緩慢,但當(dāng)熱處理溫度提升到中高區(qū)(TH≥1310 ℃)時(shí),再結(jié)晶面積幾乎呈指數(shù)級(jí)增長(zhǎng),且外側(cè)平臺(tái)再結(jié)晶增長(zhǎng)幅度和增長(zhǎng)速率均大于內(nèi)側(cè)平臺(tái)。

圖6 各層平臺(tái)截面突變處再結(jié)晶面積隨熱處理溫度變化(a)第2層平臺(tái);(b)第3層平臺(tái);(c)第4層平臺(tái);(d)第5層平臺(tái)Fig.6 Recrystallization area at cross-section in the platform of the test plate at various heat treatment temperatures(a)platform 2;(b)platform 3;(c)platform 4;(d)platform 5

第3～5層平臺(tái)的再結(jié)晶面積隨固溶溫度變化的曲線與第2層平臺(tái)具有非常相似的趨勢(shì),即隨固溶溫度的升高,再結(jié)晶面積呈指數(shù)級(jí)增長(zhǎng)。其中第3層和第4層外側(cè)平臺(tái)處再結(jié)晶面積在1310～1312 ℃的增長(zhǎng)速率大于在1312～1315 ℃的增長(zhǎng)速率,說(shuō)明在固溶熱處理溫度從1312 ℃上升到1315 ℃的過(guò)程中,外側(cè)平臺(tái)處的再結(jié)晶面積增長(zhǎng)率有所下降,但內(nèi)外側(cè)平臺(tái)處的再結(jié)晶面積差隨著固溶溫度的升高仍在不斷增大。當(dāng)溫度為1312 ℃時(shí),第3和第4層平臺(tái)內(nèi)外側(cè)再結(jié)晶面積差分別為20.1 mm2和36.9 mm2,而在1315 ℃時(shí),第3層和第4層平臺(tái)內(nèi)外側(cè)再結(jié)晶面積差分別增長(zhǎng)到18.7 mm2和38.8 mm2。在固溶熱處理溫度從1310 ℃上升到1315 ℃過(guò)程中,內(nèi)側(cè)平臺(tái)處再結(jié)晶增長(zhǎng)曲線并沒有出現(xiàn)明顯的放緩趨勢(shì)(圖6(b),(c))。從圖6(d)中發(fā)現(xiàn),在第5層平臺(tái)的再結(jié)晶-溫度變化曲線中又存在以1310 ℃為分界點(diǎn)的再結(jié)晶增長(zhǎng)緩慢區(qū)和快速增長(zhǎng)區(qū),增長(zhǎng)曲線與第2層平臺(tái)非常相似,即在TH<1310 ℃范圍內(nèi)增長(zhǎng)速率較慢,而在TH≥1310 ℃區(qū)間內(nèi)快速增長(zhǎng),但內(nèi)外側(cè)平臺(tái)處的再結(jié)晶面積差明顯更大。

圖7以柱狀圖的方式展示了5種固溶熱處理溫度下單晶試板內(nèi)側(cè)和外側(cè)5層平臺(tái)再結(jié)晶面積總和,直觀展示出TH對(duì)鑄件再結(jié)晶的影響。雖然本實(shí)驗(yàn)中5種熱處理溫度變化范圍只有12 ℃(1303～1315 ℃),但試板鑄件的再結(jié)晶面積從9.7 mm2增加到293 mm2,增幅高達(dá)30倍,再次證明熱處理溫度對(duì)單晶再結(jié)晶生長(zhǎng)的促進(jìn)作用。這與本團(tuán)隊(duì)研究的單晶高溫合金DD5葉片鑄件中的發(fā)現(xiàn)相似[28]。

圖7 內(nèi)外側(cè)平臺(tái)截面突變處再結(jié)晶面積對(duì)比Fig.7 Comparison of recrystallization area at the cross-section of inside and outside platforms

對(duì)鑄態(tài)和經(jīng)5種固溶溫度處理后的單晶試板進(jìn)行取樣,利用光學(xué)顯微鏡觀察微觀金相組織(圖8),并測(cè)量其橫截面處γ/γ′共晶組織體積分?jǐn)?shù)。由圖8(a)可見,定向凝固的CMSX-4合金單晶鑄件的鑄態(tài)組織為典型的柱狀樹枝晶形貌,枝晶之間分布著亮白色的γ/γ′共晶組織。經(jīng)統(tǒng)計(jì)獲得鑄態(tài)組織中γ/γ′共晶組織體積分?jǐn)?shù)約為5.56%。固溶熱處理后,合金元素?cái)U(kuò)散實(shí)現(xiàn)了不同程度的成分均勻化,枝晶組織變得模糊,γ/γ′共晶組織體積分?jǐn)?shù)變少。在TH=1303 ℃時(shí),γ/γ′共晶組織體積分?jǐn)?shù)僅為1.42%(圖8(b)),而當(dāng)TH=1306 ℃時(shí),共晶組織體積分?jǐn)?shù)減小到0.27%(圖8(c));隨著熱處理溫度進(jìn)一步升高到1310 ℃和1312 ℃,γ/γ′共晶組織體積分?jǐn)?shù)急劇減小到0.05%和0.01%(圖8(d),(e));當(dāng)熱處理溫度達(dá)到1315 ℃時(shí),γ/γ′共晶組織已經(jīng)完全回溶(圖8(f))。熱處理溫度的升高有利于再結(jié)晶晶粒長(zhǎng)大和晶界的擴(kuò)張,這是因?yàn)?提高熱處理溫度能顯著促進(jìn)γ/γ′共晶組織的溶解,從而極大降低再結(jié)晶晶界遷移的阻力。同時(shí),在固溶熱處理過(guò)程中γ′相形貌也在不斷細(xì)化減小,細(xì)化后的γ′相更有利于再結(jié)晶晶界的生長(zhǎng),從而促使再結(jié)晶的長(zhǎng)大呈指數(shù)級(jí)增長(zhǎng)[29-31]。

圖8 鑄態(tài)和不同熱處理溫度下試板的橫截面微觀組織(a)鑄態(tài);(b)1303 ℃;(c)1306 ℃;(d)1310 ℃;(e)1312 ℃;(f)1315 ℃Fig.8 Transverse section microstructures of the test plate with as-cast and different heat treatment temperatures(a)as-cast;(b)1303 ℃;(c)1306 ℃;(d)1310 ℃;(e)1312 ℃;(f)1315 ℃

再結(jié)晶晶粒形核后,晶界在向基體遷移生長(zhǎng)的過(guò)程中受熱處理溫度、保溫時(shí)間、變形儲(chǔ)存能以及晶界曲率等因素影響。由于保溫時(shí)間和晶界曲率驅(qū)動(dòng)力相對(duì)于熱處理溫度和變形儲(chǔ)存能小很多[32-33],再結(jié)晶晶粒的生長(zhǎng)速率v如式(1)所示。

v=P·M

(1)

式中:P為再結(jié)晶晶界推移的驅(qū)動(dòng)力,主要來(lái)自變形儲(chǔ)存能,隨著變形儲(chǔ)存能的增大而增加;M為再結(jié)晶晶界遷移速率,可由Arrhenius關(guān)系式[34-35]表示:

(2)

式中:M0為再結(jié)晶晶界遷移率常數(shù);Qb為晶界推移激活能;R為氣體常數(shù),8.314 J·mol-1·k-1;T為溫度;D0為擴(kuò)散系數(shù);b為柏氏矢量;k為Boltzman常數(shù)。式(1),(2)表明,再結(jié)晶生長(zhǎng)速率及晶界遷移速率隨溫度升高呈指數(shù)級(jí)增長(zhǎng),這與本工作中再結(jié)晶面積隨溫度的變化規(guī)律相符。

3 結(jié)論

(1)單晶試板經(jīng)固溶熱處理后除最下層平臺(tái)外,其余每層平臺(tái)的截面突變處均產(chǎn)生再結(jié)晶。再結(jié)晶面積的分布規(guī)律為:第2層<第5層<第3層<第4層,在第4層再結(jié)晶面積達(dá)到最大值,且鑄件外側(cè)平臺(tái)比內(nèi)側(cè)平臺(tái)更容易產(chǎn)生再結(jié)晶。

(2)提高TH能顯著增加再結(jié)晶的傾向性,再結(jié)晶面積隨TH的升高呈指數(shù)級(jí)增長(zhǎng),當(dāng)TH從1303 ℃提高到1315 ℃時(shí),再結(jié)晶面積從9.7 mm2增加到293 mm2,增幅高達(dá)30倍。

(3)應(yīng)力模擬結(jié)果表明存在一個(gè)介于1.58%～1.74%之間的臨界變形量,當(dāng)鑄件某部位在凝固冷卻過(guò)程中的塑性應(yīng)變小于此臨界值時(shí),則在后續(xù)相應(yīng)的熱處理過(guò)程中不會(huì)出現(xiàn)再結(jié)晶,而當(dāng)鑄件的變形量超過(guò)此臨界值時(shí),再結(jié)晶的產(chǎn)生則不可避免。