FGH96合金涡轮盘风冷淬火过程数值模拟

Numerical simulation on air-cooled quenching process of FGH96 superalloy turbine disks

摘要

固溶热处理后的冷却过程是影响粉末高温合金涡轮盘组织和性能的关键过程，采用数值模拟研究了风冷过程气体流速、气管直径、旋转等工艺参数对涡轮盘毛坯温度分布、冷速的影响。结果表明，更高的气体流速、较小的气管直径，可强化涡轮盘毛坯表面换热，使其内部建立更大的温度梯度，获得更高的冷速；在盘坯旋转时，盘坯内部温度梯度更小，温度分布更均匀。采用数值模拟优化的风冷淬火工艺参数，即气体流速模型3、气管直径为10 mm、盘坯旋转进行实验验证。风冷淬火盘坯各位置晶粒尺寸均匀，为ASTM7.5~8级，与常规油淬盘坯一致。风冷淬火盘坯表面二次γ′相平均尺寸细小，约为200 nm，主要呈球形和方形；盘缘次之，约320 nm，主要呈方形；幅板和心部二次γ′相平均尺寸较大，约370~410 nm，主要呈蝶形。风冷淬火盘坯各位置二次γ′相平均尺寸和形貌的变化规律与油淬盘坯一致，但尺寸更小，蠕变性能优于油淬盘坯，是十分有应用前景的涡轮盘热处理淬火工艺。

Abstract

The cooling process following solution heat treatment significantly influences the microstructure and mechanical properties of powder metallurgy superalloy turbine disks. This study investigates the effects of air-forced cooling process parameters， including gas flow rate， air pipe diameter， and disk rotation， on the temperature distribution and cooling rate of turbine disk billets.The results reveal that an increase in the gas flow rate enhances the surface heat transfer of the turbine disk billet， creating a larger temperature gradient and achieving a higher cooling rate. When the gas flow rate remains constant， reducing the air pipe diameter leads to an increase in the local gas flow velocity， thereby strengthening the surface heat convection and raising the cooling rate. During rotation， the internal temperature gradient of the disk is reduced， resulting in a more uniform temperature distribution.The optimized air-forced cooling parameters， namely a gas flow rate of 240 m/s， an air pipe diameter of 10 mm， and disk rotation， are validated through experiments. After heat treatment， the grain size is uniformly distributed， measuring ASTM 7.5-8. The closer to the surface of the turbine disk billet， the higher the cooling rate， the finer the γ' phase， and the better the creep performance. Conversely， the core of the turbine disk billet has the lowest cooling rate， a coarser γ' phase size， and relatively poor creep performance.The grain size and creep properties of turbine disk billets quenched by air-forced cooling are comparable to those quenched by conventional oil cooling. Moreover， the creep plastic elongation at 68 h during creep is superior to that of oil-cooled quenching. Therefore， air-forced cooling quenching holds great promise as a turbine disk preparation process.

Graphical abstract

关键词

风冷淬火 / 数值模拟 / 涡轮盘 / 粉末高温合金

Key words

air-cooled quenching / numerical simulation / turbine disk / powder metallurgy superalloy

涡轮盘是航空发动机关键热端部件之一，其性能水平对发动机及飞机的性能、服役寿命和可靠性具有决定性作用^［1-4］。粉末高温合金具有优异的高温强度、抗蠕变、耐腐蚀等性能，当前已成为制备先进航空发动机涡轮盘的首选材料^［5-6］。在涡轮盘复杂的研制工艺流程中，热处理由于能够决定涡轮盘的显微组织和综合力学性能，成为涡轮盘研制的关键工序之一。热处理工艺参数包括固溶温度、保温时间、冷却速度，其中固溶温度和保温时间对盘件的晶粒度起决定性影响，而冷却速度将决定γ′相析出的尺寸、形态和数量（体积百分数）^［7-10］。γ′相是粉末高温合金的主要强化相，γ′相析出对粉末高温合金及其制件的蠕变性能存在较大影响，因此固溶热处理后的冷却过程控制极其关键，是国内外粉末高温合金热处理工艺研究的重要方向。

粉末高温合金涡轮盘固溶热处理后的淬火冷却通常为风冷和油冷/盐冷相结合的方式，风冷获得较低的盘件入油/入盐温度，降低淬火应力，油冷/盐冷可形成较大的温度梯度，实现盘件的快速冷却和γ′相的充分析出^［11-13］。但对于形状复杂，截面尺寸大的盘件，油冷/盐冷无法有针对性地提高盘件心部冷速，导致盘件心部冷速较低，表面和心部冷速差异较大，无法满足提高力学性能和降低残余应力的要求。随着航空发动机涡轮盘制造水平的提升和绿色制造理念的推广，国外航空发动机制造先进国家，在21世纪初开始开发全过程风冷的涡轮盘淬火技术，例如，目前已实现工程应用的Ladish Super Cooler^TM工艺^［14］。该工艺凭借特殊喷嘴设计的淬火冷却设备，对复杂结构的航空发动机盘件进行表面喷气冷却，通过控制压缩空气流速和流量，实现盘件不同位置的冷速控制，从而提高盘件的力学性能和降低盘件残余应力。同时该工艺也有利于降低涡轮盘制造成本，国外已逐渐替代了传统的油淬/盐淬工艺。目前国内有关粉末高温合金淬火冷速对力学性能的影响研究比较深入^［15-17］，但粉末高温合金涡轮盘全过程风冷淬火技术研究鲜见报道，因此有必要进行研究。

本工作基于粉末高温合金涡轮盘毛坯（以下简称“盘坯”）风冷淬火实验设备，建立了盘坯风冷淬火的三维模型，对盘坯风冷淬火过程进行了仿真模拟，研究气管流速、气管直径、盘坯旋转对风冷过程盘坯温度场和冷速的影响，为制定盘坯风冷淬火实验参数提供依据。随后进行了盘坯风冷淬火实验，并将风冷淬火后的盘坯显微组织与蠕变性能与油淬盘坯进行对比分析，验证了全过程风冷淬火的可行性和先进性。

1 实验材料与方法

1.1 实验材料

盘坯采用FGH96合金，化学成分（质量分数/%）为：15.00~16.50Cr，12.50~13.50Co，3.80~4.20W，3.80~4.20Mo，2.00~2.40Al，3.50~3.90Ti，0.60~1.00Nb，0.02~0.05C，0.006~0.015B，0.025~0.050Zr，Ni余量。数值模拟和实验采用的FGH96合金盘坯外径约为660 mm，内径约为220 mm，盘坯厚度呈阶梯分布，轮毂部位约160 mm，辐板和轮缘部位约60 mm，外侧试样环部位约40 mm。盘坯截面及风冷过程温度检测点示意图如图1所示，图中1~6代表盘坯截面上6个不同的温度检测点。盘坯主要制备工艺流程包括真空感应熔炼制备母合金、氩气雾化制备合金粉末、粉末筛分、粉末真空除气包套、热等静压致密化、热挤压制坯、等温锻造成形、热处理组织调控。

1.2 数值模拟

由于盘坯径向尺寸较大，轴向尺寸较小，且含有内孔，因此风冷淬火时需在上表面、下表面及中心孔处布置一定数量的气管。当一定流速的气体从气管喷出时，与涡轮盘表面形成强制对流换热，从而实现盘坯的风冷淬火。图2为盘坯风冷淬火过程三维模型的1/18，盘坯周围共布置9组气管，其中上表面各布置4组气管，从内到外依次编号为1、2、3、4；下表面与上表面对称布置4组气管，从内到外依次编号为5、6、7、8；中心孔内布置1组气管，编号9，该组气管沿盘坯轴向均布9圈。1~9组气管沿盘坯周向均布，每圈18支，由此形成气管在轮毂部位分布密集、轮缘部位分布稀疏的布局模式，从而提高轮毂厚大部位换热效率，降低风冷过程中盘坯各部位温度差异。为了研究风冷数值模拟过程中盘坯各位置的温度变化，在盘坯截面上选取了6个温度检测点（图1）。点1、2、3位于盘坯中线高度，依次为轮缘、辐板、中心孔位置；点4和5分别为轮毂上、下近表面位置，点6为盘坯最大截面内切圆的圆心。点3、5距盘坯表面为5 mm，点4进一步向内移动5 mm，即距盘坯表面10 mm，点1、2距离盘坯表面约30 mm，点6距盘坯表面最远，约50 mm。

对图2物理模型进行网格划分，盘坯区域为FGH96合金，盘坯外部区域为气体。为提高计算精度，盘坯表面及气管处的网格较密，其他位置网格较疏。对盘坯风冷过程的网格进行了无关性验证，考虑到计算精度及计算能力，最终选取网格总数为1100万，其中盘坯网格37万，流场区域网格1063万，盘坯风冷模型网格划分如图3所示。

采用商用软件Fluent对盘坯风冷淬火过程的流场及温度场进行计算，气相湍流模型采用标准k-ε模型，盘坯辐射传热过程采用离散坐标辐射模型（DO模型）。气体比热为1005 J/（kg·K），导热系数为0.0242 W/（m·K）；FGH96合金盘坯的比热、导热系数随温度变化曲线图4所示。

盘坯风冷模拟的边界条件为：

（1）壁面条件：气管表面和盘坯表面均为壁面边界条件。盘坯初始温度为固溶热处理保温温度（1150 ℃）。气体初始温度为90 ℃，通过测量实际风冷装置气管出口气体温度获得。

（2）压力边界条件：环境压力为0.101 MPa，计算域边界条件为压力出口条件，出口压力与环境压力相同。

（3）速度入口条件：气管出口处采用速度入口边界条件，通过更改气管输入流速，对速度参数进行优化，并给定方向和压升。

基于前期模拟结果和风冷淬火设备能力，针对气管流速建立了3种模型，每种模型各组气管的气体流速如表1所示。模型1的1~3、5~7、9组气管气体流速为160 m/s，考虑到盘坯边缘厚度较小，4、8组气管气体流速稍低，为150 m/s；模型2、模型3提高了各气管气体流速，即1~3、5~7、9组气管气体流速分别为200、240 m/s，4、8组气管气体流速分别为180、220 m/s。3种模型除气体流速外，其他参数相同且盘坯保持静止，如表2所示的模拟1^# ~ 3^#。为研究风冷淬火时气管直径对盘坯温度和冷速的影响，采用直径为10、15、20 mm的气管分别进行了数值模拟，各气管气体流量均采用模型3对应流量，盘坯保持静止，如表2所示的模拟3^# ~ 5^#。研究盘坯旋转对风冷淬火效果的影响时，盘坯转速设定为12 r/min（与常规风冷+油冷淬火过程中时盘坯转速相同）如表2所示的模拟6^#。

1.3 组织性能分析

采用数值模拟优化的工艺参数对盘坯进行固溶热处理后的风冷淬火实验，另外，取一盘坯采用常规风冷+油冷淬火作为对照。将两件盘坯按相同工艺（760 ℃保温16 h后炉冷）进行时效热处理，随后开展组织性能分析。按图1所示的6个温度检测位置进行取样，依次用400^#、600^#、800^#、1000^#、1200^#砂纸打磨样品，然后进行机械抛光。晶界腐蚀采用10 g CuCl₂ + 50 mL C₂H₅OH + 50 mL HCl混合溶液，腐蚀时间为90 s；γ基体腐蚀采用电解抛光和电解腐蚀，电解抛光采用80 mL CH₃OH + 20 mL HCl混合溶液，25 V电解15 s，电解腐蚀采用170 mL H₃PO₄ + 10 mL H₂SO₄ + 15g Cr₂O₃混合溶液，15 V电解1~3 s。利用LEICA DM8000 M型光学显微镜观察显微组织，按GB/T 6394进行晶粒度评级。采用FEI Nova Nano SEM450型场发射扫描电子显微镜观察γ′相形貌。在RDL100型电子蠕变持久试验机进行704 ℃/690 MPa蠕变性能测试。

2 仿真结果与分析

2.1 气体流速的影响

盘坯采用不同气体流速模型风冷60、300、600 s时的温度场如图5~7所示。可见盘坯风冷过程中，盘坯表面温度低于心部，距离盘坯表面越远温度越高。盘坯表面由于高速气体的直接喷射形成强制对流换热，因此散热较快，温度较低。盘坯表面温度降低后，与内部建立起温度梯度，内部热量通过热传导向表面传热，温度逐渐降低。由于盘坯轮毂部位厚大，截面最大内切圆半径接近50 mm，因此轮毂中心不易散热，温度最高。盘坯心部和表面温度梯度越大，越有利于热量传导。升高气体流速，盘坯表面对流换热增强，盘坯温度梯度增大，因此，不同气体流速模型相同风冷时刻的盘坯各位置温度关系为：模型1>模型2>模型3。

不同气体流速模型对应的检测点1~6温度曲线和冷速曲线分别如图8所示，各检测点最大冷速及对应温度和时间如表3所示。不同气体流速模型下，相同检测点温度曲线和冷速曲线变化趋势一致。风冷初期，近表面检测点3、4、5与气体温差较大，形成强烈对流换热。其中点3、5距盘坯表面最近，风冷第1 s时即可达到最大冷速；点4距表面相对较远，风冷第4 s方可达到最大冷速。点5位于盘坯下表面，气体对流换热较快，模型1~3对应的最大冷速可分别达1015、1099、1175 ℃/min。点3位于中心孔位置，气流换热效率较低，因此冷速低于点5，模型1~3对应的最大冷速分别为812、917、1019 ℃/min。点4距盘坯表面比点3、5远，需先经历较长距离的热传导，再由表面气体将热量带走，因此风冷前4 s内冷速逐渐上升，到第4 s达到最大值，模型1~3分别为467、523、575 ℃/min。在气流持续作用下，盘坯表面热量不断散失，温度逐渐下降，与气体的温差逐渐减小，因此盘坯近表面检测点3、4、5冷速达最大值后快速下降并逐渐趋于平缓。

盘坯内部检测点1、2、6冷速变化规律与点4相似，即先升高后下降，最终趋于平稳。但点1、2、6距盘坯表面更远，冷速上升缓慢，达到的最大冷速也较低。点1、2所在位置盘坯厚度相同，几乎同时达到最大冷速，但点1更靠近盘坯边缘，散热条件更好，因此冷速高于点2。气体流速模型1~3条件下，点1、2风冷约40 s最大冷速，点1分别为158、172、189 ℃/min，点2分别为137、153、167 ℃/min。点6距离盘坯表面最远，需风冷130~140 s方可达到最大冷速，且其最大冷速也低于其他5个检测点，分别为98、107、115 ℃/min。

可见相同检测点，气体流速越大，达到的最大冷速越高。这是由于提高气体流速加速了盘坯表面对流换热，一方面使盘坯表面冷速增大，另一方面使盘坯表面温度迅速下降，在盘坯内部建立起更大的温度梯度，提高了盘坯内部热传导效率，提高了盘坯内部的冷速。

2.2 气管直径的影响

气管直径为10、15、20 mm风冷300 s时的截面温度云图如图9所示，可见盘坯心部和外表面温度梯度分别为50、30、20 ℃，此时盘坯心部检测点6的冷速分别为62、54、50 ℃/min。因此采用气管直径为10 mm风冷时盘坯温度梯度和冷速最大，风管直径为15 mm风冷时次之，风管直径为20 mm风冷时盘坯温度梯度和冷速最小。这是因为气体流量相同时，直径小的气管出口气体流速更快，强制对流换热更强，冷速更高；相反气管直径增大，气体流速变小，冷速较低，但此时气流能够覆盖的工件表面积变大，盘坯内部的温度梯度减小，温度分布更均匀。

2.3 盘件旋转的影响

采用气体流速模型1，气管直径为10 mm模拟盘坯旋转时的温度场，如图10所示。与图5的温度场进行对比，可见盘坯静止时，由于气管离散分布，因此盘坯表面温度也呈现离散分布，气管正下方冷速较高，温度较低。当盘坯旋转时，表面温度在周向分布更加均匀，截面等温线更稀疏，温度梯度更小。

静止和旋转盘坯不同时刻的最高温度、最低温度和温差如表4所示。由于盘坯心部主要通过热传导换热，传热较慢，因此相同风冷时刻，静止和旋转盘坯的最高温度差别不大。但盘坯旋转分散了气管对盘坯表面的急冷作用，因此旋转盘坯表面的最低温度明显高于静止盘坯，整体上温度分布更均匀。

3 实验验证

对于涡轮盘毛坯这种较为厚大的结构而言，风冷淬火的关键是获得较大的冷速，保证盘坯各部位析出均匀细小的γ′相。经过以上模拟，优选的实验验证方案为：气体流速模型3、气管直径为10 mm、盘坯旋转。

3.1 晶粒度

盘坯固溶处理+风冷淬火+时效后的各位置金相组织如图11所示，可见盘坯不同位置显微组织均为等轴晶，分布均匀。与常规固溶处理+油冷淬火+时效热处理工艺盘坯相应位置的晶粒度进行对比，见表5，二者平均晶粒度等级均为ASTM 7.5~8级，基本一致。这是因为晶粒度主要受固溶温度和固溶保温时间影响，受淬火工艺影响较小^［18-19］。

3.2 γ′相形貌

固溶处理+风冷淬火+时效（风冷工艺）后的盘坯各位置的γ′相形貌如图12所示，由二次γ′相和三次γ′相组成，其中二次γ′相为风冷淬火初期析出，三次γ′相在风冷淬火后期和时效时析出。风冷盘坯各位置γ′差别明显，靠近表面的点3、4、5位置冷速较大，二次γ′相基本呈球形和方形，尺寸较小，平均尺寸约200 nm，三次γ′相十分细小，平均尺寸约5 nm。点1、2、6依次为轮缘、辐板、心部位置，冷速依次降低，二次γ′相形貌从方形、方形+蝶形到蝶形过渡，尺寸也不断变大，平均尺寸分别约320、370、410 nm，三次γ′相平均尺寸也依次增大，分别为8、12、15 nm。该实验结果与相关研究结果一致^［20-21］，冷速较大时，盘坯温度迅速下降，可形成较大过冷度，有利于γ′相的析出，但较高的冷速不利于γ′相形成元素的扩散，阻碍γ′相的长大，形成细小的球形γ′相；冷速较低时，盘坯温度下降较慢，有利于γ′相形成元素的扩散，使γ′相充分长大，形成方形γ′相，甚至相邻的方形γ′相互扩散和熔合，形成尺寸更大的蝶形γ′相。

图13为采用常规固溶处理+油淬+时效（油冷工艺）后盘坯各位置的γ′相形貌，由二次γ′相和三次γ′相组成。盘坯上表面（点4）二次γ′相基本呈球形，尺寸最小，平均尺寸约200 nm；盘坯下表面（点5）二次γ′相呈球形向方形的过渡状态，尺寸比点4位置大，平均尺寸约220 nm；中心孔（点3）位置的二次γ′相基本为方形，尺寸比点5位置大，平均尺寸为240 nm；轮缘（点1）位置的二次γ′相为方形和少量不完整的蝶形混合，平均尺寸为370 nm，幅板（点2）和心部（点6）三个位置的二次γ′相主要为蝶形，并有少量的方形，平均尺寸分别为390 nm和420 nm。盘坯各位置油淬时的换热方式和换热效率存在差异，盘坯近表面与淬火油直接接触，温度梯度大，淬火油流动快，且上表面淬火油流动性比下表面更好，因此综合换热效率较高，冷速较高；点3中心孔位置虽也与淬火油直接接触，但相对盘坯表面，淬火油流动慢，冷速低于表面点4和点5；其余点1、3、6位于盘坯内部，不与淬火油直接接触，通过相邻位置的三向热传导来冷却，因此相邻位置的温度梯度是影响冷速的主要因素，与其他三点相比冷速较低，部分二次γ′相逐渐由球形长大到方形和蝶形，这与图13风冷工艺的规律一致，但风冷淬火盘件的各位置二次γ′相平均尺寸比油冷盘件相应位置更细小。油冷盘坯各位置三次γ′相的形貌和尺寸与风冷工艺相比差别不大，这是由于三次γ′相主要是淬火后期和时效时析出，两种工艺差别不大。

3.3 蠕变性能

在700 ℃、690 MPa条件下测试盘坯蠕变性能，各位置68 h的塑性伸长率（ε_p ）如表6所示。由表可见无论采用风冷淬火还是油冷淬火工艺，盘坯各位置蠕变性能差异均较为显著，越靠近盘坯表面的位置蠕变性能越好，而盘坯心部（点6）蠕变性能较差。这主要是由于盘坯各位置的冷速差异导致析出的γ′相尺寸、形貌等产生差异，γ′相尺寸越大，蠕变变形时位错脱离γ′相钉扎的临界应力越低，蠕变性能越差^［22-23］。风冷淬火和油冷淬火盘坯各位置蠕变性能对比显示，风冷淬火的盘坯各位置蠕变68 h的塑性伸长率均低于风冷+油冷盘坯，这主要是因为风冷通过气体流速、气管直径等参数的优化，提高了盘坯冷速，析出的γ′相尺寸更细小。图14为油淬和风冷两种淬火方式的盘坯轮缘位置700 ℃时0.2%残余应变条件下的蠕变应力-寿命曲线，可以看出风冷淬火工艺的轮缘蠕变性能优于油淬工艺的。在涡轮盘服役条件下，盘缘温度最高，该位置的蠕变性能是发动机安全可靠工作的关键^［1，3］。

4 结论

（1）更高的气体流速、较小的气管直径，可强化涡轮盘毛坯表面换热，使其内部建立更大的温度梯度，获得更高的冷速；盘坯旋转时，盘坯内部温度梯度更小，温度分布更均匀。数值模拟获得了较优的盘坯风冷淬火工艺参数，即气体流速模型3、气管直径为10 mm、盘坯旋转。

（2）风冷淬火盘坯各位置晶粒度均匀， ASTM 为7.5~8级，与常规油淬盘坯的一致。风冷淬火盘坯表面各位置二次γ′相平均尺寸细小，约为200 nm，主要呈球形和方形；盘缘次之，二次γ′相平均尺寸约320 nm，主要呈方形；幅板和心部二次γ′相平均尺寸较大，为370~410 nm，主要呈蝶形。与油淬盘坯相比，风冷淬火盘坯各位置二次γ′相平均尺寸和形貌的变化规律一致，但尺寸更小。

（3）风冷淬火盘坯显微组织和蠕变性能分布规律与常规油淬盘坯相似，但盘缘蠕变性能优于油冷淬火工艺，因此风冷淬火是十分有应用前景的涡轮盘热处理淬火工艺。

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