CN105631156A - 一种镍基高温合金锻件的晶粒组织均匀性评价方法 - Google Patents

Abstract

本发明涉及一种镍基高温合金锻件晶粒组织均匀性评价方法，其通过建立晶粒组织均匀性评价函数，结合在镍基高温合金锻件中选取的节点，统计各节点不同晶粒的晶粒度等级，以及各晶粒在所统计面积占的百分数，给出镍基高温合金锻件不同部位或镍基高温合金锻件整体的均匀性函数值，函数值越接近0则晶粒组织越均匀，函数值越接近1则晶粒组织越不均匀，以此来评价其晶粒组织均匀性。通过控制不同的工艺，对各工艺下锻件晶粒组织均匀性函数值进行比较，函数值最小所对应的工艺为最优工艺。本发明可用于航空航天领域镍基高温合金锻件的晶粒组织均匀性评价。

Description

一种镍基高温合金锻件的晶粒组织均匀性评价方法

技术领域

本发明涉及镍基高温合金锻件晶粒组织均匀性评价领域，是一种用于对镍基高温合金锻件不同部位晶粒组织均匀性进行评价的方法。

背景技术

航空制造业在发达国家经济发展中具有重要的战略意义和支柱作用，是先进生产力的集中体现。然而，我国作为世界最大的航空市场之一，却没有自主知识产权的大型民用飞机品牌。2007年2月26日国务院常务会议批准了大型飞机研制重大科技专项的正式成立，2008年5月11日，承担中国大飞机项目重任的中国商用飞机有限责任公司在上海成立，2015年11月2日，国产C919大型客机在上海浦东基地正式下线，为我国走自主创新突破大飞机制造核心技术之路，迈出了坚实的步伐。作为航空航天产品的动力部分，航空发动机对飞机的载重、飞行高度、速度等起决定性作用。涡轮部件是航空发动机的心脏，其中涡轮盘的主要功能是带动涡轮叶片高速旋转，涡轮盘的工作条件极其苛刻，其工作时承受热应力的叠加作用以及复杂的机械应力，因此，涡轮盘材料应具有良好的抗蠕变能力、持久性能以及良好的疲劳性能，涡轮盘通常由一种镍基高温合金锻件制作而成，其中GH4169合金是所有镍基高温合金中应用最广泛、生产最稳定的合金。

GH4169合金制成的涡轮盘的晶粒组织均匀程度与综合力学性能的关系密切。为了保证涡轮盘的性能，对于锻造成形的GH4169合金涡轮盘锻件，要求其晶粒组织均匀分布，但国内生产的GH4169合金涡轮盘晶粒组织均匀性还没有完全达标。GH4169合金涡轮盘在成形时导热性差、塑性低、变形抗力大、不同部位变形条件具有显著的差异，这些特点是导致GH4169涡轮盘晶粒组织不均匀的主要原因。涡轮盘锻件中各部分晶粒尺寸不一致，或出现混晶以及粗晶组织，高温合金在粗晶及混晶状态下，持久塑性很低，导致蠕变损伤加剧而强烈降低合金的缺口周期持久寿命。

GH4169合金涡轮盘锻件的热处理温度在合金的静态再结晶温度以下，不能通过热处理来改变GH4169合金涡轮盘锻件的晶粒组织均匀性。这就意味着，只能通过控制GH4169涡轮盘的锻造工艺来解决晶粒组织均匀性问题。GH4169晶粒尺寸的变化发生在加热、变形及变形后冷却过程中，其中加热过程晶粒尺寸变化以长大为主，变形及变形后冷却过程则主要是动态回复、动态再结晶、亚动态再结晶、静态再结晶等。因此，对GH4169合金锻造过程中晶粒组织演变机理、晶粒组织均匀性的研究具有重大意义，为提高航空发动机涡轮盘的使用性能提供帮助。

GH4169涡轮盘的晶粒组织均匀性主要体现在两个方面，一方面体现在涡轮盘不同部位晶粒尺寸的差别，另一方面体现在涡轮盘某微小区域内晶粒尺寸的差别。如何能够较好的反应镍基高温合金锻件的晶粒组织均匀性，仍是一个有待解决问题。

发明内容

本发明的目的是要解决对镍基高温合金锻件晶粒组织均匀性评价的问题，从而建立了一种针对镍基高温合金锻件晶粒组织均匀性的评价函数，并结合图形对一种镍基高温合金锻件晶粒组织均匀性进行评价，以期通过均匀性评价对成形工艺的优劣进行比较，获取较优工艺。

实现本发明的技术解决方案为:一种针对镍基高温合金锻件晶粒组织均匀性评价方法，具体包括以下步骤：

步骤一、将锻件剖开，取其截面，并将该截面分为多个部位；

步骤二、在所述各个部位选取合适节点，并统计各节点不同晶粒的晶粒度等级，以及该晶粒在所统计面积占的百分数，并获得占被评价总体百分数最大的晶粒显微晶粒度等级或标准晶粒显微晶粒度等级；

步骤三、建立晶粒组织均匀性评价函数，如下式：

$W=\frac{1}{n}\underset{i=1}{\overset{n}{\Σ}}\frac{\left|G_s-G_{a_i}\right|\·X_{a_i}+\left|G_s-G_{b_i}\right|\·X_{b_i}}{G_s}$

式中：G_s——占被评价总体百分数最大的晶粒显微晶粒度等级或标准晶粒显微晶粒度等级；

G_ai、G_bi——第i个节点视场内占被评价总体百分数最大的晶粒和标准晶粒的显微晶粒度等级；

X_ai、X_bi——第i个节点视场内占被评价总体百分数最大的晶粒和标准晶粒的动态再结晶分数百分比；

n——取样节点总数；

的绝对值。

步骤四、将各个部位所选取点的晶粒度及百分数带入上式，获取不同部位的均匀性函数值，函数值越接近0则晶粒组织越均匀，函数值越接近1则晶粒组织越不均匀。。

优选地是，步骤三还包括建立晶粒组织均匀性评价图形，具体步骤为：以节点号为横坐标，为纵坐标作图，获得晶粒组织均匀性评价图形以更直观的方式展现各部位晶粒组织的均匀程度。

优选地是，所述评价方法还包括步骤五、选取不同工艺的锻件，重复步骤一至步骤四，对不同工艺的锻件的晶粒组织均匀性进行比较，根据晶粒组织均匀性评价函数值与数值0接近程度选择成形工艺。

优选地是，所述锻件为GH4169涡轮盘，所述锻造工艺包括模锻以及镦粗。

优选地是，还包括建立GH4169晶粒组织预测平台：

a、根据GH4169合金的动态再结晶、静态再结晶、晶粒长大的物理机制，建立动力学模型；

b、通过试验或计算获取GH4169合金热物理性能参数的数值，包括线膨胀系数、密度、弹性模量、剪切模量、泊松比、热扩散系数、比热容以及热导率；

C、将GH4169合金动力学模型以及热物理性能参数导入Deform-3D数值模拟软件，建立GH4169晶粒组织预测平台。

优选地是，步骤a中还包括利用热/力模拟试验机对GH4169合金进行热压缩试验，得到不同变形条件对GH4169晶粒组织的影响规律和机理，获取GH4169合金的动态再结晶、静态再结晶、晶粒长大的物理机制，不同形变包括应变速率、变形温度以及应变；其中：

当真实应变和应变速率恒定时，GH4169合金动态再结晶百分数随变形温度的升高而增大；

当真实应变和变形温度恒定时，GH4169合金动态再结晶百分数随应变速率的增大而减小；

当应变速率恒定时，GH4169合金动态再结晶晶粒尺寸随变形温度的升高而增大；

当变形温度恒定时，GH4169合金动态再结晶晶粒尺寸随应变速率的增大呈减小趋势。

优选地是，步骤a中利用回归分析方法，根据GH4169合金的动态再结晶、静态再结晶、晶粒长大的物理机制获得GH4169合金的动力学模型。

优选地是，基于该晶粒组织预测平台对整个涡轮盘锻造工艺进行数值模拟，包括镦粗前加热、镦粗、镦粗后空冷、模锻前加热以及模锻五个工序，最终获取涡轮盘锻件。

优选地是，所述截面包括轮芯、轮毂上端面、轮毂芯部、轮毂下端面、辐板和轮缘六个部位。

优选地是，步骤五还包括通过调整压下速度和始锻温度，获得涡轮盘不同部位的晶粒尺寸，并利用晶粒组织均匀性评价函数进行综合评价，从而得到获得良好晶粒组织均匀性的工艺参数。

本发明的优点为：通过建立晶粒组织均匀性评价函数，实现对镍基高温合金锻件晶粒组织均匀性评价的量化，函数值越接近0则晶粒组织越均匀，函数值越接近1则晶粒组织越不均匀，以此来评价其晶粒组织均匀性。通过控制不同的工艺，对各工艺下锻件晶粒组织均匀性函数值进行比较，函数值最小所对应的工艺为最优工艺。

附图说明

图1为涡轮盘锻件简图；

图2为GH4169的线膨胀系数随温度的变化曲线；

图3为GH4169的密度随温度变化的曲线；

图4为GH4169的弹性模量随温度变化的曲线；

图5为GH4169的剪切模量随温度变化的曲线；

图6为GH4169的泊松比随温度变化的曲线；

图7为GH4169的热扩散系数随温度变化的曲线；

图8为GH4169的比热容随温度变化的曲线；

图9为GH4169的热导率随温度变化的曲线；

图10为镦粗前加热曲线；

图11为镦粗后锻件四分之一模型；

图12为模锻前加热曲线；

图13为模锻后锻件四分之一模型；

图14为涡轮盘锻件晶粒尺寸数据统计节点分布图；

图15为轮芯节点号与其对应的关系曲线；

图16为轮毂上端面节点号与其对应的关系曲线；

图17为轮毂芯部节点号与其对应的关系曲线；

图18为轮毂下端面节点号与其对应的关系曲线；

图19为辐板节点号与其对应的关系曲线；

图20为轮缘节点号与其对应的关系曲线；

图21为涡轮盘整体各节点号与其对应的关系曲线。

具体实施方式

下面将结合附图并以GH4169涡轮盘作为镍基高温合金锻件的实施例，对本发明进一步的详细说明。根据以上获得的镍基高温合金锻件晶粒组织均匀性评价方法，对不同涡轮盘生产工艺所得涡轮盘锻件进行均匀性评价，进而选取相对较好的加工工艺。

涡轮盘锻件简图如图1所示，将涡轮盘锻件沿轴向剖开，取其四分之一截面，涡轮盘锻件由轮芯1、轮毂上端面2、轮毂芯部3、轮毂下端面4、辐板5和轮缘6六个部位构成。在各部位所取节点分布图如图14所示。统计各节点不同晶粒的晶粒度等级(G_ai、G_bi)以及该种晶粒所占统计面积的百分数(X_ai、X_bi)。

为了实现锻造过程中GH4169合金涡轮盘晶粒尺寸的量化预测，结合GH4169合金相关动力学模型、热物理性能参数及Deform-3D数值模拟软件建立了GH4169合金晶粒组织预测平台。

GH4169涡轮盘锻造生产中主要变形工序为镦粗、模锻等，且通常需要多火次完成，因此，其晶粒尺寸的演化过程不仅与变形过程中的动态再结晶等密切相关，亦受到变形前加热及变形后空冷等过程中的晶粒长大、静态再结晶等影响。需要深入研究GH4169的动态再结晶、静态再结晶、晶粒长大等物理机制，建立较准确的动力学模型。

基于Gleeble-3500热/力模拟试验机，对GH4169试样进行热压缩试验，研究不同变形条件(应变速率、变形温度、应变)对GH4169晶粒组织的影响规律和机理。由实验结果可知，若真实应变和应变速率恒定，则GH4169动态再结晶百分数随温度的升高而增大；若真实应变和变形温度恒定，则GH4169动态再结晶百分数随应变速率的增大而减小。若应变速率恒定，则GH4169动态再结晶晶粒尺寸随变形温度的升高而增大；若变形温度恒定，则GH4169动态再结晶晶粒尺寸随应变速率的增大大致呈减小趋势。并利用回归分析等方法，对实验结果分析求解GH4169的动态再结晶相关模型。

对GH4169做晶粒长大试验，研究不同保温条件(保温温度、保温时间)对GH4169晶粒组织的影响规律，GH4169在恒定温度下保温，平均晶粒尺寸会随着时间的延长而长大，但是保温时间达两个小时左右，之后，晶粒长大趋势不明显。通过对晶粒长大试验试样金相照片的分析获取晶粒尺寸数据，利用实验数据求解GH4169的晶粒长大模型。

GH4169合金动力学模型主要有本构方程、动态再结晶百分数及晶粒尺寸模型、亚动态再结晶百分数及晶粒尺寸模型、静态再结晶动力学模型、晶粒长大模型等。本文所采用的模型如下：

GH4169的本构方程：

$\mathrm{\σ}=(1/0.0042)ln\{{(Z/A)}^{1/4.42}+{\[{(Z/A)}^{2/4.42}+1\]}^{1/2}\}---\left(1\right)$

式中σ——流变应力(MPa)；

Z——Zener-Hollomon参数(Z参数)；

A——由变形决定的常数。

其中Z参数的公式如式(2)所示：

$Z=\stackrel{\·}{\mathrm{\ϵ}}\exp (Q/RT)---\left(2\right)$

式中——应变速率(s^-1)；

Q——变形激活能(J/mol)；

R——气体常数(R＝8.314J/(mol·K))；

T——热力学温度(K)。

GH4169动力学方程：

$\stackrel{\·}{\mathrm{\ϵ}}=3.08\×{10}^{16}{\[\sinh \left(0.0042{\mathrm{\σ}}_p\right)\]}^{4.42}\exp (-443428.49/T)---\left(3\right)$

式中σ_p——峰值应力(MPa)。

GH4169峰值应变模型：

${\mathrm{\ϵ}}_p=0.00035{\stackrel{\·}{\mathrm{\ϵ}}}^{0.065635}\exp \left(\frac{69959.38}{RT}\right)---\left(4\right)$

式中ε_p——峰值应变。

GH4169动态再结晶百分数模型：

$X_{dyn}=1-\exp \[-1.246{\left(\frac{\mathrm{\ϵ}-0.83{\mathrm{\ϵ}}_p}{{\mathrm{\ϵ}}_{0.5}}\right)}^{1.04488}\]---\left(5\right)$

${\mathrm{\ϵ}}_{0.5}=0.00199{\stackrel{\·}{\mathrm{\ϵ}}}^{0.1248}\exp \left(\frac{47693.8}{RT}\right)---\left(6\right)$

式中X_drex——动态再结晶百分数；

ε_0.5——发生动态再结晶50％时所对应的应变；

T——变形温度(K)。

GH4169动态再结晶晶粒尺寸模型：

$d_{drex}=61929000{\mathrm{\ϵ}}^{0.391132}{\stackrel{\·}{\mathrm{\ϵ}}}^{-0.12756}\exp \left(\frac{-177139}{RT}\right)---\left(7\right)$

式中d_drex——动态再结晶晶粒尺寸(μm)。

GH4169亚动态再结晶百分数模型：

$X_{md}=1-\exp \[-0.693{\left(\frac{t}{t_{0.5}}\right)}^2\]---\left(8\right)$

$t_{0.5}=1.346\×{10}^{-3}\·{\stackrel{\·}{\mathrm{\ϵ}}}^{-0.86}{\mathrm{\ϵ}}^{-1.36}\·\exp \left(\frac{8875}{T}\right)---\left(9\right)$

式中X_md——亚动态再结晶百分数；

t_0.5——亚动态再结晶体积分数达到50％时所需要的时间(s)。

GH4169亚动态再结晶晶粒尺寸模型：

$D_{md}=5.38\×{10}^{-3}\·{\mathrm{\ϵ}}^{(9.56-8.03\×{10}^{-3}T)}\·{\stackrel{\·}{\mathrm{\ϵ}}}^{(2.9\×{10}^{-2}T-1.17\×{10}^{-5}{T}^2-18.13)}\·\exp (5.49\×{10}^{-3}T)---\left(10\right)$

式中D_md——亚动态再结晶晶粒尺寸(μm)；

GH4169静态再结晶百分数模型：

$X_{srex}=1-\exp \[-0.693{\left(\frac{t}{t_{0.5}}\right)}^{0.5083}\]---\left(11\right)$

$t_{0.5}=1.034\×{10}^{-22}{d_0}^{2.7365}{\mathrm{\ϵ}}^{-2.2155}{\stackrel{\·}{\mathrm{\ϵ}}}^{-0.4006}\·\exp \left(\frac{373243.65}{RT}\right)---\left(12\right)$

式中X_srex——静态态再结晶百分数；

t_0.5——体积分数达到50％时所需要的时间(s)。

GH4169静态再结晶晶粒尺寸模型：

d_srex＝134.7885d₀ ^0.5713ε^1.1681(13)式中d_srex——静态态再结晶晶粒尺寸(μm)；

d₀——初始晶粒尺寸(μm)。

GH4169晶粒长大晶粒尺寸模型：

$d_g={\[d_0^{3.03}+1.66\×{10}^{7}t\exp (-\frac{137501}{RT})\]}^{1/3.03}---\left(14\right)$

式中d_g——晶粒长大晶粒尺寸(μm)。

以上模型导入Deform-3D数据库后，作为GH4169材料的重要组成部分。

GH4169晶粒组织预测平台涉及到的热物理性能主要有线膨胀系数(图2)、密度(图3)、弹性模量(图4)、剪切模量(图5)、泊松比(图6)、热扩散系数(图7)、比热容(图8)、热导率(图9)，这些参数的数值通过试验或计算获取。

将GH4169合金相关模型以及热物理性能参数导入Deform-3D数值模拟软件，至此，GH4169晶粒组织预测平台建立完毕。

基于该晶粒组织预测平台分析一种典型工艺条件下GH4169合金涡轮盘锻件的晶粒组织均匀性。包括以下步骤：

步骤一：镦粗前加热

镦粗坯料为Φ125×345mm的圆柱形棒料。GH4169初始晶粒尺寸为30μm。且测得该选定GH4169合金实际成分为Ni：50；Cr：20；Ti：1；C：0.029；Nb：5；Mo：3；Al：0.5；Fe余量。GH4169涡轮盘锻前加热过程需要严格控制升温速度、预热温度、热透时间等因素，以获得良好的加热效果，初始坯料镦粗前加热通常采用五段式加热，加热工艺曲线如图10所示。在炉温达到800℃后将坯料放入炉内，保温100min以均温，避免装炉温度过高导致加热速度过快，以致温度应力过大而引起开裂。在800℃保温结束后升温至940℃，此过程中要求加热速度越快越好，以防止升温时间过长导致晶粒尺寸增长太多。在炉温达到940℃保温200min，此阶段不仅可以使γ′、γ"相固溶充分，而且能生成少量δ相，δ相可以起到抑制晶粒长大的作用。940℃保温结束后升温至1010℃并保温180min，将锻件热透以提高塑性降低变形抗力，并且1010℃在GH4169发生动态再结晶的温度区间范围之内。

根据数值模拟结果可知，镦粗前加热锻件不同部位平均晶粒尺寸随时间的变化基本相同。即：坯料温度在达900℃之前约160min，GH4169不发生明显晶粒长大，晶粒尺寸基本保持初始晶粒尺寸30um不变。当加热温度逐渐升高到900℃左右时，晶粒开始长大，随着保温时间的延长，晶粒长大速率开始减小，直线逐渐趋于平直，当保温时间约400min后，晶粒长大趋势不再明显，最终各点的平均晶粒尺寸均在55μm左右。上述结果表明，文中所给出的圆柱坯料在镦粗前加热过程中不同部位在各个时刻的平均晶粒尺寸差异不大，即镦粗前加热过程不会导致晶粒组织不均匀。此外，当加热时间超过350min时，各个部位晶粒长大趋于饱和，且尺寸大小近似相同，即镦粗变形前，涡轮盘各部位的初始晶粒尺寸相同。

步骤二：镦粗

镦粗比为2.9，镦粗后饼坯的高度为120mm。且测得该选定GH4169合金实际成分为Ni：50；Cr：20；Ti：1；C：0.029；Nb：5；Mo：3；Al：0.5；Fe余量。镦粗压下速度为20mm/s，始锻温度取1010℃，终锻温度控制在920～950℃范围内。镦粗后锻件四分之一模型如图11。

根据数值模拟结果可知，GH4169涡轮盘锻件镦粗过程造成了锻件不同位置处出现了不同尺寸的再结晶晶粒，造成了晶粒尺寸的不均匀，尤其在难变形区，由于其仍基本保持镦粗前加热后的晶粒尺寸，使其与其他位置发生动态再结晶的晶粒尺寸差异较大。此外，对于没有发生完全动态再结晶的变形区，由于其内部晶粒发生了部分动态再结晶，再结晶的细小晶粒与那些未发生再结晶的压扁的大晶粒间也存在差异，造成局部的晶粒不均性。

步骤三：镦粗后空冷

锻件镦粗后空冷，冷速相对较慢，锻件自身也相当于在高温下进行了不同时间的保温(只是保温温度是随时间逐渐降低的，在某温度区间内的保温时间也与冷速密切相关)，因此，镦粗后空冷也将引起锻件晶粒大小的变化。

根据数值模拟结果可知，在大变形区及小变形区，锻件镦粗后空冷最终的平均晶粒尺寸由表层到心部逐渐增大，主要由于表层散热较快，心部散热较慢，心部的温度较表层要高，即表层在晶粒长大温度区间内的保温时间较短，则表层最终晶粒长大尺寸较小；而心部在晶粒长大温度区间内的保温时间较长，则心部最终晶粒长大尺寸较大。

步骤四：模锻前加热

模锻前加热过程与镦粗前加热过程的晶粒组织演变类似。模锻前加热曲线如图12，采用五段式加热，在炉温达到800℃后将镦粗后锻件放入炉内，保温90min以均温。在800℃保温结束后升温至940℃，此过程中要求加热速度越快越好。在炉温达到940℃保温180min。940℃保温结束后升温至1015℃并保温170min。

根据数值模拟结果可知，在大变形区及小变形区晶粒的平均晶粒尺寸分布比较均匀且平均晶粒均较镦粗后的晶粒发生了粗化，基本都在50μm与60μm之间。而在难变形区平均晶粒尺寸反而较小，这主要由于难变形区的晶粒在镦粗的过程中没有发生动态再结晶而是发生了动态回复，而在模锻前加热的过程中该区域的温度在GH4169的静态再结晶温度范围内，所以在难变形区发生了静态再结晶，平均晶粒尺寸减小。在加热初始阶段各点的平均晶粒尺寸基本保持不变，由于各点在初始阶段的温度在小于900℃，未达到GH4169晶粒长大温度区间。随着加热保温的进行，当各点的温度超过900℃时晶粒开始发生长大。虽然各点的初始平均晶粒尺寸存有差异，但经过加热保温一段时间后，各点的最终平均晶粒尺寸也将趋于一致，即模锻前的初始晶粒尺寸近似一致(难变形区除外)。

步骤五：模锻

模锻作为涡轮盘锻件成形的最后一道工序，在模锻过程中不同位置对应的温度场、应变场等场量不同，从而使得锻件的晶粒组织在变形过程中演化规律存在差异，由于，模锻对涡轮盘锻件的晶粒组织状态起着十分重要的作用。模锻工艺的始锻温度为1015℃，终锻温度严格控制在920～950℃范围内。模具材料选用H-13模具钢，模具温度设为400℃。模具的欠压量为5mm。模锻后锻件四分之一模型如图13。

根据数值模拟结果可知，在轮毂上下端面附近晶粒由于没有发生动态再结晶，因此动态再结晶晶粒尺寸近似于零值，即仍保持模锻加热后的初始晶粒尺寸，约55μm。在轮缘、辐板、轮毂心部以及轮芯部位动态再结晶晶粒尺寸间的差异不大，均在10μm左右，较为均匀。但就涡轮盘模锻件整体而言，存在着不同位置间晶粒尺寸的差异，特别是难变形区晶粒尺寸粗大，而其他区域细小；同时对于某些区域而言，其内某微区由于发生部分动态再结晶，即再结晶细小晶粒与变形粗大晶粒共存，也存在晶粒尺寸的不均匀。综述可见，如何评价涡轮盘锻件的晶粒组织均匀性，给出较合理的评价方法以及基于该评价方法合理优化工艺参数来最大程度上改善涡轮盘锻件微观组织结构是十分必要的。

本发明提出建立晶粒组织均匀性评价函数，如下式：

$W=\frac{1}{n}\underset{i=1}{\overset{n}{\Σ}}\frac{\left|G_s-G_{a_i}\right|\·X_{a_i}+\left|G_s-G_{b_i}\right|\·X_{b_i}}{G_s}$

式中：G_s——占被评价总体百分数最大的晶粒显微晶粒度等级或标准晶粒显微晶粒度等级；

G_ai、G_bi——第i个节点视场内两种晶粒的显微晶粒度等级；

X_ai、X_bi——第i个节点视场内两种晶粒的动态再结晶分数百分比；

n——取样节点总数；

的绝对值；

表1为该工艺下涡轮盘不同部位晶粒组织均匀性评价函数的值。

对涡轮盘不同部位(轮芯、轮毂上端面、轮毂心部、轮毂下端面、辐板、轮缘)的晶粒尺寸取样点对应位置的示意图如图14所示。由于涡轮盘锻件的形状复杂且不同部位的晶粒尺寸存有差异，为了较合理地评价涡轮盘锻件的晶粒组织均匀性，基于大量关于涡轮盘不同部位晶粒尺寸的统计数据，建立了晶粒组织均匀性评价函数，对涡轮盘不同部位的晶粒尺寸取样，所取位置点根据不同部位区域面积进行了数量上的设计，所取点基本包含了对应区域内的所有位置的晶粒尺寸。

根据一般要求，以涡轮盘的晶粒度等级达到为10级为参考目标，基于统计分析获得不同的晶粒度等级，进行涡轮盘的均匀性函数W的计算。W的值始终在0到1之间，W越接近0越均匀，W越接近1越不均匀。根据W值的大小可评价涡轮盘晶粒组织均匀性。

基于上述典型工艺的涡轮盘锻件，根据涡轮盘不同部位提取的晶粒尺寸数据，求取了不同部位晶粒组织均匀性评价函数的值，见表1。

表1典型工艺下涡轮盘不同部位晶粒组织均匀性评价函数的值

以节点号为横坐标，为纵坐标作图，各部位节点号与其对应的关系曲线分别如图15-图21所示。

由图15-图21可见，各部位数据的离散程度不同，每个部位对应的W值也不同，W值越大，则离散程度越大，W值越小则离散程度越小。例如轮芯W＝0.204，其数据离散程度，如图15所示，轮毂上端面W＝0.428，其数据离散程度如图16所示，结合均匀性函数值以图15和图16可见，轮芯均匀性函数W值较小，其数据离散程度也较小，轮毂上端面均匀性函数W值较大，其数据离散程度也较大。

如图21为涡轮盘整体数据分布图，图中不同的节点号对应不同的部位，其中轮毂上端面与轮毂下端面数据的离散程度明显高于其他部位，并且轮毂上端面与轮毂下端面的均匀性函数值(见表1)也明显大于其他部位的均匀性函数值，与前面相关的分析结果相一致，可见，基于大量统计数据结果所建立的均匀性函数能够较好地反映涡轮盘锻件不同部位以及整体的晶粒组织均匀性。

本文通过调整压下速度和始锻温度，获得涡轮盘不同位置的晶粒尺寸，并利用晶粒组织均匀性评价函数进行综合评价，从而优化出以获得良好晶粒组织均匀性的合理工艺参数。

为了评价镦粗过程中压下速度对晶粒组织均匀性的影响，设定不同镦粗压下速度，设定模锻压下速度10mm/s、镦粗的始锻温度1010℃、模锻的始锻温度1015℃。根据上述晶粒组织均匀性评价函数，模拟方案及晶粒组织均匀性评价函数的值如表2所示。

表24种不同模拟方案及其晶粒组织均匀性评价函数的值

结合表2可知，其中镦粗压下速度为10mm/s时，晶粒组织均匀性函数值最小，所以选取10mm/s为最优镦粗压下速度。

为了评价模锻过程中压下速度对晶粒组织均匀性的影响，选取不同的模锻压下速度，设定镦粗压下速度10mm/s、镦粗始锻温度1010℃、模锻始锻温度1015℃。根据上述晶粒组织均匀性评价函数，模拟方案及晶粒组织均匀性评价函数的值如表3所示。

表34种不同模拟方案及其晶粒组织均匀性评价函数的值

结合表3可知，其中模锻压下速度为5mm/s时，涡轮盘锻件晶粒组织均匀性函数值最小，所以选取5mm/s为最优模锻压下速度。

通过对镦粗过程的始锻温度进行变换调整，设定镦粗压下速度10mm/s、模锻压下速度为5mm/s、模锻始锻温度1015℃。根据上述晶粒组织均匀性评价函数，模拟方案及晶粒组织均匀性评价函数的值如表4所示。

表43种不同模拟方案及其晶粒组织均匀性评价函数的值

结合表4可知，其中镦粗始锻温度为1010℃时，涡轮盘锻件晶粒组织均匀性函数值最小，所以选取1010℃为最优镦粗始锻温度。

通过对模锻过程的始锻温度进行变换调整，设定镦粗压下速度10mm/s、模锻压下速度为5mm/s、镦粗始锻温度1010℃。根据上述晶粒组织均匀性评价函数，模拟方案及晶粒组织均匀性评价函数的值如表5所示。

表53种不同模拟方案及其晶粒组织均匀性评价函数的值

结合表5可知，其中模锻始锻温度为1015℃时，涡轮盘锻件晶粒组织均匀性函数值最小，所以选取1010℃为最优模锻始锻温度。

综合以上分析，利用本发明能够对不同锻造工艺的选取进行指导。

最后应说明的是：以上所述的各实施例仅用于说明本发明的技术方案，而非对其限制；尽管参照前述实施例对本发明进行了详细的说明，本领域的普通技术人员应当理解：其依然可以对前述实施例所记载的技术方案进行修改，或者对其中部分或全部技术特征进行等同替换；而这些修改或替换，并不使相应技术方案的本质脱离本发明各实施例技术方案的范围。

Claims (10)

1.一种镍基高温合金锻件晶粒组织均匀性评价方法，其特征在于：其包括以下步骤：

步骤一、将锻件剖开，取其截面，并将该截面分为多个部位；

步骤二、在各个所述部位选取合适节点，并统计各节点不同晶粒的晶粒度等级，以及该晶粒在所统计面积占的百分数，获得占被评价总体百分数最大的晶粒显微晶粒度等级或标准晶粒显微晶粒度等级；

步骤三、建立晶粒组织均匀性评价函数，如下式：

$W=\frac{1}{n}\underset{i=1}{\overset{n}{\Σ}}\frac{|G_s-G_{a_i}|\·X_{a_i}+|G_s-G_{b_i}|\·X_{b_i}}{G_s}$

式中：G_s——占被评价总体百分数最大的晶粒显微晶粒度等级或标准晶粒显微晶粒度等级；

G_ai、G_bi——第i个节点视场内占被评价总体百分数最大的晶粒或标准晶粒的显微晶粒度等级；

X_ai、X_bi——第i个节点视场内占被评价总体百分数最大的晶粒或标准晶粒的动态再结晶分数百分比；

n——取样节点总数；

的绝对值；

步骤四、将各个部位所选节点的晶粒度等级及百分数带入上式，获取不同部位的晶粒组织均匀性评价函数值，函数值越接近0则晶粒组织越均匀，函数值越接近1则晶粒组织越不均匀。

2.根据权利要求1所述的镍基高温合金锻件晶粒组织均匀性评价方法，其特征在于：步骤三还包括建立晶粒组织均匀性评价图形，具体步骤为：以节点号为横坐标，以为纵坐标作图，获得晶粒组织均匀性评价图形。

3.根据权利要求1所述的镍基高温合金锻件晶粒组织均匀性评价方法，其特征在于：所述评价方法还包括步骤五、选取不同工艺的锻件，重复步骤一至步骤四，对不同工艺的锻件的晶粒组织均匀性进行比较，根据晶粒组织均匀性评价函数值与数值0接近程度选择成形工艺。

4.根据权利要求3所述的镍基高温合金锻件晶粒组织均匀性评价方法，其特征在于：所述锻件为GH4169涡轮盘，所述锻造工艺包括模锻以及镦粗。

5.根据权利要求4所述的镍基高温合金锻件晶粒组织均匀性评价方法，其特征在于：

还包括建立GH4169晶粒组织预测平台：

a、根据GH4169合金的动态再结晶、静态再结晶、晶粒长大的物理机制，建立动力学模型；

b、通过试验或计算获取GH4169合金热物理性能参数的数值，包括线膨胀系数、密度、弹性模量、剪切模量、泊松比、热扩散系数、比热容以及热导率；

c、将GH4169合金动力学模型以及热物理性能参数导入Deform-3D数值模拟软件，建立GH4169晶粒组织预测平台。

6.根据权利要求5所述的镍基高温合金锻件晶粒组织均匀性评价方法，其特征在于：步骤a中还包括利用热/力模拟试验机对GH4169合金进行热压缩试验，得到不同变形条件对GH4169晶粒组织的影响规律和机理，获取GH4169合金的动态再结晶、静态再结晶、晶粒长大的物理机制，不同形变包括应变速率、变形温度以及真实应变；其中：

当真实应变和应变速率恒定时，GH4169合金动态再结晶百分数随变形温度的升高而增大；

当真实应变和变形温度恒定时，GH4169合金动态再结晶百分数随应变速率的增大而减小；

当应变速率恒定时，GH4169合金动态再结晶晶粒尺寸随变形温度的升高而增大；以及

当变形温度恒定时，GH4169合金动态再结晶晶粒尺寸随应变速率的增大呈减小趋势。

7.根据权利要求5所述的镍基高温合金锻件晶粒组织均匀性评价方法，其特征在于：步骤a中利用回归分析方法，根据GH4169合金的动态再结晶、静态再结晶、晶粒长大的物理机制获得GH4169的动力学模型。

8.根据权利要求5所述的镍基高温合金锻件晶粒组织均匀性评价方法，其特征在于：基于该晶粒组织预测平台对整个涡轮盘锻造工艺进行数值模拟，包括镦粗前加热、镦粗、镦粗后空冷、模锻前加热以及模锻五个工序，最终获取涡轮盘锻件。

9.根据权利要求4所述的镍基高温合金锻件晶粒组织均匀性评价方法，其特征在于：所述截面包括轮芯、轮毂上端面、轮毂芯部、轮毂下端面、辐板和轮缘六个部位。

10.根据权利要求9所述的镍基高温合金锻件晶粒组织均匀性评价方法，其特征在于：步骤五通过调整压下速度和始锻温度，获得涡轮盘不同部位的晶粒尺寸，并利用晶粒组织均匀性评价函数进行综合评价，从而得到获得良好晶粒组织均匀性的工艺参数。