秦蓉等：铌硅基高温合金定向凝固铸造温度场模拟计算 1169· 750 (a) 下获取界面换热系数的相同方法，主要根据其固/ 700 Nb-Si based alloys 液相线区间和界面换热系数的变化规律，向更高 650 温度外推得到，最终得到的合金与型壳的界面换 3 号600 304 stailness steel. 热系数如图5所示 Shell Nb-Si based alloys 17281808 Heat transfer 1500 1568 500 304 stailness steel 450 ◆Ni-based superalloy 2 1000 Nb-Si based superalloy 4000 15 30 45. 60 75 90 137013951664 Time/s 750 1600 750 500 1350 b)4 1330 700 Nb-Si based alloys 650 0 600 400 8001200 1600 2000 Temperature/.℃ 550 304 stailness steel 图5合金与型壳的界面换热系数 500 Nb-Si based alloys Fig.5 Interface heat transfer coefficients between alloy and shell 450 Heat transfer 400 为了进一步验证界面换热系数反求的准确 350 304 stailness steel 性，将反求得到的换热系数重新设置为数值模拟 300 的初始边界条件并进行数值模拟，选取数值模拟 0 30 45 60 90 Time/s 试样中心点温度变化与实际界面换热实验热电偶 测得温度-时间曲线进行对比，结果如图6(a)~ 800 (c) 6(c)所示.由图6(a)~6(c)可知，数值模拟的温度 700H 304 stailness steel 场和实际界面换热实验的温度-时间曲线两者变 600 化趋势一致，误差在5%以内.这表明实际界面换 500 热实验的行为与数值模拟过程中温度场演变基本 400 Heat transfer 一致，通过界面换热系数反求工作得到的界面换 300 热系数是合理的 200h 采用Visual Studio与ProCAST关联，针对LMC 100 304 stailness steel 定向凝固工艺中液态金属锡与型壳的对流换热， 0 024681012141618 给型壳设置随位置变化的边界条件，确定型壳与 Time/s 加热炉、隔热挡板以及液态金属锡的关系（如表1 图4界面换热实验实测温度曲线变化.()304不绣钢-型壳-铌硅基 所示).型壳在隔热挡板以上时，与加热炉和隔热 高温合金：(b)304不锈钢-铌硅基高温合金：(c)304不锈钢-水 挡板进行辐射换热；型壳进入液态金属锡后，与液 Fig.4 Change in measured temperature curves of interface heat transfer experiment:(a)304 stainless steel-shell-Nb-Si based alloys;(b)304 态金属锡进行对流换热 stainless steel-Nb-Si based alloys:(c)304 stainless steel-water 2.2模拟结果 22.1抽拉速率对温度场的影响 设置迭代次数为20.最终确定激冷盘与型壳的界 本文采用数值模拟中距离铸件底部不同高度 面换热系数为450Wm2.K-,铌硅基高温合金与 处试样中心温度场变化分析实际定向凝固过程的 激冷盘的界面换热系数为495Wm2.K-,激冷盘 温度变化.图7为抽拉速率5 mm'min'时，距离铸 与水的界面换热系数为3980Wm2K,铌硅基高 件底部不同高度的铸件中心点随时间变化的温度 温合金与型壳在低温下界面换热系数为90Wm2.K-1 和冷却速率曲线，铸件底部为y轴原点，正方向为 而铌硅基高温合金与型壳在高温下的界面换热系 从铸件底部竖直向上.由图7(a)可知，在保温5min 数由于定向凝固实验无法实际测得随时间变化的 之后，距离底部高度为180,150,120,90,60mm处 温度值，则参考了Miller针对镍基高温合金的高温 温度分别为：T180=1987.2℃，T150=1983.4℃，T120=设置迭代次数为 20. 最终确定激冷盘与型壳的界 面换热系数为 450 W·m–2·K–1，铌硅基高温合金与 激冷盘的界面换热系数为 495 W·m–2·K–1，激冷盘 与水的界面换热系数为 3980 W·m–2·K–1，铌硅基高 温合金与型壳在低温下界面换热系数为90 W·m–2·K–1 . 而铌硅基高温合金与型壳在高温下的界面换热系 数由于定向凝固实验无法实际测得随时间变化的 温度值，则参考了 Miller 针对镍基高温合金的高温 下获取界面换热系数的相同方法，主要根据其固/ 液相线区间和界面换热系数的变化规律，向更高 温度外推得到，最终得到的合金与型壳的界面换 热系数如图 5 所示. 0 400 800 1200 1600 2000 0 500 1000 1500 750 1728 1370 1330 1568 1600 Interfacial heat transfer coefficient/(W·m−2·K−1 ) Temperature/℃ Ni−based superalloy Nb−Si based superalloy 1664 1808 1350 1395 图 5    合金与型壳的界面换热系数 Fig.5    Interface heat transfer coefficients between alloy and shell 为了进一步验证界面换热系数反求的准确 性，将反求得到的换热系数重新设置为数值模拟 的初始边界条件并进行数值模拟，选取数值模拟 试样中心点温度变化与实际界面换热实验热电偶 测得温度–时间曲线进行对比，结果如图 6（a）～ 6（c）所示. 由图 6（a）～6（c）可知，数值模拟的温度 场和实际界面换热实验的温度–时间曲线两者变 化趋势一致，误差在 5% 以内. 这表明实际界面换 热实验的行为与数值模拟过程中温度场演变基本 一致，通过界面换热系数反求工作得到的界面换 热系数是合理的. 采用 Visual Studio 与 ProCAST 关联，针对 LMC 定向凝固工艺中液态金属锡与型壳的对流换热， 给型壳设置随位置变化的边界条件，确定型壳与 加热炉、隔热挡板以及液态金属锡的关系（如表 1 所示）. 型壳在隔热挡板以上时，与加热炉和隔热 挡板进行辐射换热；型壳进入液态金属锡后，与液 态金属锡进行对流换热. 2.2    模拟结果 2.2.1    抽拉速率对温度场的影响 本文采用数值模拟中距离铸件底部不同高度 处试样中心温度场变化分析实际定向凝固过程的 温度变化. 图 7 为抽拉速率 5 mm·min–1 时，距离铸 件底部不同高度的铸件中心点随时间变化的温度 和冷却速率曲线，铸件底部为 y 轴原点，正方向为 从铸件底部竖直向上. 由图 7（a）可知，在保温 5 min 之后，距离底部高度为 180，150，120，90，60 mm 处 温度分别为：T180 = 1987.2 ℃，T150 = 1983.4 ℃，T120 = 0 15 30 45 60 75 90 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 1 2 3 4 Temperature/ ℃ Time/s Heat transfer (b) Nb−Si based alloys Nb−Si based alloys 304 stailness steel 304 stailness steel 0 15 30 45 60 75 90 400 450 500 550 600 650 700 750 2 1 3 4 Temperature/ ℃ Time/s Heat transfer (a) Nb−Si based alloys Nb−Si based alloys 304 stailness steel 304 stailness steel Shell 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 0 100 200 300 400 500 600 700 800 Temperature/ ℃ Time/s Heat transfer (c) 304 stailness steel 304 stailness steel 图 4    界面换热实验实测温度曲线变化. （a）304 不锈钢–型壳–铌硅基 高温合金；（b）304 不锈钢–铌硅基高温合金；（c）304 不锈钢–水 Fig.4    Change in measured temperature curves of interface heat transfer experiment:  (a)  304  stainless  steel –shell –Nb –Si  based  alloys;  (b)  304 stainless steel–Nb–Si based alloys; (c) 304 stainless steel–water 秦    蓉等： 铌硅基高温合金定向凝固铸造温度场模拟计算 · 1169 ·