K417合金「铸造高温合金的三种成型方式」

时间：2022-11-28 08:23:24来源：搜狐

今天带来K417合金「铸造高温合金的三种成型方式」，关于K417合金「铸造高温合金的三种成型方式」很多人还不知道，现在让我们一起来看看吧！

提高发动机动力性能、降低燃料消耗和减少废气排放污染是汽车发动机发展的主要目标，采用涡轮增压技术已成为实现上述目标的有效措施之一。涡轮增压器利用发动机排出的废气能量推动涡轮室内的涡轮，涡轮带动同轴的叶轮，叶轮将来自空气滤清器的空气压缩，使之增压进入气缸。当发动机转速加快时，气缸进气量增加，从而提高了发动机的输出功率。在新一代小型发动机中，尾气温度在局部区域甚至超过了850℃，涡轮转速快，叶片长期承受多种交变应力的作用，因此，要求涡轮材料具备较好的耐热性和高温力学性能。

K418镍基铸造高温合金因具有足够的热强性、热稳定性和良好的抗机械疲劳和热疲劳性能等优点，目前被广泛用于制作汽车增压涡轮。增压涡轮叶片薄且曲率变化大，因此实际生产中采用熔模铸造的方法浇注涡轮时，叶片极易产生热裂。目前生产厂家多采用“经验试验”的方法摸索减少铸件热裂缺陷的改进工艺，但这不仅浪费昂贵的合金和型壳材料，增加成本，而且使得工艺改进周期延长。计算机模拟技术的发展及其在铸造领域的应用为人们认识铸件充型和凝固过程提供了有效途径。通过直观地观察铸件充型和凝固过程，可以预测热裂、缩孔、缩松等缺陷的产生情况，从而实现了铸造工艺的优化设计，以确保铸件质量，降低生产成本，缩短试制周期。

国内外对车用增压涡轮用TiAl合金进行了大量研究，如成分和组织对TiAl合金持久性能的影响以及TiAl合金的组织和力学性能等研究。此外，众多学者对Inconel713C和GMR235等车用增压涡轮用高温合金的研究主要集中在组织控制和性能提高等方面。由于热裂这一铸造缺陷的存在不仅使涡轮生产厂家的成品率仅维持在现有水平，一定程度上也制约了涡轮产品质量的提高。因此，寻求快捷、合适的方法预测涡轮热裂，进而防止和控制热裂的产生，并探索铸件热裂倾向最小的浇注工艺具有重要意义，但目前关于这方面的研究鲜见报道。

本文以K418合金车用增压涡轮为研究对象，采用已经实际工程验证的铸造专用数值模拟软件对涡轮铸造过程进行模拟，动态地观察涡轮的充型和凝固过程。在此基础上，结合热裂产生机理与预测判据，模拟并预测不同浇注工艺下涡轮的热裂情况，讨论了浇注温度和模壳温度对涡轮热裂的影响，以期为获得高质量涡轮产品的优化工艺提供参考。

1 凝固过程数值模拟

1.1 试验铸件及模型的建立

某型号车用增压涡轮采用K418镍基铸造高温合金通过无余量整体熔模铸造成型，其外形如图1(a)所示。涡轮由12个叶片及轮盘组成，涡轮盘尺寸较大，最大尺寸为d98mm，最小壁厚仅为2.5mm，带有d29mm的涡轮轴；涡轮叶片长而薄，叶片高约为31.5mm，叶片自叶根向叶尖方向厚度逐渐减小，叶尖处壁厚不足1.0mm。此熔模铸造涡轮属小型件，为了提高生产效率和成品率，多采用组树的方法，一型多件同时浇注。为便于工艺上的研究分析，本文作者取单个带内浇道的涡轮进行模拟。铸件内浇道采用三维实体造型软件进行造型，具体尺寸如图1(b)所示

K418合金涡轮精铸过程采用热壳浇注，模壳温度很高，冷却过程必须考虑模壳与周围环境的辐射换热，因此模拟中考虑模壳与车间环境的辐射换热，造型时建立一个d138mm×147mm的圆柱形扣箱将整个铸件内浇道包裹于其中。

1.2 网格剖分

铸件浇道的几何模型从软件中导出IGS格式，随后导入软件的模块中进行面网格划分。由于涡轮不同部位厚度相差较大，同时综合考虑薄叶片部分的计算精度和模拟计算量，采用不同的网格长度划分铸件面网格，涡轮叶片部分的网格大小为1mm，涡轮盘、涡轮轴及浇道的网格长度为3mm，扣箱的网格长度为6mm。面网格划分成功后，考虑到实际模壳的形状和厚度，采用自动生成型壳的功能，在铸件外生成7mm厚的模壳，最后进行体网格划分。铸件、模壳和扣箱的网格划分结果如图2所示，模型中节点数为155和713，有限元体网格数为747和870。

1.3 材料的热物性参数和力学性能参数

模拟中铸件材料为K418合金，其主要成分如表1所列。该合金是一种以γ’相沉淀强化为主的镍基高温合金，γ’相的质量分数约为55%，枝晶间γ γ’共晶相体积分数约为2%，此外，还含少量MC碳化物和极少量M3B2硼化物。

K418合金计算中所用的相关物性参数利用自带的材料数据库，将表1中元素的质量分数输入材料数据库中，采用软件推荐的模型，通过与热力学数据库和应力数据库自动连接，计算得到合金的热物性参数和力学性能参数。模壳材料采用锆砂，其热物性参数在软件数据库中选取。

1.4 边界条件、初始条件及运行参数设置

计算得到K418合金固相线和液相线温度分别为1178和1346℃。实际生产中合金的浇注温度为1450~1500℃，通常低于1500℃，模壳温度为900℃左右。模拟计算中采用1450和1500℃两种浇注温度以及900和950℃两种模壳温度，对比分析浇注温度和模壳温度对热裂缺陷的影响。应力模拟计算采用热弹塑性模型，将模壳定义为刚性，即参与接触计算，但不进行应力计算。浇注考虑辐射换热、导热和对流换热，设定铸件与模壳之间的换热系数为650W/(m2·K)，采用重力浇注，浇注速度约为0.15m/s。终止计算的条件设置为温度低于800℃，除将TFREQ(温度结果保存间隔)和SFREQ(应力结果保存结果)值改为5外，其余运行参数采用重力浇注默认设置。前处理完毕后，运行得到金属液充型以及凝固过程中的温度场和应力场求解结果。

2 模拟结果及分析

2.1 充型过程

图3所示为在模壳温度为900℃、浇注温度为1450℃的浇注工艺下金属液通过内浇道的充型过程模拟结果。由图3可知，金属液浇注到内浇道后，液态金属依靠静压力流入涡轮型腔，首先充满底部涡轮轴，然后自下而上充满叶片，之后在内浇道的下部相遇，最后上升到内浇道口。充型完整，不会发生冷隔、浇注不足等缺陷，完成整个充型过程约需1.5s。

2.2 凝固时间分布

图4所示为模壳温度为900℃，浇注温度为1450℃的浇注工艺下铸件的凝固时间分布。由图4可知，铸件凝固时间最长的部位为图中红色区域的内浇道，凝固时间最短的部位为紫色区域的叶片前端。叶片、涡轮轴部、涡轮盘及内浇道等不同部位凝固时间相差极大，叶片前端在30s内即完全凝固，涡轮轴部及涡轮盘凝固速度减缓，内浇道最后凝固。此凝固顺序有利于保证涡轮自下而上的凝固顺序，使缩孔、缩松等缺陷集中在最后凝固的内浇道部位，从而保证了涡轮的质量。

2.3 温度场和固相分数分布

图5所示为模壳温度为900℃、浇注温度为1450℃的浇注工艺下，铸件凝固初期的温度场分布和相应的固相分数分布情况。由图5可知，金属液充满型腔后，厚度最薄的叶片前端温度首先降至1178℃(合金固相线温度)以下，即完成凝固。此时叶片根部、涡轮轴部、涡轮盘及内浇道温度虽已降低至1346℃(合金液相线温度)以下，但仍高于合金的固相线温度，这些部位的合金液此时处于固液两态共存区。

2.4 应力场分布和热裂倾向分布

除了在应力场计算方面较其他同类软件具有较大优势外，还可以在应力计算中对热裂敏感性进行计算。在软件中定义了热裂指数，通过启用热裂指示器来表达该指数，从而定性地描述铸件发生热裂的倾向。热裂指示器是一种应力驱动模型，其理论基础是基于凝固过程中产生的全部应力，当固相率为50%~99%时，计算给定节点的弹性和塑性应力变形。

图6所示为在模壳温度为900℃、浇注温度为1450℃的浇注工艺下，铸件凝固初期的应力场分布和相应时刻的热裂倾向分布情况。由图6(a)可以看出，凝固开始时，随着叶片前端的即刻凝固，叶片部位首先产生拉应力，最早凝固的叶稍处应力最大，其中曲率较大的部位应力集中最为严重。由图6(b)所示的铸件热裂倾向模拟结果可知，凝固初期涡轮的热裂情况与应力场的模拟结果一致，即叶片前端热裂倾向较大，曲率较大的部位热裂倾向最大。

图7所示为实际生产中涡轮叶片产生热裂的部位。由图7可知，热裂纹通常出现在涡轮叶片上曲率较大的叶稍部位。由此可知，模拟得到的热裂结果与实际生产中的热裂情况基本吻合。

为深入分析涡轮叶片的热裂机制，在叶稍上从垂直于涡轮轴的方向等距离选择7个节点，以研究凝固过程中叶片上热裂的产生过程，如图6(b)所示。图8所示为涡轮叶稍处节点的温度、固相分数和应力随时间的变化。由图8可知，位于叶片最下端的节点1不到13s即完全凝固，叶稍处其他几个节点的凝固时间相差不大，均约为18s。在凝固过程的前8s内，各个节点的固相分数均小于0.9，在此前的凝固过程中几乎不产生应力。随着凝固过程的进行，当固相分数大于0.9时，叶稍各节点处开始产生拉应力。当固相分数接近1.0时，拉应力急剧增大，其中节点3和4处产生的拉应力最大，均大于50MPa，其余节点在固相分数接近1.0时产生的拉应力为18~45MPa。

热裂是铸件在凝固末期，固相分数高达0.9、几乎接近1.0时形成的一种铸造缺陷，此时温度处于线收缩开始温度到固相线温度区间内，即有效结晶温度范围[14−16]。强度理论认为，在有效结晶温度范围内的合金本身处于“脆性”阶段，合金的强度和塑性极低。铸件凝固末期，处于脆性区的铸件，当固相骨架已经形成并开始收缩后，由于收缩受阻，铸件局部产生收缩应力及塑性变形。若收缩应力或塑性变形超过合金在该温度下的强度极限和伸长率，铸件即发生热裂[17−19]。凝固过程中产生的应力或塑性变形越大，铸件的热裂倾向性越大。此外，CLYNE和DAVIES[20]及HATAMI等[21]有关热裂形成的判据中定义了一个热裂倾向系数(Hot-crackingsusceptibilitycoefficient,ηHCS)，即

式中：t0.99、t0.9和t0.4分别代表固相分数为0.99、0.9和0.4所对应的时间。可以看出，合金凝固过程中固相分数处于0.99~0.9这一阶段的时间越长，热裂倾向性越大。因此，可以从凝固过程中产生的拉应力和处于热裂敏感区的时间两方面来考察铸件的热裂倾向性。

增压涡轮结构复杂，各个部分厚薄不同，导致叶稍、叶根和涡轮轴部的冷却情况不同，薄的叶片部分凝固较快，尺寸较大的涡轮轴和涡轮盘凝固较慢，因此造成各部分温度分布不均匀，凝固时间和收缩量不同。同时涡轮各部分联为一个整体，彼此间互相制约，因而在先凝固的叶稍部分首先产生了拉应力，当拉力达到一定值时通过产生裂纹来释放，即发生热裂。对照图7可知，涡轮叶片实际热裂部位基本位于节3和4之间的叶片部位。由此可知，当固相分数接近1.0时，叶稍处各节点均产生拉应力。叶片曲率变化大的区域易形成应力集中，因此，节点3和4所在区域的拉应力大于其他部位的拉应力，导致此处更易发生热裂。

2.5 不同浇注工艺下的热裂对比

通过充型和凝固过程的数值模拟，较真实全面地反映了涡轮的实际凝固过程，模拟过程中的热裂倾向也与实际情况吻合良好。为了考察工艺对涡轮产生热裂的影响，选取1450和1500℃的浇注温度及900和950℃的模壳温度，采用不同的温度参数交叉模拟涡轮的热裂情况。图9所示为不同浇注温度和模壳温度下热裂倾向较严重的节点4的温度随时间的变化。

从图9可以看出，模壳温度为900℃时，1450和1500℃两种浇注温度下节点4的凝固所需时间差别不大。模壳温度提高后，冷却速率减缓，凝固时间延长，其中高模壳温度、高浇注温度下节点4凝固所需时间最长。这是由于模壳温度与浇注温度越高，凝固过程中铸件与模壳的界面温差越小，铸型冷却作用减弱，铸件凝固所需时间延长。

图10所示为不同浇注温度和模壳温度下节点4的固相分数和应力随时间的变化。由图10可知，不同浇注工艺下节点4的应力都在固相分数达到0.9时产生，且在固相分数逐渐接近1.0时急剧增加。低模壳温度和低浇注温度及高模壳温度和高浇注温度的浇注工艺下，固相分数接近1.0时，产生的应力均大于50MPa，且模壳温度为950℃、浇注温度为1500℃时，应力高达约60MPa；采用低模壳温度和高浇注温度及高模壳温度和低浇注温度的浇注工艺，凝固终了时产生的应力均低于50MPa，且当模壳温度为950℃、浇注温度为1450℃时，产生的应力小于40MPa。

观察节点4在不同浇注条件下固相分数处于0.9~0.99的时间可知，采用950℃的高模壳温度和1500℃的高浇注温度时约为11s，其他浇注条件下此时间约为7s。由此可知，采用高模壳温度和高注温度不仅导致节点4在凝固过程中所受应力增大，而且使节点处于热裂敏感区的时间延长，不利于控制铸件的热裂倾向。而同时采用高模壳温度和低浇注温度的浇注条件时，一方面降低了凝固过程中产生的应力，另一方面还缩短了铸件处于热裂敏感区的时间，因而有利于降低铸件的热裂倾向。因此，对于该涡轮铸件，采用较高的模壳温度和较低的浇注温度有利于降低铸件的热裂倾向。