一种CAP1400核主泵泵壳的铸造工艺的制作方法

本发明涉及一种cap1400核主泵泵壳的铸造工艺，其属于铸造技术领域。

背景技术：

核电站只需要消耗很少的核燃料就可以产生大量的电能，每千瓦时电能成本比火电站要低20％以上。核电站还可大大减少燃料的运输量。此外，核电污染小，几乎是零排放，对于环境压力较大的中国来说，符合能源产业的发展方向。核电作为一种技术成熟、可大规模生产的安全、经济、清洁的能源，在我国的远景规划中将有更大的发展空间。预计到2020年，我国在运核电装机将达到6000万千瓦。

核主泵是核电站关键系统的介质输送设备，是所有系统的心脏，承担着输送高温高压放射性的一回路冷却剂或其他电站重要用户的系统水或冷却水的供应功能，要严格确保设备的安全性、可靠性、抗震性和耐久性等，以确保核电站的系统安全，乃至核安全。随着核电事业的发展，我国已掌握了多数关键核电主设备的制造能力，唯独核主泵在我国现已投产的核电机组中仍然主要依赖国外引进。核主泵的国产化，是几代核电人追求的梦想，实现核主泵的国产化将进一步促进我国核电事业的快速发展。核主泵一直是制约我国核电站发展的最关键设备，我国目前运行的核电站中所用的主泵几乎全部依赖进口，其自主设计、制造及试验验证是我国推进核电自主化的重点和难点。现阶段我国核电站的核泵市场基本依赖国外进口，只有部分核三级泵实现了国产化。

现今国内水泵企业的设计水平与发达国家相比，确有很大差距，尤其是核泵的水力模型设计、抗震分析计算、总体的部件应力分析等方面还不能自主完成。国内一些水泵厂家虽然与国外合资合作，但是水力模型还是完全照搬国外公司的图纸，甚至不敢进行微小的修改。抗震分析计算、总体的部件应力分析等，国内泵厂也只能委托清华大学等研究单位或国外的同行来完成。特别是60万以上机组的核泵设计，还只能依赖国外制造商。核泵的铸件制造难度也显著高于普通设备，难度主要体现在先进合理的制造工艺和高精度大尺寸的加工设备。对于大型主泵的泵壳，国内公司加工经验少，且国内的制造工艺和加工精度需进一步提升。此外，我国还没有60万千瓦及以上核电站机组的国家标准，核工业的标准也只针对30万机组。由于核电机组引进国家的不同，造成了国内已建和在建核电站执行标准的多样性，如广东大亚湾、岭澳和浙江秦山二期一直在执行法国rcc标准，而江苏田湾核电站执行的是俄罗斯标准。同时，还存在局部和整体标准不一致的情况，如秦山二期工程系统整体执行的是rcc标准，而主泵执行的确是美国asme标准。上述原因是我国攻克核主泵制造难关，提高核电设备国产化率的严重阻碍。

现以全面研发cap1400核主泵技术为契机，全面掌握核一级铸件制造技术。相比普通铸件，cap1400核主泵泵壳在铸件吨位、结构、品质等方面具有更高要求。铸件的内部缩松、夹杂和铸造组织控制是主要的技术难点，采用数值模拟等手段，可以提高研究效率，降低研发成本，逐渐优化铸造工艺，掌握铸造过程控制技术。

技术实现要素：

cap1400核主泵泵壳的主体为具有较大内腔的回旋体，一侧伸出，铸件壁厚不均匀，上下两面与侧壁相交处形成热节，上部对称分布着四个吊耳。铸件外框尺寸为2817mm╳2235mm╳1870mm，使用软件中的体测量功能，测得铸件体积为2.756m³，取密度为7.83g/cm³，铸件重量约为21.58t，且壁厚大于80mm，属于厚大铸件。由于铸件高度大，易充型过快，导致充型不平稳；壁厚尺寸大，温度分布不均匀，易产生热裂、氧化夹渣等缺陷和缩松、缩孔缺陷。

为解决上述问题，本发明提供一种cap1400核主泵泵壳的铸造工艺，该工艺采用薄壁位于下部的立浇方案的底雨林式浇注系统，浇注液自直浇道进入横浇道，再通过垂直并对称设置在横浇道上的6个内浇道输入铸型，再进入吊耳、明顶冒口和侧暗冒口，浇注温度为1580℃，浇注时间为120s；铸型上第一端口的处设置3块第一端口冷铁，第二端口的处设置1块第二端口冷铁；

所述浇注液的材质为308l铸造不锈钢材料；所述明顶冒口为圆台状，小径1400mm，大径1500mm，高1010mm；明顶冒口设有两个明顶冒口颈，明顶冒口颈的直径为260mm，明顶毛口径的长度分别为22.5mm和60mm；侧暗冒口的侧暗冒口颈从侧面伸出，侧暗冒口颈的直径240mm，伸出长度为40mm；侧暗冒口的主体为杯状，最大截面直径1000mm，顶部直径950mm；

所述横浇道截面积为20909mm²，每个内浇道的截面积为4840mm²；

第一端口冷铁的尺寸为250mm╳250mm，高200mm，侧壁斜度为1/10；第二端口冷铁的尺寸为200mm╳200mm，高150mm，侧壁斜度为1/10；第二端口冷铁与铸件的接触位置为内壁，第一端口冷铁与铸件的接触位置为外壁；

步骤1)研究铸件的性能需求、材质与结构特点，根据铸件图纸应用三维造型软件构建铸件三维模型。cap1400核主泵泵壳铸件外框尺寸为2817mm╳2235mm╳1870mm，使用软件测得铸件体积为2.756m³，取密度为7.83g/cm³，铸件重量约为21.58t，且壁厚大于80mm。采用开放型、底注式浇注系统，使充型过程平稳进行，遵循顺序凝固原则。

步骤2)根据本件特点，进行初步数值模拟，选取立浇方案。立浇方案薄壁部位置于下部，满足顺序凝固原则，重要平面向下或竖立。

步骤3)在铸件主体的中部设置直线分型，将铸件分为两部分，吊耳采用活块造型。

步骤4)选择尺寸公差等级为ct12，壁厚公差等级降低一级为ct13，铸件重量公差等级为mt12，重量公差为5％，取该件底面的rma等级为g，确定该铸件收缩率为1.3％，取壁厚最大增加量为4.2mm，分型负数取3mm，不设置拉肋和反变形量。

步骤5)本件砂芯为大型iv级别砂芯。芯头有一定的斜度，芯头与芯座之间应有一定的间隙。

步骤6)采用开放式的底注型浇注系统，以直浇道上端为阻流截面，选取浇注系统各部分截面比例为a阻：a横：a内＝1:1.8:2.5。选用底雨淋式浇注系统。确定浇注时间为120s。校核计算出钢液上升速度为23.5m/s。横浇道截面设为扁平矩形，在横浇道上垂直并对称设置6个内浇道。

步骤6)在铸件上部分别添加一明冒口与一侧暗冒口进行补缩，确定浇注温度为1580℃。

步骤7)为进一步提高铸件质量，优化铸件凝固顺序，在缺陷相应部位设置外冷铁。

cap1400核主泵的铸造工艺采用procast进行模拟和优化。利用procast综合流场、温度场、应力场耦合进行铸造模拟，优化铸造工艺，减少铸件缺陷。浇注时间为120s，浇注温度为1580℃为最优方案，此时铸件主体部分基本无缺陷，且未出现热裂倾向。

在砂芯伸出部分的端部设垂直芯头和水平芯头，立浇方案中砂芯的高度大于横向尺寸，且砂芯重心靠上，因此加大下芯头，将直径由642mm扩大至1000mm，稳固砂芯。

本发明的有益效果为：该工艺采用浇注液自主浇道依次通过横浇道和内浇道进入铸型，浇注的温度为1580℃，浇注时间为120s；铸型上设置有明顶冒口、侧暗冒口、第一端口冷铁和第二端口冷铁，优化了铸造工艺。针对cap1400核主泵，通过初步设计铸造工艺，结合数值模拟计算，利用procast铸造模拟软件优化铸造工艺，进行流场、温度场、应力场耦合模拟计算。提高研究效率，降低铸造工艺研究成本，最终实现cap1400核主泵的成功铸造，并且满足相关技术要求，确保核主泵铸件质量满足设计要求。

附图说明

图1核主泵铸件三维模型。

图2浇注位置示意图：(a)卧浇(b)立浇。

图3卧浇方案缩松分布(a)shrinkageproperty>5％(b)shrinkageproperty>10％。

图4立浇方案缩松分布(a)shrinkageproperty>5％(b)shrinkageproperty>10％。

图5立浇方案分型面。

图6立浇方案砂芯示意图。

图7立浇方案底雨淋式浇注系统。

图8立浇方案充型过程模拟。

图9充型过程中发生的裹气现象。

图10冒口布置示意图。

图中：1、薄壁，2、第一端口，3、第一端口冷铁，4、第二端口，5、第二端口冷铁，6、吊耳，7、明顶冒口，8、侧暗冒口，9、直浇道，10、横浇道，11、内浇道。

图11添加冒口后铸件缩松缺陷分布(a)shrinkageproperty>2％(b)shrinkageproperty>5％。

图12冷铁设置方案一示意图。

图13冷铁方案一的固相率模拟结果(显示部分的固相率<50％)(a)time＝4994.27s(b)time＝5994.27s(c)time＝6994.27s(d)time＝7994.27s。

图14冷铁方案一缩松模拟结果。

图15冷铁布置方案二示意图。

图16冷铁方案二固相率模拟结果。

图17冷铁布置方案三示意图。

图18冷铁方案三固相率模拟结果(a)time＝4993.77s(b)time＝5993.77s(c)time＝6993.77s(d)time＝7993.77s。

图19冷铁方案三的缩松模拟结果(shrinkageproperty>2％)。

具体实施方式

实施例：

结合附图描述技术方案的确立过程，具体分为以下步骤：

(1)核主泵铸件特点分析

在进行铸造工艺设计前，充分研究铸件的性能需求、材质与结构特点，依据铸件特点进行工艺设计。根据铸件图纸应用三维造型软件ug9.0构建铸件三维模型，如图1所示。

cap1400核主泵泵壳，主体为具有较大内腔的回旋体，一侧伸出，铸件壁厚不均匀，上下两面与侧壁相交处形成热节，上部对称分布着四个吊耳。铸件外框尺寸为2817mm╳2235mm╳1870mm，使用软件中的体测量功能，测得铸件体积为2.756m³，取密度为7.83g/cm³，铸件重量约为21.58t，且壁厚大于80mm，属于厚大铸件。

由于铸件高度大，易充型过快，导致充型不平稳；壁厚尺寸大，温度分布不均匀，易产生热裂、氧化夹渣等缺陷和缩松、缩孔缺陷。根据以上分析，应采用开放型、底注式浇注系统，使充型过程平稳进行，并合理设置冒口、冷铁，使铸件遵循顺序凝固原则。

材质为308l铸造不锈钢材料，合金含量高，在两相区停留时间长，倾向于糊状凝固，且由于钢液含铬量高，在浇注过程中易生成氧化铬夹杂使流动性降低，薄壁部位易产生冷隔。此外，材料收缩率大，凝固时易产生缩松、缩孔、裂纹等缺陷。因此要合理选择钢液浇注温度，平衡钢液的流动性与凝固收缩，并利用冒口、补贴等进行补缩，防止缩松、缩孔的形成。

(2)浇注位置

浇注位置是指浇注时未来铸件在型内所处的状态和位置，根据本件特点，提出两种浇注位置方案，分别为卧浇和立浇，如图2所示。卧浇方案重要加工面朝下或直立，铸件大平面朝下，未使用吊芯、吊砂等，但上下端面与侧面相交，截面尺寸快速变化，不符合顺序凝固原则。立浇方案薄壁部位置于下部，基本满足顺序凝固原则，重要平面向下或竖立，主要问题在于高度较大。

对两种浇注位置分别进行模拟，卧浇和立浇两方案得到的缩松结果分别如图3、图4所示。图3、图4中的(a)、(b)分别是缩松指标在5％和10％时缩松的分布情况。由图可以看出，两种方案缺陷分布的位置基本一致，主要是端面与侧壁相交形成的热节处，同时侧壁上有零星分布。通过(b)图的对比，可知卧浇方案中的缺陷多且更为严重。通过以上对两种浇注位置方案优劣以及初步数值模拟结果的分析，选取立浇方案。

(3)分型面

分型面方案如图5所示，在铸件主体的中部设置直线分型，将铸件分为两部分，未置于同一半铸型；分型面是拔模方向上的最大截面，起模方便；经过壳体中部的曲面，产生飞翅后较难清理，但本方案分型面对铸件的截面小，清理量相对较少，吊耳6采用活块造型。

(4)铸件尺寸公差及铸件重量公差

本件现要进行单件试制，且为大型铸钢件，根据gb/t6414-1999，选择尺寸公差等级为ct12,，壁厚公差等级降低一级为ct13。铸件中主要尺寸的公差数值如表1表所示。

表1主要尺寸公差数值

根据gb/t11351-1989，铸件重量公差等级与尺寸公差等级相对应，为mt12，本件重量大于20000kg，取重量公差为5％。

(5)机械加工余量

根据gb/t6414-1999中的规定，取该件底面的rma等级为g，最大轮廓尺寸为2235mm，各部位的加工余量数值如表2所示。

表2铸件机械加工余量

(6)铸造收缩率

模样线收缩率是铸件从线收缩开始到温度冷却至室温时的相对收缩量，以模样与铸件的长度差除以模样长度的百分比表示：

线收缩率k＝(l模样-l铸件)/l铸件×100％

本件为铸钢件，属于含铬的高合金不锈钢，受阻收缩，收缩率取1.0％～1.4％。综合考虑铸造的条件及工艺确定该铸件收缩率为1.3％。

(7)起模斜度

为了造型和制芯时便于起模而不致于损坏砂型或砂芯，在垂直于分型面的直壁需要设置拔模斜度。本件与底部平面相邻的侧面需要设置拔模斜度，采用增加铸件壁厚的方法，根据jb/t5015-1991中的规定取壁厚最大增加量为4.2mm。

(8)分型负数

本件极大，分型面很难平整，为使上下接触面严密接触，防止跑火，须在分型面间垫以石棉绳、泥条等。为保证铸件尺寸精确，抵消铸件在分型面部位的增厚，在模样上减上相应的尺寸，即分型负数，本件分型负数取3mm。

铸件伸出部分与底部的螺纹孔不铸出。考虑到本件壁厚较大而比较均匀，不设置拉肋和反变形量。

(9)砂芯

砂芯用于形成铸件的内腔、孔和铸件外形不能出砂的部分。根据砂芯的复杂程度，砂芯可分为5级。本件为大型铸钢件，内腔结构较简单，但内腔表面仍需机械加工，即本件砂芯为大型iv级别砂芯，即形状不复杂，在铸件中构成还需机械加工的内腔。

砂芯在砂芯中的位置一般是靠芯头来固定的。为了下芯和合型方便，芯头应有一定的斜度，芯头与芯座之间应有一定的间隙。砂芯形状及芯头设计如图6所示，在砂芯下部伸出部分的端部设垂直芯头(1#)，2#、3#位置为水平芯头，芯头尺寸如表3所示。

表3立浇方案芯头尺寸

立浇方案中砂芯的高度大于横向尺寸，且砂芯重心靠上，不易稳固，因此加大下芯头，将直径由642mm扩大至1000mm。

(10)浇注系统

采用开放式的底注型浇注系统，以直浇道9上端为阻流截面，选取浇注系统各部分截面比例为a阻：a横：a内＝1:1.8:2.5。根据立浇方案砂型高度大，底面呈环形等特点，选用底雨淋式浇注系统(图7)，充型平稳，且金属液在型腔中不旋转，可避免熔渣黏附在砂芯壁上，提高铸件表面质量。

根据手册中的经验值，提高浇注时间至120s。校核计算计算出钢液上升速度为23.5m/s，大于要求的最小上升速度。根据阻流截面法算得阻流截面积为11616mm²，横浇道截面设为扁平矩形，有利于阻渣，并在横浇道上垂直并对称设置6个内浇道，将金属液输入铸型。其中，横浇道截面积为20909mm²，每个内浇道的截面积为4840mm²。

本方案充型过程模拟如图8所示。从模拟结果中可以看到液流速度基本在10m/s以上，充型较为平稳，内浇道口也未发生喷射现象，但由于未设排气口，充型过程最后发生裹气(图9)，导致铸型未充满。

(11)冒口

根据前文铸件缩松缺陷分布的模拟结果，在铸件上部分别添加一明冒口与一侧暗冒口，如图10所示。

使用补缩液量法设计冒口尺寸，结合数值模拟计算结果，对冒口形状和尺寸以及冒口颈长度等多方面进行多次修改，最终尺寸如下所述。

明顶冒口7为圆台状，小径1400mm，大径1500mm，高1010mm。有两冒口颈，冒口颈直径为260mm，长度分别为22.5mm和60mm，上图中左侧冒口颈主要补缩左侧端面与侧壁相交形成的环状热节，右侧冒口颈主要补缩顶部的金属液收缩，同时明冒口7起到排气作用，防止出现裹气，金属液与铸型中的夹杂也进入冒口顶端，进而从铸件中除去。

侧暗冒口8的冒口颈从侧面伸出，冒口颈直径240mm，伸出长度为40mm左右。冒口主体为杯状，最大截面直径1000mm，顶部直径950mm。该冒口主要补缩右侧端面与侧壁相交形成的热节。

钢液含铬量高，在浇注过程中易生成氧化铬夹杂使流动性降低，薄壁部位易产生冷隔。此外，材料收缩率大，凝固时易产生缩松、缩松、裂纹等缺陷。浇注时应选择较高的浇注温度，材料液相线温度为1466℃，根据资料，在模拟时初选浇注温度为1580℃。图11为添加冒口后铸件凝固过程的缩松缺陷分布。图(a)显示shrinkageproperty>2％的情况，图(b)显示shrinkageproperty>5％时的情况。由图11可见，冒口的设置已基本完成对铸件的补缩，shrinkageproperty>5％条件下，铸件内部不存在缩松缺陷。shrinkageproperty>2％的结果显示，铸件端部与侧壁相交的部位可能产生轻微缺陷。为进一步提高铸件质量，优化铸件凝固顺序，在缺陷相应部位设置外冷铁。

(12)冷铁

冷铁是在型腔内部及工作表面安放的金属块，可以增加铸件局部冷却速度，改变铸件的凝固顺序。本工艺中的冷铁主要作用是在冒口难于补缩的部位防止缩孔、缩松，并与冒口配合，加强铸件的顺序凝固条件。

最初冷铁布置方案如图12所示。在缩松缺陷出现部位的附近(图中1、2所示的两处位置)分别对称布置三个冷铁，冷铁尺寸为250mm╳250mm，高200mm，侧壁斜度为1/10。图13为按照方案一设置冷铁后铸件凝固过程中固相率变化情况。由图可以看出，1号位置设置冷铁后，该处冷却速度明显快于下部，过快凝固，阻碍了下部铸件壁的补缩，形成热节(图中圈出部分)；2号位置通过布置冷铁创造了良好的顺序凝固条件。图13冷铁方案一的固相率模拟结果(显示部分的固相率<50％)(a)time＝4994.27s(b)time＝5994.27s(c)time＝6994.27s(d)time＝7994.27s。如图14是方案一得到的缩松缺陷模拟结果，可见铸件内缺陷主要分布在圈内区域，与对固相率的分析结果相符。

冷铁方案一的模拟结果不理想，1号位置处冷铁激冷作用过强，导致下部区域补缩不良，且冷铁与铸件接触面为曲面，不易布置。提出方案二，更改了1号冷铁的位置和尺寸，2号冷铁不作更改，如图15所示。将1号冷铁与铸件的接触位置由外壁改为内壁，且尺寸更改为200mm╳200mm，高150mm。

对方案二的凝固过程进行模拟，与方案一出现问题基本相同，固相率模拟结果如图16所示。对方案进一步优化，减少1号位置放置冷铁的数量，改为只放一块，得到方案三(图17)，冷铁尺寸保持不变。

图18是方案三的固相率模拟结果，可见两处冷铁均较好地起到了优化铸件顺序凝固条件的作用。冷铁方案三固相率模拟结果：(a)time＝4993.77s(b)time＝5993.77s(c)time＝6993.77s(d)time＝7993.77s。图19是方案三条件下的缩松缺陷模拟结果，可见冷铁达到了减少缺陷的预期效果。

根据以上模拟结果及分析，确定冷铁的布置为方案三的形式。

通过procast模拟，综合流场、温度场、应力场耦合计算，确定浇注时间为120s，浇注温度为1580℃为最优方案时，铸件主体部分基本无缺陷，且未出现热裂倾向。

对所公开的实施例的上述说明，使本领域专业技术人员能够实现或使用本发明。本发明将不会被限制于本文所示的这些实施例，而是要符合与本文所公开的原理和新颖特点相一致的最宽范围。