盧玉章，熊 英，彭建強，申 健，鄭 偉，張 功，謝 光

(1中國科學院金屬研究所，沈陽110016；2中國南方航空工業(yè)集團有限公司，湖南 株洲412002；3哈爾濱汽輪機廠有限責任公司，哈爾濱150046)

燃氣輪機是現代清潔能源的關鍵裝備，發(fā)達國家對發(fā)展重型燃氣輪機極為重視，在核心技術領域處于壟斷地位，對我國實行嚴格的技術封鎖和價格壟斷，因而自主研發(fā)先進重型燃氣輪機具有緊迫的現實意義和重要的戰(zhàn)略意義[1]。為了提高渦輪葉片的承溫能力，燃氣輪機用渦輪葉片廣泛使用定向凝固技術制備的定向柱晶葉片或單晶葉片[2]。與航空葉片相比，燃機葉片尺寸、重量巨大，更易產生鑄造缺陷，制備難度很高。

目前國內廣泛使用的定向凝固技術是高速凝固法(HRS)[3-4]。在HRS工藝中，熔融的高溫合金液澆入型殼后，從保溫爐中拉出，形成定向凝固鑄件。這種工藝，凝固前期熱量主要是通過水冷銅盤的熱傳導散失，凝固后期熱量依靠輻射散失，溫度梯度降低。當鑄件尺寸較大時，容易出現縮孔、雀斑、小角度晶界、斷晶、雜晶等缺陷[4]。為控制上述缺陷，大型定向葉片的抽拉速率一般被控制在很低的水平，但這會帶來生產效率降低、合金液與型殼反應加劇等問題，因此，利用HRS法制備大尺寸的燃機定向或單晶葉片面臨很大挑戰(zhàn)[4]。

近年來國外對液態(tài)金屬冷卻(LMC)工藝進行了深入的研究，俄羅斯與歐美的一些發(fā)達國家已經獲得了工程應用。LMC工藝引入了低熔點液態(tài)金屬作為冷卻介質，鑄型被拉入低熔點液態(tài)金屬熔池中。傳熱方式始終以液態(tài)金屬的傳導與對流為主，溫度梯度和冷卻速率遠遠大于HRS法，鑄件尺寸增大時，其溫度梯度基本保持不變。與傳統(tǒng)的HRS工藝相比，生產效率顯著提高，材料的宏觀組織在整個長度范圍內比較均勻，微觀組織偏析小[4]。

在定向或單晶葉片制備過程中，影響凝固過程的因素非常多，對LMC工藝來說，由于液態(tài)金屬冷卻介質的引入，凝固參數之間的交互作用更加復雜，傳統(tǒng)的試錯法優(yōu)化鑄件定向凝固工藝周期長、成本高，而利用數值模擬可以明顯縮短實驗周期、降低實驗成本。

國內對于HRS工藝的數值模擬工作開展得比較多[5-7]，對LMC工藝的數值模擬則比較少，近年來，國外針對LMC工藝進行了大量的研究工作。Kermanpur等[8]使用有限元軟件ProCAST建立了三維模型，對葉片定向凝固過程中的溫度分布進行了計算，并且使用元胞自動機方法對凝固后的晶粒取向進行了預測；Elliott[9]使用模擬的方法分析了LMC工藝中凝固參數對溫度梯度的影響，結果表明鑄件與模殼之間的傳熱系數是LMC工藝最敏感的參數；Miller的研究[10]表明LMC工藝制備單晶鑄件時可以采用更高的抽拉速率，因而可以獲得更細的樹枝晶組織，但是過大抽拉速率會導致樹枝晶的橫向生長；作者在前期的工作中[11-12]研究了LMC工藝下單晶試棒以及單晶模擬件凝固過程各種凝固參數的作用與影響關系，結果表明縱向溫度梯度、溫度梯度角、固/液界面位置可作為評價定向凝固參數是否合理的有效手段。

因此，本工作利用ProCAST商業(yè)軟件模擬計算了HRS、LMC工藝下大尺寸定向結晶空心葉片凝固過程的溫度場的變化規(guī)律，預測了抽拉速率與保溫爐溫度對葉片凝固過程的影響，并對模擬與實驗驗證結果進行了對比。

1 實驗與模擬方法

1.1 實驗方法

實驗設備為金屬研究所自主研制的大型液態(tài)金屬冷卻定向凝固設備，低熔點冷卻介質為Sn。制備葉片所用材料為抗熱腐蝕定向高溫合金DZ411，合金的名義成分(質量分數/%)為：Cr 15,Ta 4, Co 11, W 3, Mo 2, Al 4, Ti 5, Ni余量。合金的固相線和液相線溫度分別為1218℃和1319℃。本實驗所制備的葉片為F級重型燃氣輪機用大型定向結晶空心葉片，葉片毛坯長約500mm，重約20kg，內部具有復雜的氣體冷卻通道，葉片形狀復雜，葉片不同部位壁厚差異較大，這些都是大型葉片制備的難點。

大型定向結晶空心葉片制備完成后，經過切割、脫除型芯后，進行宏觀腐蝕觀察宏觀晶粒組織。利用線切割自葉尖按10，30，60，100，160，200，240，300mm和360mm切割橫截面，金相腐蝕后采用Axio Vert A1型號金相顯微鏡(OM)觀察枝晶組織，按照下式統(tǒng)計一次枝晶間距λ1：

(1)

式中：np為單位面積內的枝晶數目。

晶粒平均直徑D由下式計算：

D=2(s/π)-1/2

(2)

式中：s為晶粒的平均面積。

1.2 模擬方法

模擬計算使用ProCAST商業(yè)軟件，利用文獻[12]中的邊界條件。模擬所用的工藝參數如表1所示。

分別計算HRS和LMC工藝下不同凝固參數時，固/液界面的形狀、縱向溫度梯度、冷卻速率，通過對比以上參數優(yōu)化定向凝固工藝后，計算了一次枝晶間距λ1以及晶粒組織，并與實際葉片進行了對比。一次枝晶間距的計算方法按照Hunt[13]和Kurz等[14]提出的計算模型：

λ1=A1G-1/2V-1/4

(3)

表1 模擬所用的工藝參數Table 1 Process parameters used in simulation

式中：A1是與材料有關的常數；G為縱向溫度梯度；V為凝固速率。實際凝固過程中，凝固速率并不等于抽拉速率，因此均采用實際凝固速率而非抽拉速率。

2 結果與討論

2.1 抽拉速率對重型燃機葉片凝固過程的影響

2.1.1 抽拉速率對固/液界面形狀的影響

HRS工藝下，其他工藝參數固定，抽拉速率不同時，葉片凝固過程固/液(solid/liquid, S/L)界面形狀以及其與固定擋板的位置關系如圖1所示。當抽拉速率為3mm/min時，距葉片起晶段110mm處的固/液界面較為平直，位于隔熱擋板附近，隨著凝固的進行，當固/液界面到達180mm時，固/液界面逐漸下移，曲率增加，糊狀區(qū)寬度增大，尤其是在葉片的延伸段，此處壁厚最大約為40mm，固/液界面位于隔熱擋板以下5cm處，糊狀區(qū)寬度約為3.8cm。抽拉速率增加到5mm/min時，葉片相同位置的固/液界面曲率更大，位置下移，在葉片的延伸段，固/液界面位于隔熱擋板以下8cm處，糊狀區(qū)寬度約為5cm。

圖1 HRS工藝下，不同抽拉速率時，葉片110mm(1),180mm(2),240mm(3)和280mm(4)位置處的固/液界面形態(tài)(a) 3mm/min;(b) 5mm/minFig.1 Solid/liquid interface shapes at 110mm(1),180mm(2),240mm(3) and 280mm(4) from the starter with different withdrawal velocities for HRS (a) 3mm/min;(b) 5mm/min

LMC工藝下，不同抽拉速率時，葉片相同位置固/液界面的形狀以及其與Sn液面的位置關系如圖2所示。

由圖2可以看出，整個抽拉速率范圍內，LMC工藝下葉片的糊狀區(qū)寬度明顯小于HRS工藝下葉片的糊狀區(qū)寬度。抽拉速率為5mm/min時，葉身形狀尺寸對固/液界面的影響很小,在葉片的葉身以及延伸段處，固/液界面都比較平直(圖2(a))，但是低的抽拉速率導致葉片凝固時間增加(>150min)，對型殼以及陶瓷型芯的強度產生不利影響。隨著抽拉速率的升高(10mm/min)，固/液界面逐漸下移(相對Sn液面位置)，曲率逐漸增加，尤其是延伸段的固/液界面形狀彎曲更加明顯(圖2(b))。抽拉速率為12mm/min時，葉片整個凝固過程中，葉身形狀成為固/液界面形狀制約因素，由于葉片尾緣處壁厚很小，固/液界面相對Sn液面位置最高；而葉身壁厚最大處(葉形曲率最大處)，固/液界面相對Sn液面位置最低(圖2(c))，導致固/液界面彎曲嚴重，使得晶粒組織收斂生長，晶粒的生長方向偏離抽拉方向角度變大。

圖2 LMC工藝下，不同抽拉速率時，葉片110mm(1),180mm(2),240mm(3)和280mm(4)處的固/液界面形態(tài)(a)5mm/min;(b)10mm/min;(c)12mm/minFig.2 Solid/liquid interface shapes at 110mm(1),180mm(2),240mm(3) and 280mm(4) from the starter with different withdrawal velocities for LMC (a)5mm/min;(b)10mm/min;(c)12mm/min

由文獻[15]可知，彎曲的固/液界面會導致晶粒的收斂生長，導致晶?！?01〉取向偏離葉片生長方向。晶粒的生長方向始終垂直于固/液界面：當固/液界面呈凸面狀時，晶粒發(fā)散生長，當固/液界面呈凹面狀時，晶粒收斂生長；平直的固/液界面，有利于提高定向柱晶的質量。由上述模擬結果可知，HRS工藝下抽拉速率為3mm/min時，葉片的葉身部位固/液界面相對平直。為獲得合格的晶粒組織，在厚大的延伸段部位要想獲得平直的固/液界面必須降低抽拉速率，但是當抽拉速率為1mm/min時，整個葉片的凝固時間為450min，這將增加陶瓷型芯蠕變變形與斷裂的概率，加劇合金液與型殼、型芯發(fā)生反應。

LMC工藝下，當抽拉速率為10mm/min時，葉身的固/液界面仍保持相對平直，因而可以顯著地縮短葉片凝固時間，有利于減小陶瓷型芯變形和型殼開裂，減小鑄件的成分偏析。文獻[16]報道的結果與我們的計算模擬結果相似：利用HRS工藝制備長750mm的燃機葉片，抽拉速率為0.85～2.5mm/min時，凝固過程需要5～15h，而利用LMC工藝制備該燃機葉片時，抽拉速率可以提高到6.8mm/min，凝固時間小于2h。

2.1.2 抽拉速率對縱向溫度梯度的影響

在鑄件的定向凝固過程中，抽拉速率不當時，容易出現固/液界面的彎曲，產生橫向溫度梯度(GL)，此時溫度梯度G主要由橫向溫度梯度GL與縱向溫度梯度GA組成。由于橫向溫度梯度不利于定向柱晶的生長，因此考察縱向溫度梯度GA可更準確的定量優(yōu)化定向凝固工藝參數。計算的不同工藝下葉片的縱向溫度梯度如圖3所示。

圖3 不同工藝下葉片的縱向溫度梯度Fig.3 Axial temperature gradients of blade via different processes

HRS工藝下，在整個抽拉速率范圍內，葉身的平均縱向溫度梯度約為23℃/cm，與文獻[16]報道的HRS工藝下類似厚度鑄件的平均溫度梯度(20℃/cm)接近。LMC工藝下不同抽拉速率時，重型燃機葉片的平均溫度梯度為60℃/cm，遠高于HRS工藝下的縱向溫度梯度。

2.1.3 抽拉速率對冷卻速率的影響

HRS工藝下，在距離葉片起晶段110，180，240mm和280mm橫截面葉片中心位置，不同抽拉速率時的冷卻速率如圖4所示。當抽拉速率恒定時，隨著高度的增加，冷卻速率不斷下降；不同抽拉速率時，冷卻速率隨著抽拉速率的增加而不斷增大，但是抽拉速率的增加，會使糊狀區(qū)寬度增加，縱向溫度梯度減小，固/液界面的曲率增加，不利于定向組織的生長。整個抽拉速率范圍內葉片的冷卻速率都很低，最大約為0.16℃/s，比文獻[10]報道的HRS工藝下相同尺寸鑄件的冷卻速率(0.05～0.10℃/s)略高。

圖4 HRS工藝下抽拉速率對葉片冷卻速率的影響Fig.4 Effects of withdrawal rates on the cooling rate of blade

由于LMC工藝采用了液態(tài)金屬錫作為冷卻介質，定向凝固過程中鑄件的熱量始終依靠液態(tài)金屬錫的熱傳導被帶走。通過對不同抽拉速率下大型定向葉片的冷卻速率進行模擬發(fā)現，隨著抽拉速率的提高，冷卻速率增大。在整個抽拉速率范圍內，LMC工藝下的冷卻速率為0.3～2.00℃/s；在葉片前緣、尾緣由于壁厚較小，因而獲得了更高的冷卻速率[12]。研究表明冷卻速率的大小與大尺寸鑄件的雀斑缺陷密切相關，高的冷卻速率有利于消除雀斑缺陷[17]。

2.2 保溫爐溫度對重型燃機葉片凝固過程的影響

圖5為HRS以及LMC工藝下，保溫爐溫度對葉身1/2高度處固/液界面形態(tài)的影響，可以看出HRS工藝下(v=3mm/min)固/液界面寬度受保溫爐溫度的影響很大，隨著保溫爐溫度的升高糊狀區(qū)寬度減小，有利于提高鑄件的溫度梯度，但是固/液界面位置不斷下降。當保溫爐溫度為1520℃時，對于該尺寸的燃機葉片來說，固/液界面已經全部位于隔熱擋板以下，將不利于晶粒的定向生長。固/液界面的形狀受保溫爐溫度的影響很小，當保溫溫度從1480℃升高到1520℃時，固/液界面形狀基本沒有變化。

LMC工藝下(v=5mm/min)，固/液界面隨保溫爐變化的規(guī)律與HRS類似，但是在保溫爐溫度從1480℃變化到1520℃時，固/液界面寬度都遠小于HRS工藝下固/液界面的寬度，因而可以獲得更高的溫度梯度，且固/液界面全部位于Sn液面上方, 有利于晶粒的定向生長。這與文獻[16]中得出的保溫爐溫度對凝固過程的影響結論一致。

不同保溫爐溫度時，HRS以及LMC工藝下葉片葉身1/2高度處，表面中心位置點的縱向溫度梯度隨保溫爐溫度的變化如圖6所示。由圖6可以看出隨著保溫爐溫度的增加，兩種工藝條件下縱向溫度梯度均增加。保溫爐溫度從1440℃增加到1520℃的過程中，LMC工藝下縱向溫度梯度從60℃/cm增加到83℃/cm，高于HRS工藝下的17℃/cm到22℃/cm。但是過高的保溫爐溫度可導致高溫下陶瓷型芯的蠕變以及斷裂、陶瓷型殼的裂紋、型殼和陶芯與合金液的反應等問題[18]。而LMC工藝下，保溫爐溫度在1440℃時的溫度梯度也高于HRS工藝下保溫爐溫度在1520℃時對應的溫度梯度，因此對于LMC工藝來說，采用較低的保溫爐溫度仍可保證實現大型葉片定向凝固所需的溫度梯度。

圖5 不同工藝下，保溫爐溫度為1480℃(1)，1500℃(2)和1520℃(3)時固/液界面的形狀(a) HRS；(b) LMCFig.5 Solid/liquid interface shapes for different processes 1480℃(1), 1500℃(2) and 1520℃(3)(a)HRS;(b)LMC

表2 保溫爐溫度對冷卻速率的影響Table 2 Effect of heat temperature on the cooling rate

計算的LMC和HRS工藝下保溫爐溫度對葉片榫頭厚大部位冷卻速率的影響如表2所示，隨著保溫爐溫度的降低，兩種工藝下葉片的冷卻速率均降低，但LMC工藝仍保持較高的冷卻速率：保溫爐溫度為1480℃時，LMC工藝下葉片的冷卻速率為0.53℃/s，而HRS工藝下葉片的冷卻速率僅為0.07℃/s。

2.3 模擬與實驗結果對比

根據上述數值模擬結果可知，當凝固參數不當時，固/液界面彎曲，在橫截面積突變處極易導致雜晶的形核與長大，雜晶長大可能會阻礙原始定向晶粒的生長。

圖7 模擬(a)以及實驗(b)所得到的葉片緣板處的晶粒組織Fig.7 Simulated (a) and experimental (b) result of grain structure at the platform

按照優(yōu)化工藝后的參數，LMC工藝下模擬與實驗制備的燃機葉片緣板處的晶粒組織如圖7所示。模擬與實驗結果均表明，在燃機葉片緣板的四周出現了新晶粒的形核與長大，但是并沒有阻礙原始定向組織的生長。

HRS與LMC工藝下，實驗制備的重燃葉片的典型枝晶組織如圖8所示。圖8中圓點為一次枝晶干位置。由圖8可以看出，HRS工藝下重燃葉片從葉身到榫頭的樹枝晶都非常粗大，三次枝晶很發(fā)達，一次枝晶間距很大；而LMC工藝顯著提高了溫度梯度與冷卻速率，利用該工藝制備的燃機葉片一次枝晶間距明顯小于HRS工藝制備的燃機葉片，從葉身到榫頭，一次枝晶間距從180μm增加到300μm，葉身存在極少量的三次枝晶，即使在榫頭厚大部位三次枝晶數量也很少且不發(fā)達。

圖8 不同工藝下葉身(1)榫頭(2)的典型枝晶組織 (a)HRS；(b)LMC Fig.8 Dendrites structure in the airfoil (1) dovetail (2) of the blade for different process (a)HRS;(b)LMC

圖9為計算得到的重型燃機葉片不同部位的一次枝晶間距與實際測量值的對比。由圖9可知，一次枝晶間距的模擬結果與實驗結果吻合良好，模擬和實驗數據均表明LMC工藝下，一次枝晶間距在180～300μm之間，明顯小于HRS工藝制備的重型燃機葉片的一次枝晶間距(380～550μm)。

圖9 葉片PDAS的LMC工藝模擬(LMC-M)、實驗結果(LMC-E)與HRS工藝實驗結果的對比Fig.9 Comparison of simulated (LMC-M) and experimental (LMC-E) PDASs by LMC with experimental PDAS by HRS

3 結論

(1)利用LMC工藝制備燃機葉片時，可以獲得更加平直的固/液界面形狀，更高的溫度梯度與冷卻速率。

(2)LMC工藝下，即使采用低的保溫爐溫度仍可保證葉片獲得高的溫度梯度與冷卻速率。

(3)模擬與實驗結果均表明：與HRS工藝相比，利用LMC工藝制備的燃機葉片枝晶組織顯著細化(180～300μm)。

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