1 鑄件結(jié)構(gòu)與工藝分析
研究的渦輪導(dǎo)向器由內(nèi)環(huán)、葉片、外環(huán)構(gòu)成，整體呈復(fù)雜框架結(jié)構(gòu),其葉片最薄處僅為1mm，渦輪葉片的幾何形狀及剖視結(jié)構(gòu)如圖1所示。導(dǎo)向器中含有38個葉片，外環(huán)直徑為φ512.80mm，厚度為54.87mm，內(nèi)圈直徑為φ334.00mm。從剖視結(jié)構(gòu)可以看出，鑄件壁薄且厚度不均，最薄壁厚為3.28mm，最厚壁厚為21.05mm，且存在厚度漸變區(qū)。導(dǎo)向器結(jié)構(gòu)復(fù)雜，特別是內(nèi)部葉片的徑向和軸向扭轉(zhuǎn)。導(dǎo)葉片排氣邊緣的厚度一般較薄，可能導(dǎo)致排氣邊緣存在澆注不足的風(fēng)險。另一方面，在凝固和冷卻過程中，容易形成垂直于導(dǎo)葉片排氣邊緣的粗大柱狀晶，這是由于葉片薄的排氣邊緣與厚前緣之間的溫度梯度所致。葉片內(nèi)的粗大柱狀晶縮短了鑄件的疲勞壽命。通過結(jié)構(gòu)分析可知，此零件鑄造最大的難點是壁厚不均勻、截面變化幅度大、合金熔體匯流點多，因此，需要合理設(shè)計導(dǎo)向器澆注系統(tǒng)以有效控制凝固順序。
鑄件材料K438是廣泛應(yīng)用于航空航天的鎳基高溫合金，具有優(yōu)良的高溫力學(xué)性能，合金化學(xué)成分如表1所示。K438合金含有大量鎢、鉬、鈮和鉭4種難熔金屬元素，熔煉工藝復(fù)雜，合金會在一定結(jié)晶溫度范圍內(nèi)凝固，存在固-液兩相區(qū)，如果凝固收縮引起的體積減小沒有得到液態(tài)金屬的及時補(bǔ)充，會在鑄件中形成縮松縮孔缺陷。而且由于鑄造冷卻速度不同，會發(fā)生復(fù)雜的相變過程，形成不同的鑄態(tài)組織。鑄件的晶粒度影響材料強(qiáng)度和塑性等力學(xué)性能，實際生產(chǎn)中薄的葉片部位易形成細(xì)晶，不能滿足金屬高溫強(qiáng)度要求，而厚的輪盤部位則形成粗晶，無法滿足屈服強(qiáng)度和疲勞性能等要求，降低產(chǎn)品合格率。通過改變?nèi)蹮掃^熱度、澆注溫度、鑄型預(yù)熱溫度、鑄件尺寸及設(shè)置冷鐵等措施，調(diào)整鑄造冷卻速度，可以調(diào)控晶粒尺寸并改善合金的性能。
研究采用ProCAST模擬軟件預(yù)測縮松縮孔。為確保輸入?yún)?shù)的準(zhǔn)確性，分別通過ProCAST、JMat?Pro對K438合金的熱物理性能進(jìn)行計算，并與高溫合金手冊中的熱物理性能參數(shù)進(jìn)行對比。ProCAST可以用3種不同的固體擴(kuò)散模型計算材料的性質(zhì)，即Scheil、Lever、BackDiffusion，其中Scheil和Lever對應(yīng)2種不同的微偏析模型，2種模型都考慮了在熔體中的完全混合或無限擴(kuò)散，而BackDiffusion（反擴(kuò)散模型）則考慮在固體中的一些擴(kuò)散。通常當(dāng)冷卻速率在0.01K/s以下時，選用前2種固體擴(kuò)散模型，而具有較高冷卻速率的合金使用“反擴(kuò)散模型”。研究將ProCAST中合金的冷卻速率設(shè)置為1℃/s（通過試驗測量獲得），采用反擴(kuò)散模型估算了材料的性能。利用JMatPro軟件模擬了K438合金在20~1480℃凝固過程的熱物理性能。將預(yù)測的材料性能數(shù)據(jù)與高溫合金手冊中K438合金性能數(shù)據(jù)隨溫度的變化分別繪制成折線圖，并觀察各種參數(shù)隨溫度的變化趨勢以及相互之間的誤差范圍，如圖2所示。將各類熱物理性能參數(shù)數(shù)據(jù)匯總，分別擬合為一條曲線，選取材料熱物理性能的有效溫度區(qū)間100~1480℃（其中1480℃為合金材料的澆注溫度），為了簡化計算過程，在該溫度區(qū)間的曲線上以每100℃為間隔，選取熱物理性能參數(shù)數(shù)據(jù)并繪制成最優(yōu)熱物理性能折線圖，如圖3所示，分別將數(shù)據(jù)導(dǎo)入ProCAST，模擬K438鎳基高溫合金的澆注過程。
根據(jù)渦輪導(dǎo)向器結(jié)構(gòu)、尺寸要求及K438合金的特點，選擇真空熔模鑄造進(jìn)行澆注研制，其中真空度<3Pa。選用真空熔煉、真空澆注凝固可有效避免澆注過程中的卷氣。頂注式澆注系統(tǒng)能直接對型腔進(jìn)行充型，為避免排氣邊緣欠鑄缺陷的產(chǎn)生，選擇頂注式澆注系統(tǒng)。澆口杯主要承接來自澆包的金屬液，防止金屬液飛濺和溢出，減輕液流對型腔壁的沖刷并具有擋渣作用。池形澆口杯由于內(nèi)部液體深度深，消耗的金屬熔體也較多，對于大多數(shù)鑄件的成型不利于出品率，因此選用漏斗形澆口杯。澆注系統(tǒng)設(shè)計中選用圓形橫澆道可以減少金屬熔體在澆注系統(tǒng)中散失的熱量，并通過設(shè)置合適的澆注速度，使金屬熔體充滿導(dǎo)向器整個型腔。內(nèi)澆道引導(dǎo)金屬液平穩(wěn)地流入型腔，控制充型速度和方向，調(diào)節(jié)鑄件各部位的溫差和凝固順序，為了避免金屬液流入型腔時噴射嚴(yán)重，因此在設(shè)計內(nèi)澆道時需要調(diào)整澆口比使橫澆道作為阻流截面，使?jié)沧⑦^程中金屬液充型平穩(wěn)，澆注系統(tǒng)如圖4所示。設(shè)計完成的澆注系統(tǒng)和鑄件采用ProCAST進(jìn)行充型及凝固模擬分析。在模擬軟件中，鑄件材質(zhì)選用K438合金，鑄型材料選用材料庫中自帶的RE?FRACTORY_Mullite（莫來石），厚度定義為10.5mm。鑄件和模殼一共劃分約10萬個三角形面網(wǎng)格，約70萬個四面體體網(wǎng)格。鑄件的仿真參數(shù)如表2所示。
2 模擬與結(jié)果分析
初始澆注系統(tǒng)數(shù)值模擬與缺陷分析5（a）所示，熔體在澆注后8.5s開始凝固。當(dāng)澆注時間達(dá)到148s時，鑄件和內(nèi)澆道交叉部位的固相率升高，比鑄件的金屬液率先凝固，這表明內(nèi)澆道中填充型腔的通道已經(jīng)斷開，內(nèi)澆道的金屬液無法補(bǔ)縮型腔，如圖5（b）所示，因此在鑄件的內(nèi)外環(huán)頂部出現(xiàn)縮松缺陷。渦輪導(dǎo)向器中的縮松缺陷如圖5（c）所示，其中邊界值的設(shè)置為0.01，呈現(xiàn)的部位縮松率皆為1%以上，這種原因大概率是由于凝固過程中鑄件和內(nèi)澆道交叉部位率先凝固，導(dǎo)致金屬液無法對型腔進(jìn)行有效補(bǔ)縮。
2.2 優(yōu)化后澆注系統(tǒng)充型和凝固分析初始澆注系統(tǒng)中內(nèi)澆道與鑄件交叉部位的過早凝固，可以通過在澆注系統(tǒng)部位增加保溫棉減緩金屬液溫度的散失，其次對于內(nèi)外環(huán)頂部位置的縮松缺陷，通過在內(nèi)澆道的頂部設(shè)置補(bǔ)縮冒口，增加內(nèi)澆道的補(bǔ)縮能力。根據(jù)頂注式澆注系統(tǒng)的缺陷，在相應(yīng)熱節(jié)部位合理設(shè)置了冒口，并在澆注系統(tǒng)外側(cè)包裹10mm厚的保溫棉，最終優(yōu)化的澆注系統(tǒng)設(shè)計如圖6所示。
澆注系統(tǒng)的充型過程如圖7所示，在重力作用下，金屬液首先通過澆口杯流向5個橫澆道，然后通過位于橫澆道下方的內(nèi)澆道對內(nèi)外環(huán)進(jìn)行填充，內(nèi)外環(huán)又將金屬液引入內(nèi)部葉片成型區(qū)域，整個填充過程較為平穩(wěn)、無飛濺、無明顯湍流。充型模擬時間為5s，選擇不同充型時間（0.32、0.53、1.89、5s）觀察熔體充型情況，可以看到：充型時間到達(dá)0.32s時，金屬液通過澆口杯進(jìn)入橫澆道，色帶整體均勻，沒有出現(xiàn)飛濺等現(xiàn)象；充型時間到達(dá)0.53s時，金屬液開始從橫澆道向內(nèi)澆道流動，橫澆道和內(nèi)澆道交叉部位可能由于溫度差會引起體積收縮不均，造成縮松縮孔等缺陷；充型時間為1.89s時，金屬液已經(jīng)開始填充完整個型腔，最終充型時間為5s，金屬液完全充滿型腔，充型效果較好。在2種內(nèi)澆道的共同作用下，通過內(nèi)外環(huán)的金屬液可以填充整個型腔。
渦輪導(dǎo)向器鑄件充型過程如圖8所示，金屬液首先從距離橫澆道較近的內(nèi)澆道向待成型鑄件內(nèi)環(huán)流動，而后從內(nèi)環(huán)部位平穩(wěn)的向葉片成型區(qū)域填充，隨后距離橫澆道較遠(yuǎn)部位的內(nèi)澆道分別向內(nèi)環(huán)、外環(huán)填充金屬液直至內(nèi)環(huán)部位填充完畢，此時內(nèi)環(huán)部位的金屬熔體并未凝固，向葉片成型區(qū)域尚未填充的部位繼續(xù)流動直至內(nèi)外環(huán)中的金屬液為葉片成型區(qū)域補(bǔ)縮完畢，外環(huán)部位是熔體最后填充完畢的位置，隨后整個型腔充型完成，充型過程平穩(wěn)無飛濺。上述充型模擬分析結(jié)果表明，此澆注工藝可消除渦輪導(dǎo)葉湍流的現(xiàn)象。圖9所示為鑄件凝固過程的溫度場分布模擬結(jié)果。從圖9（a）可以看出，澆注方案可以從鑄件的葉片端開始凝固，在圖9（b）中，鑄件的內(nèi)外環(huán)中的金屬液可以保證葉片中的補(bǔ)縮，然后內(nèi)外環(huán)開始凝固，通過內(nèi)澆道進(jìn)行補(bǔ)縮，最后內(nèi)澆道和橫澆道開始凝固，從圖9（c）可以看出，橫澆道和內(nèi)澆道的交叉部位凝固時間比較晚，壁厚區(qū)域溫度較高，易產(chǎn)生熱節(jié)，并生成縮松縮孔，但凝固過程澆注系統(tǒng)對型腔的補(bǔ)縮充分。鑄件凝固呈現(xiàn)從內(nèi)到外的順序凝固過程，凝固最先開始于鑄件內(nèi)部薄壁部位，逐漸向中厚部位推進(jìn)，與內(nèi)澆道連接的部位最后凝固。對比左側(cè)溫度色帶可知，鑄件在凝固過程中，鑄型內(nèi)最高處液體的溫度和最低處的溫度差超過了100℃，這主要是由于鑄件壁厚不均勻引起，如果補(bǔ)縮不及時或不充分，則會產(chǎn)生疏松類或澆注不足等缺陷。整個澆注系統(tǒng)凝固溫度場最終凝固時間為3.65h，如圖9（d）所示。
2.3 優(yōu)化后澆注系統(tǒng)固相分?jǐn)?shù)和縮松縮孔分析圖10所示為澆注系統(tǒng)的固相分?jǐn)?shù)和縮松縮孔分布，其中縮松閾值設(shè)置為0.01。從鑄件的凝固過程分析，基本上能夠遵照順序凝固原則進(jìn)行凝固，與鑄件凝固溫度場相似。從圖10（a）、（b）可以看出，鑄件內(nèi)部的薄壁葉片處率先凝固，而后逐漸向鑄件內(nèi)外環(huán)部位推進(jìn)，橫澆道和內(nèi)澆道的交叉部位凝固時間比較晚。從圖10（c）看出，橫澆道和內(nèi)澆道交叉部位的壁厚位置易產(chǎn)生熱節(jié)，凝固時間較晚，這在較大程度上削弱了冒口對中間熱節(jié)位置的補(bǔ)縮能力，因此容易產(chǎn)生縮松縮孔等鑄造缺陷，如圖10（d）所示。而澆注系統(tǒng)對鑄件補(bǔ)縮充分，且按照順序凝固原則凝固，因此鑄件中未出現(xiàn)縮松縮孔缺陷，如圖10（e）所示。鑄件葉片處和鑄件內(nèi)外環(huán)中不存在縮孔，而縮孔主要出現(xiàn)在澆注系統(tǒng)處。由上述模擬結(jié)果可知，此鑄造工藝可控制熔體的流動充型過程和鑄造缺陷的產(chǎn)生。
圖11所示為利用此澆注系統(tǒng)澆注的鑄件成品，采用X射線探傷機(jī)對鑄件進(jìn)行X光無損探傷檢測。從圖11可以看到，鑄件內(nèi)部沒有出現(xiàn)孔洞或疏松類缺陷，葉片的內(nèi)部質(zhì)量也符合渦輪導(dǎo)向器鑄件的工藝要求。與缺陷模擬結(jié)果對比可知，兩者并沒有出現(xiàn)較大的偏差，吻合情況良好。因此，實際檢測結(jié)果較好地驗證了ProCAST工藝模擬的準(zhǔn)確性以及認(rèn)證能力，具有一定的實踐指導(dǎo)作用。
3 結(jié)束語
選用重力頂注式澆注工藝，由于渦輪導(dǎo)向器鑄件內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜，在壁厚位置易產(chǎn)生熱節(jié)，導(dǎo)致鑄件中產(chǎn)生縮松缺陷，且鑄件的薄壁位置會阻礙金屬液的流動，導(dǎo)致鑄件有些部位在凝固時無法得到補(bǔ)縮，根據(jù)頂注式澆注系統(tǒng)的缺陷，在相應(yīng)熱節(jié)部位合理設(shè)置了冒口，最終通過充型過程與凝固過程中的溫度場分析，澆注系統(tǒng)對成型鑄件補(bǔ)縮充分，提升了鑄件合格率與成型質(zhì)量。采用有限元模擬軟件，通過對鑄件進(jìn)行溫度場分析，能夠掌握熔體的充型和凝固狀況。通過對鑄件的縮松縮孔狀況及固相分?jǐn)?shù)變化分析，能夠預(yù)判鑄件缺陷產(chǎn)生的位置和原因，通過在澆注系統(tǒng)處設(shè)置保溫棉，改善渦輪導(dǎo)向器鑄件的凝固順序，消除鑄件的缺陷，以獲得符合要求的產(chǎn)品。采用優(yōu)化工藝方案進(jìn)行試生產(chǎn)，采用X射線探傷機(jī)對成型完整鑄件進(jìn)行X光無損探傷檢測，鑄件內(nèi)部沒有出現(xiàn)孔洞或疏松缺陷，內(nèi)部冶金質(zhì)量符合鑄件標(biāo)準(zhǔn)。▍原文作者:雷益宇 12、葉文 3、陳博文 3、何博 12、王軍 12、賈文靜 12
▍作者單位：上海工程技術(shù)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院；2.上海工程技術(shù)大學(xué)高溫合金精密成型研究中心；3.上海萬澤精密鑄造有限公司
