650℃超超臨界鎳基高溫合金超高壓內缸 鑄造技術研究

李遙 楊曉兵 肖章玉 林平 岳磊 呂友清 鄧琴 方遷 張川 雷小波

(二重(德陽)重型裝備有限公司,四川 德陽 618013)

我國“相對富煤、缺油、少氣”的能源稟賦,決定火電將長期作為電源結構主體。根據國家“十四五”現代能源體系規劃要求,著力構建清潔低碳、安全高效的能源體系。而提高煤電發電效率,大力發展大容量高參數超超臨界電站是實現“雙碳”目標的其中一項重要方案。在所有提高燃煤發電機組的效率的方法中,提高蒸汽的進汽初溫無疑是最有效的方法之一[1]。經過多年的發展,蒸汽溫度參數不斷提高,汽缸等汽輪機部件用高溫鑄件材料也已經從Cr-Mo鋼發展成各類9%～12%Cr鐵素體鋼[2]。2023年8月31日,大唐鄆城630℃超超臨界二次再熱國家電力示范項目建設啟動,計劃安裝兩臺國產自主研發的新一代馬氏體耐熱鋼新型材料發電機組[3],機組參數達到35 MPa/615℃/630℃/630℃[4]。

研究表明,鐵素體/馬氏體鋼已不能滿足超過630℃超超臨界汽輪機高溫汽缸熱強度和抗腐蝕性的要求,材料是制約燃煤發電技術提升的關鍵。為實現更高等級先進超超臨界機組的用材需求,國內外正在開展高溫耐熱合金的研發工作,擬采用鎳基合金、鐵鎳基合金以及馬氏體不銹鋼等材料進行替代。美國在650℃主蒸汽的325 MW機組(Eddystone1)汽缸使用鑄造316系列奧氏體不銹鋼,但使用時面臨很多問題,例如熱疲勞裂紋等,使得工業上停止使用316奧氏體不銹鋼。英國Goodwin公司參與了歐洲的高參數電站機組研發計劃,采用MARBN馬氏體鋼澆注了9 t的試驗閥殼鑄件[5],但存在諸多問題,包括高溫持久強度不足,長期組織穩定性差,抗高溫蒸汽氧化性能不佳,且大型鑄件的可焊性尚未驗證。由ORNL和Capterpillar在347H(CF8C)基礎上通過優化析出相和組織穩定性,開發了CF8C-Plus,但該合金僅用于燃機端蓋鑄件制造,大型鑄件制造及其性能尚未驗證。Goodwin公司開發了11.5 t級IN625鎳基合金汽缸鑄件,但未進行相關實驗考核。日本三菱開發了適用于鑄件的LTES700,但其大型鑄件制造及其性能均未進行驗證。由此可見,目前國際上關于650℃超超臨界汽輪機高溫汽缸用鎳基耐熱合金及鑄件仍處于研發階段。

中國科學院金屬研究所開發了一種具有自主知識產權、高溫性能良好的鑄造鎳基高溫合金,并與二重裝備合作,開展該材料在12～20 t級超大型超高壓內缸鑄件試制研究工作。本文介紹了相關研究工作及生產制造數據,為該材料后續的工程化應用及推進我國更高參數燃煤機組制造提供參考。

1 技術要求及制造難點分析

1.1 鑄件結構信息介紹

超高壓內缸鑄坯最大輪廓尺寸為2007 mm×1660 mm×1133 mm,缸體主體為回轉結構,壁厚290～370 mm,缸背帶有一變截面的狹小汽道,汽道壁厚為140 mm,背面有230 mm厚大凸臺。中分面氣道位置兩側均有340 mm厚法蘭。從產品結構分析,主要有以下5個鑄造難點:(1)汽道空間狹小,該位置砂芯的制造及強度保障難度大,砂芯在高溫下變形風險高。(2)產品壁厚厚大,蓄熱量大,汽道空間狹小,散熱條件差,易產生燒結、粘砂缺陷。(3)缸壁厚大,凝固過程芯部溫度梯度小,中心區域趨于糊狀凝固,易產生中心疏松缺陷。(4)汽道的底部凸臺厚大,缸壁薄,熱節所處位置不利于補縮,易產生疏松缺陷。(5)缸體的汽道與各位置法蘭、凸臺、缸壁的壁厚差異大,凝固收縮應力較大,裂紋風險較高。產品的結構見圖1。

圖1 超高壓內缸鑄坯三維結構

1.2 鑄件材料要求

該材料屬于鎳基高溫合金,其性能指標要求苛刻。從熔煉及凝固特性分析,主要有以下3個方面的難點:(1)材料的化學成分控制難度大,其中元素C、氣體元素O、N和極易氧化元素B的含量均要求低,鋼水冶煉過程需要脫碳去氧。(2)材料性能受雜質元素、夾雜物的影響較大,對鋼液純凈度及澆注過程質量的控制要求極高。(3)該材質在如此大型復雜結構的凝固補縮特性未有相關制造經驗可借鑒,保證鑄件內部的致密度是產品制造的一大難點。

1.3 鑄件無損檢測及尺寸控制要求

鎳基高溫合金因其易出現晶粒粗大、混晶[6],超聲檢測無法評判缺陷大小和位置,鑄件需要進行100%RT檢測以評判其內部質量狀況,因RT檢測目前僅能發現缺陷而無法實現缺陷的定位,加之鑄件本身壁厚厚大,使得缺陷返修難度高,對鑄件的內部質量提出更高要求。

鎳基合金加工困難,其主要表現為:(1)常溫和高溫強度高,切削力大;(2)熱導率低,加工過程中切削溫度高;(3)加工硬化傾向大,切削困難。鑄件除汽道、法蘭位置為毛坯面外,其余全為加工面,加工量大。因此對尺寸的精準控制,減小加工余量,對鑄件的原始尺寸提出了更高的控制要求。

2 冶煉與鑄造工藝設計

2.1 冶煉工藝設計

由于本次鎳基合金鋼液量達到22 t,鋼液化學成分要求嚴苛,冶煉需要解決鋼液脫碳、脫氣以及易氧化元素B添加、純凈度控制等難點。在鋼水冶煉工藝中采取以下措施進行控制:(1)采用EF→LF→澆注的鋼水冶煉流程,從而有效地對鋼液進行脫碳、脫氣,通過LF真空處理過程實現夾雜物上浮,提高鋼水純凈度[7]。(2)鋼水精煉過程中持續進行擴散脫氧,保持鋼液處于較低的氧含量,保證了B鐵添加后的收得率。(3)為了預防鋼液澆注過程與空氣接觸產生增氧,鋼包水口進行吹氬保護,降低鋼水增氧[8]。

2.2 鑄件澆注位置確定

根據澆注位置選擇原則,面積較大的薄壁部分應置于鑄型下部或垂直、傾斜位置,截面較厚的部分置于上部或側面,便于安放冒口,使鑄件自下而上(朝冒口方向)定向凝固。超高壓內缸鑄坯的汽道位置法蘭厚大,且上端面為大平面,便于設置冒口,對鑄件集中補縮,缸背壁薄有汽道,適合置于鑄型底部。綜上,確定以中分面向上作為產品的澆注位置,見圖2。

圖2 澆注位置

2.3 鑄件縮尺、加工、補正余量的設計

該材料的體積收縮大,結合軟件模擬分析,縮尺取2.3%,加工量取15 mm,中分面考慮浮渣,加工量取20 mm,毛坯面不放量。

2.4 鑄死及補貼設計

汽道直段位置設計寬度66 mm,放置加工余量后極其狹小,燒結風險大,另外該位置砂型為薄片狀,砂型強度差,易損壞或被鋼液沖刷掉,質量風險高,故考慮將該位置鑄死,后序加工成型。從鑄件的結構分析,鑄件的主要熱節為缸體法蘭位置及汽道背面凸臺處。底部凸臺為孤立熱節,需從側面設置工藝補貼進行補縮。缸壁整體厚度大,中分面到缸背補縮距離為5M件(M為模數),根據經驗,該補縮距離為有效補縮距離,鑄件內部不設置補貼,如圖3所示。

圖3 鑄死位置及工藝補貼

2.5 冒口、冷鐵設計

按照順序凝固的思路,在結合面兩個最大熱節位置分別設置冒口進行分區集中補縮,冒口間采用冷鐵隔斷形成人為末端區。為提高材料的利用率,冒口優先選取補縮效率高的保溫磚或發熱冒口套,補縮效率取20%～25%,小冒口取上限,大冒口取下限。按M件∶M冒≈1∶(1～1.1),確定冒口大小。

冒口補縮量計算:

G冒=G件×S/(η-S)

(1)

S=kC

(2)

式中,G冒為冒口重量;G件為鑄件重量;S為凝固收縮值(%);η為冒口補縮效率;k為收縮系數,C為合金含量(質量分數,%)。

經核算,所選取規格的保溫磚冒口重量滿足鑄件凝固收縮所需要的鋼液。

根據順序凝固原則,加強末端區激冷效果,同時考慮可操作性,在汽道背面和缸背底部設置隔斷外冷,如圖4所示。

圖4 冒口及冷鐵設計方案

2.6 澆注系統設計

根據本文1.2、1.3條中制造難度的分析,控制澆注質量是產品質量保證的關鍵點,澆注系統的設計需考慮兩點,一是通過合理設計澆注系統開放度,控制澆注速度,避免鋼液在澆注過程中產生沖砂、噴射。二是內水口入水位置和入水方式合理設計,避免澆注過程中產生紊流。結合生產實際情況,采用單包?80 mm單包眼澆注,橫水口?120 mm,內水口2-?100 mm(含其他試驗料水口)?！艶包眼∶∑F橫∶∑F內≈1∶2∶3(F為橫截面面積)。為了實現平穩澆注,避免內水口位置產生孤立熱節導致缺陷,采用底返水口,內水口接在厚大的缸壁兩端位置,澆注系統設計見圖5。

圖5 澆注系統設計方案

圖6 鑄件降溫模擬

2.7 澆注溫度及保溫時間

該材料流動性較差,但產品屬于大型厚壁鑄件,充型冷隔風險較小,綜合考慮過熱度的影響,澆注溫度高出液相線60～100℃。

根據鑄件的最大模數及材料特性分析,結合模擬產品的降溫曲線,確定采用常規打箱方式,產品澆注后約240 h吊去蓋箱并松動鑄件,本體溫度約300℃吊出鑄件。

2.8 軟件模擬分析鑄件工藝

運用MAGMA軟件模擬,對產品進行充型、凝固、應力多場耦合仿真計算,對比調整多個方案后,最終確定的工藝方案模擬結果見圖7～圖11。

圖7 縮孔

圖8 縮松

圖9 熱節

圖10 補縮通道

圖11 鋼液澆注入水速度

圖12 尺寸收縮變形模擬

(1)運用Soundness分析宏觀縮孔結果,缺陷主要集中在冒口內,產品內部無顯示。根據相關研究,Niyama判據可以較準確的預測出顯微縮松產生的區域[9],運用Niyama值分析產品內部顯微縮松情況,過濾≥0.5的Niyama值,鑄件內部無缺陷顯示,根據經驗,可保障鑄件內部組織的致密性。

(2)充型模擬結果顯示,入水速度約為0.5 m/s,根據制造經驗,不會對砂型造成沖刷,同時該方式充型平穩,無噴射、憋氣,鑄件表面無二次氧化渣缺陷顯示。

2.9 模型、造型方案設計

考慮制芯及下芯操作的方便,造型方案共分1個主芯+3個副芯+蓋箱的方式。為了保證工藝設計要求和尺寸精度,缸體模型采用“三維結構設計+全數控成型”的制作方式來保證模型整體質量。首先結合工藝圖紙設計出外型和芯盒數模,對外型及芯盒的砂芯形狀進行模擬下芯驗證,確保外型和芯盒在下工序造型操作的可行性。之后對外模和芯盒進行“模塊化”結構設計、毛坯結構設計、毛坯數字化排版批量下料等技術操作,快速實現高強度、低余量毛坯制作,最后通過全數控化加工、組裝成型,并經三維檢測驗證尺寸合格后推序。如圖13所示。

圖13 全數控加工成型

3 過程檢控

3.1 鋼水質量控制

通過工藝的合理設計及冶煉所需金屬原材料的合理選用,實現鋼水的氧含量小于50×10-6、氮含量小于100×10-6,成品化學成分均滿足產品技術要求,見表1。

表1 化學成分(質量分數,%)

3.2 鑄件尺寸控制

因缸體加工難度大,為減小加工余量,精準控制缸體毛坯尺寸,對產品生產制造過程進行如下控制:(1)對模型采用數控加工,工藝設計裝配活料間隙0.5 mm,并對組裝好的模型采用三維檢測核實模型尺寸精度。(2)造型完成涂刷涂料后對砂型采用三維檢測,確定涂刷涂料后砂型尺寸與理論尺寸的符合度。(3)下芯采用樣板檢測和三維檢測相結合的方式,精確控制下芯尺寸。(4)通過Magma軟件開仿真模擬,產品凝固收縮尺寸變形情況,預判產品的收縮值及變形趨勢,過程控制尺寸檢測結果見圖14～圖16。

圖14 模型三維檢測數據

圖15 砂型三維檢測報告

圖16 下芯三維檢測數據

通過各工序對尺寸的精確控制,鑄件模型、造型、下芯尺寸檢測滿足要求。打箱后,通過對鑄件毛坯三維尺寸檢測,檢驗結果表明:(1)鑄件的主體尺寸與設計偏差±2 mm,鑄件的縮尺合適。(2)汽道背面缸壁余量達6 mm,該位置未收縮。(3)中分面法蘭位置尺寸余量-5 mm,該位置的收縮較大,需要對工藝補正量細化調整。鑄件毛坯檢驗尺寸見圖17所示。

圖17 鑄件毛坯三維檢測報告

3.3 鑄件表觀質量控制

結合本文結構特點分析,針對粘砂等表面缺陷,采取了針對性的預防措施:

(1)模型表面刮膩子,對表觀進行打磨,使用表面光潔度儀器對模型表觀質量進行檢測(見圖18),表面光潔度滿足模型表觀質量使用要求。

圖18 模型表面光潔度測量

(2)造型外型及主芯采用面背砂工藝,面砂選用鉻鐵礦砂,厚度控制在30～40 mm范圍,背砂選用石英砂。造型過程使用緊實工具緊實,避免表面緊實不到位導致粘砂。

(3)汽道芯模型采用分段設計,便于汽道芯內部的緊實,同時為了避免內部燒結,砂芯采用耐火度更高的鉻鐵礦砂制造,經表面緊實度及目視檢驗,砂芯質量滿足使用要求。

(4)涂料的滲入深度越大,對抑制燒結的出現越有利[10]。為防止厚大件表面粘砂,采用多遍不同波美度的涂刷工藝。第一遍采用波美度較小的涂料,便于涂料滲入砂型,中間取波美度較高的保障涂層厚度,最后一遍取波美度小的涂料涂刷消除刷痕,涂層厚度控制≥0.8 mm。

鑄件打箱落砂后,鑄件表觀質量良好。汽道內部砂潰散性好,未發生粘砂、燒結,其余厚大位置也未發生粘砂情況,產品的表觀質量滿足要求,見圖19。

圖19 鑄件未產生粘砂和燒結缺陷

3.4 澆注質量控制

澆注是產品質量控制的一個關鍵環節,澆注質量的控制至關重要。對澆注采取了以下措施:

(1)澆注系統預接立體水口,接頭位置封膠帶,防止放砂時砂流入接頭位置澆注系統內,從而產生夾砂缺陷。

(2)澆注前型腔充氬氣,澆注過程采用氬氣保護罩通氬氣保護澆注,避免澆注過程鋼液與空氣接觸發生氧化,形成二次氧化渣缺陷。

(3)澆注前對包眼引流,嚴格控制澆注速度和澆注溫度,實現鋼液平穩澆入型腔。通過澆注速度及澆注質量的控制,鑄件未見沖砂造成的“鼓包”現象,表面無二次氧化渣缺陷。

4 結束語

目前該大型鎳基超高壓內缸鑄件已完成毛坯制作,經檢驗,鑄件的化學成分、尺寸以及表觀質量均滿足要求,總結如下。

(1)通過EF→LF→澆注的工藝路線,嚴控冶煉原材料質量,采取持續擴散脫氧及吹氬保護澆注等控制方法,保障鋼液化學成分滿足要求。

(2)模型通過合理的模型結構設計及數控成型、表面光潔度的控制,確保了狹小汽道的砂型緊實和取模。造型通過面砂鋪設30～40 mm鉻鐵礦砂以及涂料涂刷波美度、厚度的控制,能夠有效防止厚大結構形成的狹小空腔內砂型的燒結、粘砂,鑄件表觀質量良好。

(3)根據產品鋼液澆注重量的大小,通過采用底返澆注的方式,澆注系統開放度設置為∑F包眼∶∑F橫∶∑F內≈1∶2∶3,澆注入水速度為0.5 m/s,可有效的控制鋼液的流速、流態,避免造成沖砂及二次氧化渣缺陷。

(4)通過Magma軟件應力數值模擬,結合各工序過程尺寸的采集,掌握了模型、造型、下芯尺寸控制精度及鑄件凝固階段的尺寸變形和收縮規律,實現尺寸的精準控制。