K418合金車用增壓渦輪熱裂傾向性分析及預測

石照夏，董建新，張麥倉，鄭 磊

(北京科技大學 高溫材料及應用研究室，北京 100083)

提高發動機動力性能、降低燃料消耗和減少廢氣排放污染是汽車發動機發展的主要目標，采用渦輪增壓技術已成為實現上述目標的有效措施之一[1?3]。渦輪增壓器利用發動機排出的廢氣能量推動渦輪室內的渦輪，渦輪帶動同軸的葉輪，葉輪將來自空氣濾清器的空氣壓縮，使之增壓進入氣缸。當發動機轉速加快時，氣缸進氣量增加，從而提高了發動機的輸出功率。在新一代小型發動機中，尾氣溫度在局部區域甚至超過了850 ℃，渦輪轉速快，葉片長期承受多種交變應力的作用，因此，要求渦輪材料具備較好的耐熱性和高溫力學性能[4?6]。

K418鎳基鑄造高溫合金因具有足夠的熱強性、熱穩定性和良好的抗機械疲勞和熱疲勞性能等優點，目前被廣泛用于制作汽車增壓渦輪。增壓渦輪葉片薄且曲率變化大，因此實際生產中采用熔模鑄造的方法澆注渦輪時，葉片極易產生熱裂。目前生產廠家多采用“經驗+試驗”的方法摸索減少鑄件熱裂缺陷的改進工藝，但這不僅浪費昂貴的合金和型殼材料，增加成本，而且使得工藝改進周期延長。計算機模擬技術的發展及其在鑄造領域的應用為人們認識鑄件充型和凝固過程提供了有效途徑。通過直觀地觀察鑄件充型和凝固過程，可以預測熱裂、縮孔、縮松等缺陷的產生情況，從而實現了鑄造工藝的優化設計，以確保鑄件質量，降低生產成本，縮短試制周期[7?10]。

國內外對車用增壓渦輪用 TiAl合金進行了大量研究，如成分和組織對TiAl合金持久性能的影響以及TiAl合金的組織和力學性能等研究[4?5]。此外，眾多學者對Inconel713C和GMR235等車用增壓渦輪用高溫合金的研究主要集中在組織控制和性能提高等方面[11?13]。由于熱裂這一鑄造缺陷的存在不僅使渦輪生產廠家的成品率僅維持在現有水平，一定程度上也制約了渦輪產品質量的提高。因此，尋求快捷、合適的方法預測渦輪熱裂，進而防止和控制熱裂的產生，并探索鑄件熱裂傾向最小的澆注工藝具有重要意義，但目前關于這方面的研究鮮見報道。

本文作者以K418合金車用增壓渦輪為研究對象，采用已經實際工程驗證的鑄造專用數值模擬軟件ProCAST對渦輪鑄造過程進行模擬，動態地觀察渦輪的充型和凝固過程。在此基礎上，結合熱裂產生機理與預測判據，模擬并預測不同澆注工藝下渦輪的熱裂情況，討論了澆注溫度和模殼溫度對渦輪熱裂的影響，以期為獲得高質量渦輪產品的優化工藝提供參考。

1 凝固過程數值模擬

1.1 試驗鑄件及模型的建立

某型號車用增壓渦輪采用 K418鎳基鑄造高溫合金通過無余量整體熔模鑄造成型，其外形如圖1(a)所示。渦輪由12個葉片及輪盤組成，渦輪盤尺寸較大，最大尺寸為d 98 mm，最小壁厚僅為2.5 mm，帶有d 29 mm的渦輪軸；渦輪葉片長而薄，葉片高約為 31.5 mm，葉片自葉根向葉尖方向厚度逐漸減小，葉尖處壁厚不足 1 mm。此熔模鑄造渦輪屬小型件，為了提高生產效率和成品率，多采用組樹的方法，一型多件同時澆注。為便于工藝上的研究分析，本文作者取單個帶內澆道的渦輪進行模擬。鑄件內澆道采用Pro/Engineer三維實體造型軟件進行造型，具體尺寸如圖1(b)所示。K418合金渦輪精鑄過程采用熱殼澆注，模殼溫度很高，冷卻過程必須考慮模殼與周圍環境的輻射換熱，因此模擬中考慮模殼與車間環境的輻射換熱，造型時建立一個d 138 mm×147 mm的圓柱形扣箱將整個鑄件內澆道包裹于其中。

圖1 某型號車用增壓渦輪外形及內澆道實體造型Fig.1 External appearance of certain type of auto turbocharger turbine wheel and solid modeling of internal sprue(Unit: mm): (a)External appearance; (b)Solid modeling of internal sprue

1.2 網格剖分

鑄件澆道的幾何模型從Pro/Engineer軟件中導出IGS格式，隨后導入ProCAST軟件的MeshCAST模塊中進行面網格劃分。由于渦輪不同部位厚度相差較大，同時綜合考慮薄葉片部分的計算精度和模擬計算量，采用不同的網格長度劃分鑄件面網格，渦輪葉片部分的網格大小為 1 mm，渦輪盤、渦輪軸及澆道的網格長度為3 mm，扣箱的網格長度為6 mm。面網格劃分成功后，考慮到實際模殼的形狀和厚度，采用MeshCAST中自動生成型殼的Shell功能，在鑄件外生成7 mm厚的模殼，最后進行體網格劃分。鑄件、模殼和扣箱的網格劃分結果如圖2所示，模型中節點數為155 713，有限元體網格數為747 870。

圖2 鑄件、模殼及扣箱的網格模型Fig.2 Grid models of casting (a), shell (b)and enclosure (c)

1.3 材料的熱物性參數和力學性能參數

模擬中鑄件材料為K418合金，其主要成分如表1所列。該合金是一種以γ′ 相沉淀強化為主的鎳基高溫合金，γ′ 相的質量分數約為 55%，枝晶間 γ+γ′ 共晶相體積分數約為2%，此外，還含少量MC碳化物和極少量M3B2硼化物。

表1 K418合金的主要成分Table 1 Main chemical composition of K418 superalloy(mass fraction, %)

K418合金計算中所用的相關物性參數利用ProCAST自帶的材料數據庫，將表1中元素的質量分數輸入材料數據庫中，采用軟件推薦的Scheil模型，通過 ProCAST與熱力學數據庫和應力數據庫自動連接，計算得到合金的熱物性參數和力學性能參數。模殼材料采用鋯砂，其熱物性參數在ProCAST軟件數據庫中選取。

1.4 邊界條件、初始條件及運行參數設置

計算得到K418合金固相線和液相線溫度分別為1 178和 1 346 ℃。實際生產中合金的澆注溫度為1 450～1 500 ℃，通常低于 1 500 ℃，模殼溫度為 900 ℃左右。模擬計算中采用1 450和1 500 ℃兩種澆注溫度以及900和950 ℃兩種模殼溫度，對比分析澆注溫度和模殼溫度對熱裂缺陷的影響。應力模擬計算采用熱彈塑性模型，將模殼定義為剛性，即參與接觸計算，但不進行應力計算。澆注考慮輻射換熱、導熱和對流換熱，設定鑄件與模殼之間的換熱系數為 650 W/(m2·K)，采用重力澆注，澆注速度約為 0.15 m/s。終止計算的條件設置為溫度低于 800 ℃，除將TFREQ(溫度結果保存間隔)和 SFREQ(應力結果保存結果)值改為5外，其余運行參數采用重力澆注默認設置。前處理完畢后，運行 ProCAST得到金屬液充型以及凝固過程中的溫度場和應力場求解結果。

2 模擬結果及分析

2.1 充型過程

圖3所示為在模殼溫度為 900 ℃、澆注溫度為1 450 ℃的澆注工藝下金屬液通過內澆道的充型過程模擬結果。由圖3可知，金屬液澆注到內澆道后，液態金屬依靠靜壓力流入渦輪型腔，首先充滿底部渦輪軸，然后自下而上充滿葉片，之后在內澆道的下部相遇，最后上升到內澆道口。充型完整，不會發生冷隔、澆注不足等缺陷，完成整個充型過程約需1.5 s。

圖3 模殼溫度為900 ℃、澆注溫度為1 450 ℃時鑄件充型過程的溫度場分布Fig.3 Distribution of temperature field of filling process of casting at shell temperature of 900 ℃ and pouring temperature of 1 450 ℃: (a)0.5 s; (b)0.8 s; (c)1.1 s; (d)1.5 s

2.2 凝固時間分布

圖4所示為模殼溫度為900 ℃，澆注溫度為1 450℃的澆注工藝下鑄件的凝固時間分布。由圖4可知，鑄件凝固時間最長的部位為圖中紅色區域的內澆道，凝固時間最短的部位為紫色區域的葉片前端。葉片、渦輪軸部、渦輪盤及內澆道等不同部位凝固時間相差極大，葉片前端在30 s內即完全凝固，渦輪軸部及渦輪盤凝固減緩，內澆道最后凝固。此凝固順序有利于保證渦輪自下而上的凝固順序，使縮孔、縮松等缺陷集中在最后凝固的內澆道部位，從而保證了渦輪的質量。

2.3 溫度場和固相分數分布

圖5所示為模殼溫度為900 ℃、澆注溫度為1 450℃的澆注工藝下，鑄件凝固初期的溫度場分布和相應的固相分數分布情況。由圖5可知，金屬液充滿型腔后，厚度最薄的葉片前端溫度首先降至1 178 ℃(合金固相線溫度)以下，即完成凝固。此時葉片根部、渦輪軸部、渦輪盤及內澆道溫度雖已降低至1 346 ℃(合金液相線溫度)以下，但仍高于合金的固相線溫度，這些部位的合金液此時處于固液兩態共存區。

圖4 模殼溫度為900 ℃、澆注溫度為1 450 ℃時鑄件凝固時間分布Fig.4 Distribution of solidification time of casting at shell temperature of 900 ℃ and pouring temperature of 1 450 ℃

圖5 模殼溫度為900 ℃、澆注溫度為1 450 ℃時鑄件溫度場和固相分數分布Fig.5 Distribution of temperature field and solid fraction of casting at shell temperature of 900 ℃ and pouring temperature of 1 450 ℃: (a)Temperature field; (b)Solid fraction

2.4 應力場分布和熱裂傾向分布

ProCAST軟件除了在應力場計算方面較其他同類軟件具有較大優勢外，還可以在應力計算中對熱裂敏感性進行計算。在 ProCAST軟件中定義了熱裂指數，通過啟用熱裂指示器來表達該指數，從而定性地描述鑄件發生熱裂的傾向。熱裂指示器是一種應力驅動模型，其理論基礎是基于凝固過程中產生的全部應力，當固相率為50%～99%時，計算給定節點的彈性和塑性應力變形。

圖6所示為在模殼溫度為 900 ℃、澆注溫度為1 450 ℃的澆注工藝下，鑄件凝固初期的應力場分布和相應時刻的熱裂傾向分布情況。由圖6(a)可以看出，凝固開始時，隨著葉片前端的即刻凝固，葉片部位首先產生拉應力，最早凝固的葉稍處應力最大，其中曲率較大的部位應力集中最為嚴重。由圖6(b)所示的鑄件熱裂傾向模擬結果可知，凝固初期渦輪的熱裂情況與應力場的模擬結果一致，即葉片前端熱裂傾向較大，曲率較大的部位熱裂傾向最大。

圖6 模殼溫度為900 ℃、澆注溫度為1 450 ℃時鑄件應力場分布和熱裂傾向Fig.6 Distribution diagram of stress field and hot tearing at shell temperature of 900 ℃ and pouring temperature of 1 450℃: (a)Stress field; (b)Index of hot tearing

圖7所示為實際生產中渦輪葉片產生熱裂的部位。由圖7可知，熱裂紋通常出現在渦輪葉片上曲率較大的葉稍部位。由此可知，模擬得到的熱裂結果與實際生產中的熱裂情況基本吻合。

為深入分析渦輪葉片的熱裂機制，在葉稍上從垂直于渦輪軸的方向等距離選擇7個節點，以研究凝固過程中葉片上熱裂的產生過程，如圖6(b)所示。圖8所示為渦輪葉稍處節點的溫度、固相分數和應力隨時間的變化。由圖8可知，位于葉片最下端的節點1不到13 s即完全凝固，葉稍處其他幾個節點的凝固時間相差不大，均約為18 s。在凝固過程的前8 s內，各個節點的固相分數均小于 0.9，在此前的凝固過程中幾乎不產生應力。隨著凝固過程的進行，當固相分數大于0.9時，葉稍各節點處開始產生拉應力。當固相分數接近1.0時，拉應力急劇增大，其中節點3和4處產生的拉應力最大，均大于50 MPa，其余節點在固相分數接近1.0時產生的拉應力為18～45 MPa。

圖7 鑄件實際熱裂部位Fig.7 Practical cracked area of casting: (a)Turbine 1;(b)Turbine 2; (c)Turbine 3

熱裂是鑄件在凝固末期，固相分數高達0.9、幾乎接近1.0時形成的一種鑄造缺陷，此時溫度處于線收縮開始溫度到固相線溫度區間內，即有效結晶溫度范圍[14?16]。強度理論認為，在有效結晶溫度范圍內的合金本身處于“脆性”階段，合金的強度和塑性極低。鑄件凝固末期，處于脆性區的鑄件，當固相骨架已經形成并開始線收縮后，由于收縮受阻，鑄件局部產生收縮應力及塑性變形。若收縮應力或塑性變形超過合金在該溫度下的強度極限和伸長率，鑄件即發生熱裂[17?19]。凝固過程中產生的應力或塑性變形越大，鑄件的熱裂傾向性越大。此外，CLYNE和 DAVIES[20]及 HATAMI等[21]有關熱裂形成的判據中定義了一個熱裂傾向系數(Hot-cracking susceptibility coefficient,ηHCS)，即

式中：t0.99、t0.9和 t0.4分別代表固相分數為 0.99、0.9和0.4所對應的時間。可以看出，合金凝固過程中固相分數處于0.99～0.9這一階段的時間越長，熱裂傾向性越大。因此，可以從凝固過程中產生的拉應力和處于熱裂敏感區的時間兩方面來考察鑄件的熱裂傾向性。

增壓渦輪結構復雜，各個部分厚薄不同，導致葉稍、葉根和渦輪軸部的冷卻情況不同，薄的葉片部分凝固較快，尺寸較大的渦輪軸和渦輪盤凝固較慢，因此造成各部分溫度分布不均勻，凝固時間和收縮量不同。同時渦輪各部分聯為一個整體，彼此間互相制約，因而在先凝固的葉稍部分首先產生了拉應力，當拉應力達到一定值時通過產生裂紋來釋放，即發生熱裂。對照圖7可知，渦輪葉片實際熱裂部位基本位于節點3和4之間的葉片部位。由此可知，當固相分數接近1.0時，葉稍處各節點均產生拉應力。葉片曲率變化大的區域易形成應力集中，因此，節點3和4所在區域的拉應力大于其他部位的拉應力，導致此處更易發生熱裂。

2.5 不同澆注工藝下的熱裂對比

通過充型和凝固過程的數值模擬，較真實全面地反映了渦輪的實際凝固過程，模擬過程中的熱裂傾向也與實際情況吻合良好。為了考察工藝對渦輪產生熱裂的影響，選取1 450和1 500 ℃的澆注溫度及900和950 ℃的模殼溫度，采用不同的溫度參數交叉模擬渦輪的熱裂情況。圖9所示為不同澆注溫度和模殼溫度下熱裂傾向較嚴重的節點4的溫度隨時間的變化。從圖9可以看出，模殼溫度為 900 ℃時，1 450和1 500 ℃兩種澆注溫度下節點4的凝固所需時間差別不大。模殼溫度提高后，冷卻速率減緩，凝固時間延長，其中高模殼溫度、高澆注溫度下節點4凝固所需時間最長。這是由于模殼溫度與澆注溫度越高，凝固過程中鑄件與模殼的界面溫差越小，鑄型冷卻作用減弱，鑄件凝固所需時間延長。

圖8 葉稍處節點溫度、固相分數和拉應力隨時間的變化曲線Fig.8 Variations of temperature (a), solid fraction (b)and tensile stress (c)with time at different nodes in blade margin

圖10所示為不同澆注溫度和模殼溫度下節點 4的固相分數和應力隨時間的變化。由圖10可知，不同澆注工藝下節點4的應力都在固相分數達到0.9時產生，且在固相分數逐漸接近 1.0時急劇增加。低模殼溫度和低澆注溫度及高模殼溫度和高澆注溫度的澆注工藝下，固相分數接近1.0時，產生的應力均大于50 MPa，且模殼溫度為950 ℃、澆注溫度為1 500 ℃時，應力高達約60 MPa；采用低模殼溫度和高澆注溫度及高模殼溫度和低澆注溫度的澆注工藝，凝固終了時產生的應力均低于50 MPa，且當模殼溫度為950 ℃、澆注溫度為1 450 ℃時，產生的應力小于40 MPa。觀察節點4在不同澆注條件下固相分數處于0.9～0.99的時間可知，采用 950 ℃的高模殼溫度和 1 500 ℃的高澆注溫度時約為11 s，其他澆注條件下此時間約為7 s。由此可知，采用高模殼溫度和高注溫度不僅導致節點4在凝固過程中所受應力增大，而且使節點處于熱裂敏感區的時間延長，不利于控制鑄件的熱裂傾向。而同時采用高模殼溫度和低澆注溫度的澆注條件時，一方面降低了凝固過程中產生的應力，另一方面還縮短了鑄件處于熱裂敏感區的時間，因而有利于降低鑄件的熱裂傾向。因此，對于該渦輪鑄件，采用較高的模殼溫度和較低的澆注溫度有利于降低鑄件的熱裂傾向。

圖9 不同模殼溫度和澆注溫度下節點 4的溫度隨時間的變化Fig.9 Variation of temperature with time for node 4 at different shell temperatures and pouring temperatures

圖10 不同模殼溫度和澆注溫度下4節點固相分數和粒應力隨時間的變化Fig.10 Variations of solid fraction and tensile stress with time for node 4 at different shell temperatures and pouring temperatures:(a)Shell temperature of 900 ℃ and pouring temperature of 1 450 ℃; (b)Shell temperature of 900 ℃ and pouring temperature of 1 500 ℃; (c)Shell temperature of 950 ℃ and pouring temperature of 1 450 ℃; (d)Shell temperature of 950 ℃ and pouring temperature of 1 500 ℃

3 結論

1)利用ProCAST鑄造模擬軟件模擬了不同澆注溫度和模殼溫度下K418合金車用增壓渦輪的充型和凝固過程，分析了鑄造過程中鑄件的流場、溫度場、固相分數和應力場模擬結果，預測了渦輪的熱裂傾向與分布，模擬結果與生產實際基本吻合。

2)凝固過程中渦輪各部分厚度不同，導致葉稍與其他部位的冷卻情況不同，造成渦輪各部分溫度分布不均勻，凝固時間和收縮量不同，因而在最先凝固的葉稍部位產生了拉應力，拉應力達到一定程度即通過產生熱裂來釋放；凝固過程中鑄件所受拉應力越大，處于熱裂敏感區的時間越長，熱裂傾向性越大。

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