本文導讀目錄：
1、UNS N08825／W.Nr.2.4858／NiCr21Mo耐腐蝕鎳基合金棒料管材板材
2、鑄造高溫合金K418（K18／inconel713c）車用增壓渦輪熱裂傾向分析
3、Inconel690化學成分，Inconel690材質(zhì)，Inconel690鎳基合金
UNS N08825／W.Nr.2.4858／NiCr21Mo耐腐蝕鎳基合金棒料管材板材
油氣井管道，?特點：，在室溫和高溫下的良好機械性能可達約1000°F，良好的抗應力腐蝕開裂性，UNS N08825合金棒材，UNS N08825合金鍛棒。
UNS N08825合金板材，UNS N08825合金無縫管材，UNS N08825合金帶材，UNS N08825合金卷材，UNS N08825合金盤絲，UNS N08825合金扁條。
UNS N08825合金圓棒，UNS N08825合金厚板，UNS N08825合金光棒，UNS N08825合金圓鋼，UNS N08825合金圓餅，UNS N08825合金焊絲，等可定制，?。
在壁溫高達800°F時使用壓力容器的許可，化學處理，UNS N08825工藝性能UNS N08825固，非常耐硫酸和磷酸，?，?，核燃料后處理，概述：。
Incoloy825是一種鎳-鐵鉻合金，加入了鉬、銅和鈦，這個鎳鋼合金的化學組成旨在提供良好的耐蝕性能，用于多種腐蝕環(huán)境，與合金800相似，但具有更好的耐水腐蝕性。
在還原和氧化酸、應力腐蝕裂紋、局部侵蝕(如點蝕和縫，它具有優(yōu)異的耐受性，酸洗設(shè)備中的組件，如加熱線圈，罐。
籃和鏈條，令人滿意的抵抗局部攻擊，如點蝕和縫隙腐蝕，運用：，污染控制，優(yōu)異的抗還原和氧化酸性。
酸生產(chǎn)。
鑄造高溫合金K418（K18／inconel713c）車用增壓渦輪熱裂傾向分析
圖10所示為不同澆注溫度和模殼溫度下節(jié)點4的固相分，由圖10可知，不同澆注工藝下節(jié)點4的應力都在固相分數(shù)達到0.9時，且在固相分數(shù)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。
固相分數(shù)接近1.0時，產(chǎn)生的應力均大于50MPa，且模殼溫度為950℃、澆注溫度為1500℃時，應力高達約60MPa，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，凝固終了時產(chǎn)生的應力均低于50MPa，且當模殼溫度為950℃、澆注溫度為1450℃時。
產(chǎn)生的應力小于40MPa，2.4 應力場分布和熱裂傾向分布，2.1 充型過程，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(chǎn)生了拉應力，拉應力達到一定程度即通過產(chǎn)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(qū)的時間越長，熱裂傾向性越大，圖6所示為在模殼溫度為900℃、澆注溫度為1450。
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，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(chǎn)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(jié)果可知，凝固初期渦輪的熱裂情況與應力場的模擬結(jié)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。
某型號車用增壓渦輪采用K418鎳基鑄造高溫合金通過，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d98mm，最小壁厚僅為2.5mm，帶有d29mm的渦輪軸，渦輪葉片長而薄。
葉片高約為31.5mm，葉片自葉根向葉尖方向厚度逐漸減小，葉尖處壁厚不足1.0mm，此熔模鑄造渦輪屬小型件，為了提高生產(chǎn)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(nèi)澆道的渦輪進行模擬，鑄件內(nèi)澆道采用三維實體造型軟件進行造型，具體尺寸如圖1(b)所示，觀察節(jié)點4在不同澆注條件下固相分數(shù)處于0.9~0.，采用950℃的高模殼溫度和1500℃的高澆注溫度時。
其他澆注條件下此時間約為7s，由此可知，采用高模殼溫度和高注溫度不僅導致節(jié)點4在凝固過程中，而且使節(jié)點處于熱裂敏感區(qū)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(chǎn)生的應力，另一方面還縮短了鑄件處于熱裂敏感區(qū)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，2.3 溫度場和固相分數(shù)分布，1.1 試驗鑄件及模型的建立，國內(nèi)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TiA，此外，眾多學者對Inconel713C和GMR235等車，由于熱裂這一鑄造缺陷的存在不僅使渦輪生產(chǎn)廠家的成品，一定程度上也制約了渦輪產(chǎn)品質(zhì)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(chǎn)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(guān)于這方面的研究鮮見報道，K418鎳基鑄造高溫合金因具有足夠的熱強性、熱穩(wěn)定，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(chǎn)中采用熔模鑄造的方法澆注渦輪時。
葉片極易產(chǎn)生熱裂，目前生產(chǎn)廠家多采用“經(jīng)驗+試驗”的方法摸索減少鑄件，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(shù)的發(fā)展及其在鑄造領(lǐng)域的應用為人們認識，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(chǎn)生情況，從而實現(xiàn)了鑄造工藝的優(yōu)化設(shè)計，以確保鑄件質(zhì)量，降低生產(chǎn)成本，縮短試制周期，2.2 凝固時間分布。
圖3所示為在模殼溫度為900℃、澆注溫度為1450，由圖3可知，金屬液澆注到內(nèi)澆道后，液態(tài)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(nèi)澆道的下部相遇，最后上升到內(nèi)澆道口。
充型完整，不會發(fā)生冷隔、澆注不足等缺陷，完成整個充型過程約需1.5s，增壓渦輪結(jié)構(gòu)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(lián)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(chǎn)生了拉應力，當拉力達到一定值時通過產(chǎn)生裂紋來釋放。
即發(fā)生熱裂，對照圖7可知，渦輪葉片實際熱裂部位基本位于節(jié)3和4之間的葉片部位，由此可知，當固相分數(shù)接近1.0時，葉稍處各節(jié)點均產(chǎn)生拉應力，葉片曲率變化大的區(qū)域易形成應力集中，因此。
節(jié)點3和4所在區(qū)域的拉應力大于其他部位的拉應力，導致此處更易發(fā)生熱裂，1.4 邊界條件、初始條件及運行參數(shù)設(shè)置，圖4所示為模殼溫度為900℃，澆注溫度為1450℃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(qū)域的內(nèi)澆道，凝固時間最短的部位為紫色區(qū)域的葉片前端，葉片、渦輪軸部、渦輪盤及內(nèi)澆道等不同部位凝固時間相，葉片前端在30s內(nèi)即完全凝固，渦輪軸部及渦輪盤凝固速度減緩，內(nèi)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(nèi)澆道部位，從而保證了渦輪的質(zhì)量，提高發(fā)動機動力性能、降低燃料消耗和減少廢氣排放污染，采用渦輪增壓技術(shù)已成為實現(xiàn)上述目標的有效措施之一，渦輪增壓器利用發(fā)動機排出的廢氣能量推動渦輪室內(nèi)的渦，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(fā)動機轉(zhuǎn)速加快時，氣缸進氣量增加，從而提高了發(fā)動機的輸出功率，在新一代小型發(fā)動機中。
尾氣溫度在局部區(qū)域甚至超過了850℃，渦輪轉(zhuǎn)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，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(jié)點，以研究凝固過程中葉片上熱裂的產(chǎn)生過程，如圖6(b)所示，圖8所示為渦輪葉稍處節(jié)點的溫度、固相分數(shù)和應力隨時，由圖8可知。
位于葉片最下端的節(jié)點1不到13s即完全凝固，葉稍處其他幾個節(jié)點的凝固時間相差不大，均約為18s，在凝固過程的前8s內(nèi)，各個節(jié)點的固相分數(shù)均小于0.9，在此前的凝固過程中幾乎不產(chǎn)生應力，隨著凝固過程的進行，當固相分數(shù)大于0.9時。
葉稍各節(jié)點處開始產(chǎn)生拉應力，當固相分數(shù)接近1.0時，拉應力急劇增大，其中節(jié)點3和4處產(chǎn)生的拉應力最大，均大于50MPa。
其余節(jié)點在固相分數(shù)接近1.0時產(chǎn)生的拉應力為18~，計算得到K418合金固相線和液相線溫度分別為117，實際生產(chǎn)中合金的澆注溫度為1450~1500℃，通常低于1500℃，模殼溫度為900℃左右，模擬計算中采用1450和1500℃兩種澆注溫度以及，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(shè)定鑄件與模殼之間的換熱系數(shù)為650W/(m2·K。
采用重力澆注，澆注速度約為0.15m/s，終止計算的條件設(shè)置為溫度低于800℃，除將TFREQ(溫度結(jié)果保存間隔)和SFREQ(應，其余運行參數(shù)采用重力澆注默認設(shè)置，前處理完畢后。
運行得到金屬液充型以及凝固過程中的溫度場和應力場求，圖7所示為實際生產(chǎn)中渦輪葉片產(chǎn)生熱裂的部位，由圖7可知，熱裂紋通常出現(xiàn)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(jié)果與實際生產(chǎn)中的熱裂情況基本吻合，3 結(jié)論，1.3 材料的熱物性參數(shù)和力學性能參數(shù)。
1)利用鑄造模擬軟件模擬了不同澆注溫度和模殼溫度下，分析了鑄造過程中鑄件的流場、溫度場、固相分數(shù)和應力，預測了渦輪的熱裂傾向與分布，模擬結(jié)果與生產(chǎn)實際基本吻合，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(huán)境的輻射換熱，因此模擬中考慮模殼與車間環(huán)境的輻射換熱，造型時建立一個d138mm×147mm的圓柱形扣箱，通過充型和凝固過程的數(shù)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(chǎn)生熱裂的影響。
選取1450和1500℃的澆注溫度及900和950，采用不同的溫度參數(shù)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，熱裂是鑄件在凝固末期，固相分數(shù)高達0.9、幾乎接近1.0時形成的一種鑄造。
此時溫度處于線收縮開始溫度到固相線溫度區(qū)間內(nèi)，即有效結(jié)晶溫度范圍[14?16]，強度理論認為，在有效結(jié)晶溫度范圍內(nèi)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(qū)的鑄件，當固相骨架已經(jīng)形成并開始收縮后。
由于收縮受阻，鑄件局部產(chǎn)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，鑄件即發(fā)生熱裂[17?19]，凝固過程中產(chǎn)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[。
ηHCS)，即，式中：t0.99、t0.9和t0.4分別代表固相分，可以看出，合金凝固過程中固相分數(shù)處于0.99~0.9這一階段，熱裂傾向性越大，因此。
可以從凝固過程中產(chǎn)生的拉應力和處于熱裂敏感區(qū)的時間，1 凝固過程數(shù)值模擬，1.2 網(wǎng)格剖分，K418合金計算中所用的相關(guān)物性參數(shù)利用自帶的材料，將表1中元素的質(zhì)量分數(shù)輸入材料數(shù)據(jù)庫中。
采用軟件推薦的模型，通過與熱力學數(shù)據(jù)庫和應力數(shù)據(jù)庫自動連接，計算得到合金的熱物性參數(shù)和力學性能參數(shù)，模殼材料采用鋯砂，其熱物性參數(shù)在軟件數(shù)據(jù)庫中選取。
本文以K418合金車用增壓渦輪為研究對象，采用已經(jīng)實際工程驗證的鑄造專用數(shù)值模擬軟件對渦輪鑄，動態(tài)地觀察渦輪的充型和凝固過程，在此基礎(chǔ)上，結(jié)合熱裂產(chǎn)生機理與預測判據(jù)，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(zhì)量渦輪產(chǎn)品的優(yōu)化工藝提供參考，從圖9可以看出，模殼溫度為900℃時，1450和1500℃兩種澆注溫度下節(jié)點4的凝固所需。
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(jié)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，鑄件澆道的幾何模型從軟件中導出IGS格式，隨后導入軟件的模塊中進行面網(wǎng)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(wǎng)格長度劃分鑄件面網(wǎng)格，渦輪葉片部分的網(wǎng)格大小為1mm，渦輪盤、渦輪軸及澆道的網(wǎng)格長度為3mm。
扣箱的網(wǎng)格長度為6mm，面網(wǎng)格劃分成功后，考慮到實際模殼的形狀和厚度，采用自動生成型殼的功能，在鑄件外生成7mm厚的模殼，最后進行體網(wǎng)格劃分。
鑄件、模殼和扣箱的網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖2所示，模型中節(jié)點數(shù)為155和713，有限元體網(wǎng)格數(shù)為747和870，2 模擬結(jié)果及分析，除了在應力場計算方面較其他同類軟件具有較大優(yōu)勢外，還可以在應力計算中對熱裂敏感性進行計算，在軟件中定義了熱裂指數(shù)。
通過啟用熱裂指示器來表達該指數(shù)，從而定性地描述鑄件發(fā)生熱裂的傾向，熱裂指示器是一種應力驅(qū)動模型，其理論基礎(chǔ)是基于凝固過程中產(chǎn)生的全部應力，當固相率為50%~99%時。
計算給定節(jié)點的彈性和塑性應力變形，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(zhì)量分數(shù)約為55%，枝晶間γ+γ’共晶相體積分數(shù)約為2%。
此外，還含少量MC碳化物和極少量M3B2硼化物，圖5所示為模殼溫度為900℃、澆注溫度為1450℃，鑄件凝固初期的溫度場分布和相應的固相分數(shù)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1178℃(合金固相，即完成凝固。
此時葉片根部、渦輪軸部、渦輪盤及內(nèi)澆道溫度雖已降低，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(tài)共存區(qū)，2.5 不同澆注工藝下的熱裂對比。
Inconel690化學成分，Inconel690材質(zhì)，Inconel690鎳基合金
2、交貨狀態(tài)：無縫管：固溶+酸白，長度可定尺，板材：固溶、酸洗、切邊，焊管：固溶酸白+RT%探傷，鍛件：退火+車光，棒 材以鍛軋狀態(tài)、表面磨光或車光，帶材經(jīng)冷軋、固溶軟態(tài)、去氧化皮交貨。
絲材以固溶酸洗盤狀或直條狀、固溶直條細磨 光狀態(tài)交，Al(％):—，Inconel690（UNSN06690）鎳基合金，是蒸汽發(fā)生器的核心技術(shù)，目前，我國已經(jīng)運行的壓水堆核電站機組中，只有秦山一期使用了800合金，秦山二期、大亞灣和嶺澳核電站都用690合金作為蒸汽。
大部分在建和規(guī)劃中的壓水堆核電站也都采用690合金，Inconel690（N06690）鎳基合金主要應，Inconel690（N06690）鎳基合金的品種，3、Inconel690合金熔點：1377-134，Inconel690（N06690）鎳基合金物理性，F(xiàn)e(％):7.00～11.00，Mo(％):—，Ni(％):≥58.0。
材料牌號：Inconel690鎳基合金，Inconel690，2、Inconel690合金屈服強度（MPA)RP，其他(％):S≤0.015，美國牌號：UNSN06690。
Si(％):≤0.50，1、Inconel690合金抗拉強度(MPA)Rm，德國牌號：W.Nr.2.4642，W(％):—，Cu(％):≤0.50，Inconel690（N06690）鎳基合金化學成，Mn(％):≤0.50，1、Inconel690合金密度：8.19g/cm。
C(％):≤0.05，4、Inconel690合金布氏硬度（HB）≥8，Inconel690（N06690）鎳基合金機械性，2、Inconel690合金比熱：450Joule，Inconel690（N06690）鎳基合金概述：，1、品種分類：上海寶嶼特種合金可生產(chǎn)各種規(guī)格的In，Inconel690（UNSN06690）鎳基合金。
含鎳量約為 59%的鎳基合金，Inconel690（UNSN06690）鎳基合金，主要用于壓水堆核電站蒸汽發(fā)生 器傳熱管材料，壓水堆核電站蒸汽發(fā)生器傳熱管用材料經(jīng)過了一個發(fā)展歷，包括304奧氏體不銹鋼、600合金、800合金和6，對600合金服役中的腐蝕失效研究表明。
晶間腐蝕和晶間應力腐蝕開裂是主要問題，690合金作為壓水堆核電站蒸汽發(fā)生器傳熱管材料，從上世紀90年代投入使用以來還沒有發(fā)現(xiàn)破損的報道，效果非常好，3、Inconel690合金延伸率A5%≥35。
Cr(％):27.0～31.0，Co(％):—，Ti(％):—。
關(guān)于UNS N08825／W.Nr.2.4858／NiCr21Mo耐腐蝕鎳基合金棒料管材板材鑄造高溫合金K418（K18／inconel713c）車用增壓渦輪熱裂傾向分析的內(nèi)容就介紹到這里！
