DE69715795T2

DE69715795T2 - Spritzgussverfahren und Werkstück

Info

Publication number: DE69715795T2
Application number: DE69715795T
Authority: DE
Inventors: Kim E. Bowen; David A. Cook; Ranes P. Dalal; David P. Ingersoll; Douglas S. Potter; Jack W. Van Heest
Original assignee: Howmet Research Corp
Current assignee: Howmet Corp
Priority date: 1996-12-10
Filing date: 1997-12-05
Publication date: 2003-05-28
Anticipated expiration: 2017-12-06
Also published as: JPH10216921A; DE69715795D1; EP0848078A1; US6296043B1; EP0848078B1

Description

Die Erfindung betrifft ein Verfahren für das sog. Spray-forming, wobei eine zerstäubte Metall- oder Legierungsschmelze auf einem Kollektor niedergeschlagen wird, um einen Sprühniederschlag zu bilden.
Ein Spray-forming-Verfahren ist in US-Patent Nr. 3 826 301 beschrieben, welches beinhaltet, eine Metall- oder Legierungsschmelze zu zerstäuben und den zerstäubten Sprühstrahl auf eine in einer Sprühkammer angeordnete Kollektoroberfläche zu richten, um einen Artikel zu bilden. Die Sprühkammer wird typisch auf dem Niveau des Atmosphärendrucks des in ihr enthaltenen Argons oder anderen nichtreaktiven Gases gehalten, während der Schmelzesprühstrahl auf den Kollektor gerichtet ist.
Das US-Patent Nr. 3 826 921, jetzt Reissue Nr. 31 767, beschreibt die Kontrolle der Temperatur des Sprühniederschlags unabhängig von der Temperatur einer Form, wobei ein zerstäubter Sprühstrahl so gerichtet wird, dass die Struktur des Sprühniederschlags gesteuert wird. Zu diesem Zweck konzentriert sich das Patent auf die Bedingungen der Gaszerstäubung der Metall- oder Legierungsschmelze und nicht auf die Bedingungen in der Sprühkammer.
Das Spray-forming-Verfahren zur Herstellung von metallischen Artikeln ist noch immer mit den Nachteilen behaftet, dass der Sprühniederschlag Argon- oder andere Gaseinschlüsse aufweist, wodurch die Porosität des Niederschlags erhöht wird, dass zylinderförmige Spray-forming-Teile spaltartige Hohlräume in den an den Innendurchmesser angrenzenden Bereichen aufweisen und dass die Ausbeuten von akzeptablen Spray-forming-Artikeln aus der Sicht der kommerziellen Fertigung unbefriedigend niedrig sind. Ferner zeigt sich grobkörnige Zeilenbildung beim Spray-forming von gewissen Nickelbasis-Superlegierungen, z. B. IN718.
Die US-A-2 639 490 offenbart ein Verfahren und eine Vorrichtung zum Herstellen eines metallischen Artikels im Spray-forming-Verfahren unter Subatmosphärendruck. Gemäß dem grundlegenden Prinzip dieses Verfahrens wird eine Schmelze durch Bereitstellen einer konstanten Druckhöhe der Metallschmelze zerstäubt, um die Schmelze zu zerstäuben, indem die unter Druck stehende Schmelze in ein Rohr eingespeist wird, dessen abstromseitiges Ende mit einer Düse versehen ist, und indem die unter Druck stehende Schmelze aus der Düse in eine evakuierte Sprühkammer hinein freigesetzt wird. An dem abstromseitigen Ende des Rohres ist die Öffnung der Düse von Austrittsöffnungen zum Abgeben von Strahlen eines Trägergases für die zerstäubte Schmelze umgeben. Die US-A-2 639 490 lehrt, die Temperatur der Metallschmelzepartikel bei ihrer Bewegung von der Düse zu einem Kollektor aktiv zu kontrollieren durch die Verwendung eines Trichters und einer Heizspule, welche den Sprühstrahl im Fluge zwischen Düse und Kollektor umgeben. Das Dokument enthält nichts bezüglich der Natur des Trägergases und lehrt, dass für Ausführungsformen, welche die Trägergasstrahlen verwenden, jeder gewünschte Druck, üblicherweise oberhalb Atmosphärendruck, in der Sprühkammer aufgebaut werden kann (siehe Spalte 5, Zeilen 27 bis 30).
Die Aufgabe der Erfindung liegt in der Bereitstellung eines Spray-forming-Verfahrens, welches zu einem Artikel mit verminderter Porosität und verbesserter Mikrostruktur führt, und zwar durch die Verwendung einer Sprühkammerdruckkontrolltechnik zur Bereitstellung einer besseren thermischen Kontrolle eines zerstäubten Sprühstrahls im Fluge in der Sprühkammer und des auf einem Kollektor in der Sprühkammer niedergeschlagenen Sprühmaterials.
Diese Aufgabe wird durch das Verfahren nach Anspruch 1 gelöst. Weitere Verbesserungen des erfindungsgemäßen Verfahrens sind in den Ansprüchen 2 bis 10 definiert, und ein mittels des erfindungsgemäßen Verfahrens hergestellter Artikel ist in Anspruch 11 definiert.
Die Erfindung stellt in einer Ausführungsform eine Druckkontrolltechnik bereit, welche In-situ-Evakuierung der Sprühkammer während des Sprühniederschlags des zerstäubten Metalls oder der zerstäubten Legierung auf dem Kollektor vorsieht, so dass ein Partialdruck eines inerten oder nichtreaktiven Gas von 26,6 bis 53,2 kPa (200 Torr bis 400 Torr) in der Sprühkammer, bevorzugt ein Gaspartialdruck von 1,33 kPa (10 Torr) bis weniger als 53,2 kPa (400 Torr) gehalten wird. Mit einem solchen niedrigen Gaspartialdruck in der Sprühkammer erhalten der zerstäubte Sprühstrahl im Fluge in der Sprühkammer und das auf dem Kollektor in der Sprühkammer niedergeschlagene Sprühmaterial höhere Temperaturen. Ferner wird das Ausmaß an Gaseinschlüssen in dem Niederschlag vermindert im Vergleich zu den Gaseinschlüssen, welche in einem Niederschlag vorhanden sind, der bei einem Druck nahe Atmosphärendruck gesprüht wird.
In einer anderen Ausgestaltung der Erfindung wird der zerstäubte Sprühstrahl von Metall- oder Legierungsschmelze erzeugt durch Zufuhr einer Schmelze zu einer Zerstäubungsvorrichtung unter Verwendung eines Zerstäubungsgases, bei dem es sich z. B. um Argon oder ein anderes Gas handeln kann, welches gegenüber der Schmelze inert oder nichtreaktiv ist, um die Schmelze zu zerstäuben und sie als ein Sprühstrahl von Schmelzetröpfchen in die Sprühkammer zu richten, welche einen anfänglichen (verfüllten) Partialdruck von Inert- oder nichtreaktivem Gas von 53,2 kPa (400 Torr) oder weniger aufweist. Während des Sprühniederschlags des zerstäubten Sprühstrahls auf dem Kollektor wird dann der Gaspartialdruck in der Sprühkammer durch In-situ-Evakuierung der Sprühkammer zum Entfernen des aus dem zerstäubten Sprühstrahl in die Sprühkammer eingeführten Zerstäubergases bei 53,2 kPa (400 Torr) oder weniger gehalten. Für Spray-forming-Artikel wie ring- und rohrförmige Körper, die rotationssymmetrische Geometrien haben, kann der Kollektor relativ zu der Zerstäubungsvorrichtung in einem Arbeitsgang gedreht und bewegt werden, um darauf einen Sprühniederschlag aufzubauen.
Das erfindungsgemäße Spray-forming-Verfahren, welches die im Vorstehenden erwähnte Niedriggaspartialdruck-Kontrolltechnik verwendet, um dem zerstäubten Sprühstrahl und dem niedergeschlagenen Material höhere Temperaturen zu verleihen, vermindert eingeschlossene Hohlräume in dem niedergeschlagenen Material, reduziert innere spaltartige Hohlräume in der Nähe der Kollektoroberfläche während des Sprühniederschlags und sorgt für eine gleichmäßige Korngröße über die Dicke des rohrförmigen Sprühniederschlags als Ergebnis der Erzielung verbesserter thermischer Gleichgewichtsbedingungen in dem Niederschlag während des Sprühniederschlags. Eine Folge davon ist, dass die Ausbeuten von akzeptablen Spray-forming-Komponenten verbessert werden können.
Bei der Umsetzung der Erfindung ist es möglich, die Sprühniederschlagsoberfläche in ihrem Vorderkantenbereich in einem gewählten spitzen Winkel relativ zur Horizontalen auszurichten, um die Qualität des Sprühniederschlags durch Verminderung von spaltartigen Hohlräumen in den an den Innendurchmesser angrenzenden Bereichen zu verbessern. Zu diesem Zweck sieht eine besondere Ausführungsform vor, die Kollektoroberfläche selbst in einem gewählten spitzen Winkel zur Horizontalen auszurichten. Gemäß einer weiteren Ausführungsform ist es möglich, den Kollektor in situ in der Nähe der Vorderkante des Niederschlags an einer anfänglichen Niederschlagsposition aktiv aufzuheizen. Der Kollektor ist thermisch isoliert und in der Lage, die thermische Dehnung der Kollektoroberfläche aufzunehmen. Ferner sind Abtastrate und Abstand eines Abtast-Zerstäubers der Drehzahl des Kollektors in der Weise untergeordnet, dass die tatsächliche Zerstäuberverweilzeit (Sprühzeit) mit wachsender Kollektor-Drehzahl geringer wird.
Diese und weitere Aufgaben und Vorteile der Erfindung ergeben sich aus der nachfolgenden Detailbeschreibung in Verbindung mit den nachfolgenden Figuren.

BESCHREIBUNG DER FIGUREN

Fig. 1 ist eine schematische perspektivische Darstellung einer Vorrichtung in Einklang mit einer Ausführungsform der Erfindung zur Durchführung der erfindungsgemäßen Niedriggaspartialdruck-Kontrolltechnik.
Die Fig. 2 und 2A sind Querschnitte eines Zerstäubers und eines Verteilers zur Durchführung der Erfindung.
Fig. 3 ist eine querschnittliche Darstellung eines Kollektors für die versprühte Schmelze.
Die Fig. 4A1 und 4B1 sind Fotografien von Nickelbasis-Superlegierungsmaterial vom Typ IN718 im gesprühten Zustand, gesprüht bei 53,2 kPa (400 Torr) bzw. 97,1 kPa (730 Torr) auf einen Dorn mit einem Durchmesser von ca. 51 cm (20 Inch). Die Fig. 4A2 und 4B2 sind mikroskopische Aufnahmen des bei 53,2 kPa (400 Torr) bzw. 97,1 kPa (730 Torr) gesprühten IN718-Nickelbasis-Superlegierungsmaterials im gesprühten Zustand und zeigen die Korngröße und Porosität. Die in den Fig. 4A1 und 4B1 gezeigten Preforms oder Vorformen wurden in einem Winkel von 0 Grad (siehe Winkel AA von Fig. 1; d. h. mit der Längsachse des Kollektors horizontal) hergestellt.
Die Fig. 5A und 5B sind Mikrofotografien von elektronenstrahlschweißwärmebeeinflussten Zonen von heißisostatisch gepresstem Spray-forming- Waspaloy-Nickelbasis-Superlegierungsmaterial, gesprüht bei 53,2 kPa (400 Torr) bzw. 97,1 kPa (730 Torr), aus denen eine höhere Porosität in der Schweißwärmeeinflusszone für die bei 97,1 kPa (730 Torr) gesprühte Probe hervorgeht, Fig. 5B.
Fig. 6A ist eine Seitenansicht eines DC-(Gleichstrom-)Plasmaaufheizbrenners, welcher bei der Umsetzung einer Ausführungsform der Erfindung zur Anwendung kommen kann. Fig. 6B ist eine Draufsicht auf den Vorheizbrenner von Fig. 6A. Fig. 6C ist eine Endansicht des Aufheizbrenners von Fig. 6A.
Die Fig. 7A und 7B sind Fotografien von IN718-Nickelbasis-Superlegierungsmaterial im gesprühten Zustand, gesprüht bei 97,1 kPa (730 Torr) auf eine verjüngte Kollektoroberfläche mit ca. 51 cm (20 Inch) Durchmesser in einem Winkel von 45 Grad, Fig. 7B (siehe Winkel AA von Fig. 1), gegenüber 25 Grad, Fig. 7A, wobei die zentralen Bereiche der Niederschläge jeweils in 45- und 25-Grad-Winkeln für die Fig. 7A und 7B lagen.
Fig. 8A und Fig. 8B sind Fotografien von IN718-Nickelbasis-Superlegierungsmaterial im gesprühten Zustand, gesprüht bei 53,2 kPa (400 Torr) auf eine verjüngte Kollektoroberfläche mit ca. 51 cm (20 Inch) Durchmesser in einem Winkel von 25 Grad (siehe Winkel AA von Fig. 1), wobei die zentralen Bereiche der Niederschläge in 25-Grad-Winkeln für die Fig. 8A, 8B lagen. Die Sprühniederschläge der Fig. 4B, 7 und 8 sind im nach dem Sprühen in zwei Teile geschnittenen Zustand gezeigt.
Fig. 9A zeigt die Kollektoraußenfläche mit einem darauf abgeschiedenen Spray-forming-Niederschlag und den Oszillationszyklus, welcher inkrementelle Sprühwinkel der Zerstäuberdüse umfasst. Fig. 9B zeigt die überlappende auf der Kollektoraußenfläche anfallende Sprühverteilung als Ergebnis des Oszillationssprühzyklus.
Es wird nun auf Fig. 1 Bezug genommen, welche eine schematische Darstellung einer Vorrichtung zur Durchführung des Spray-forming-Verfahrens unter Verwendung der Druckkontrolltechnik in Einklang mit einer Ausführungsform der Erfindung zeigt. Die Vorrichtung umfasst eine Vakuumschmelzkammer A und eine Sprühkammer B in einer von Wänden umgebenen Kammer C. In der Schmelzkammer A ist ein feuerfester Tiegel 10 angeordnet, in dem eine Metall- oder Legierungscharge durch induktives Schmelzen mit Hilfe einer um den Tiegel herum angeordneten Induktionsspule 12 geschmolzen wird. Wie gezeigt ist der Tiegel 10 um einen Tiegelzapfen T schrägstellbar, um die Metall- oder Legierungsschmelze bei einer geeigneten Überhitzungstemperatur in einen feuerfesten Tundish oder Verteiler 14 zu gießen. Wie in den Fig. 1 und 2 gezeigt, umfasst der Verteiler 14 eine Schmelzeaufnahmekammer 14b und einen feuerfesten Schmelzeausguss 14c, welcher eine Schmelzeausflussöffnung 14d definiert (typischer Durchmesser 6,35 bis 7,62 mm (0,250 bis 0,300 Inch), z. B. 7,42 mm (0,292 Inch) für eine Schmelze des Typs IN718). Die Schmelze wird über die Öffnung 14d einem darunterliegenden Zerstäubermittel 18 zugeführt, das unterhalb der Zwischenwand 19 angeordnet ist, welche die Schmelzkammer A und die Sprühkammer B voneinander trennt. Der Verteiler hat die Funktion, das Metall zu filtern und seine Strömungsrate zu kontrollieren.
Die Schmelzkammer A ist über eine Leitung C1 mit einer herkömmlichen Vakuumpumpe 20 verbunden, welche in der Lage ist, die Schmelzkammer A auf sehr tiefe Vakuumwerte, zum Beispiel auf Werte von weniger oder gleich 1,33 Pa (10 um Hg) zu evakuieren, bevor die Charge in dem Tiegel 10 induktiv geschmolzen wird. Auf diese Weise werden Sauerstoff, Stickstoff und andere Gase, welche die Schmelze kontaminieren und/oder mit der Schmelze in Reaktion treten könnten, vor und während des Schmelzvorgangs aus der Kammer A entfernt.
Als Beispiel, ohne die Erfindung beschränken zu wollen, beginne das Sprayforming einer bekannten Nickelbasis-Superlegierung IN 718 damit, dass der Tiegel 10 mit Stangenmaterial der IN 718-Superlegierung in der geeigneten benötigten Menge beschickt wird. Der Tiegel 10 umfasst einen mit Aluminiumoxid ausgekleideten Tiegel, der mit der geschmolzenen IN 718-Superlegierung im Wesentlichen nicht reaktionsfähig ist. Die feste Charge der IN 718-Superlegierung wird in dem Tiegel 10 induktiv geschmolzen, indem die Induktionsspulen 12 betrieben werden. Die IN 718-Schmelze wird auf eine geeignete Überhitzungstemperatur oberhalb des Schmelzpunktes der Legierung (z. B. plus 93,3 bis 149ºC (200 bis 300ºF), so zum Beispiel plus 149ºC (300ºF) für die IN 718-Superlegierungsschmelze) gebracht, bevor sie vergossen wird. Die Schmelzetemperatur wird durch Infrarotstrahlungs-(IR-)Pyrometer gemessen. Sobald sich die Schmelze bei der Überhitzungstemperatur stabilisiert hat, werden sowohl die Schmelzkammer A als auch die Sprühkammer B mit einem inerten oder nichtreaktiven Gas auf einen Partialdruck von 26,6 kPa (200 Torr) bis weniger oder gleich 53,2 kPa (400 Torr) verfüllt, und zwar via Gas, welches von dem Zerstäuber 18 abgegeben wird, wie noch zu beschreiben, oder von Gasquellen S1 und/oder S2, bei denen es sich um mit einem Inertgas (z. B. Argon) oder einem nichtreaktiven Gas gefüllte Hochdruckzylinder oder Flaschen handeln kann, via Ventile V1, V2. Die Quellen S1, S2 können zu diesem Zweck zu einer einzigen Gasquelle zusammengefasst werden, um die Kammern A, B mit Gas zu versorgen. Die überhitzte Schmelze wird dann in den vorgewärmten Verteiler 14 eingegossen.
Der Verteiler 14 umfasst ein aufrechtstehendes retikuliertes Keramik-(Zirkonia-)Filter 17 mit zum Beispiel 10 bis 20 Poren pro 2,54 cm (1 Inch), welches die Schmelzeaufnahmekammer 14b des Verteilers in eine Eingusskammer 14 g, welche die Schmelze von dem Tiegel 10 aufnimmt, und eine Beruhigungskammer 14h, welche oberhalb des Schmelzeausgusses 14c angeordnet ist, um diesem eine beruhigte Schmelze zuzuführen, aufteilt. Das Filter 17 übernimmt die Aufgabe, die Legierungsschmelze bei ihrer Bewegung von der Eingusskammer 14g zur Beruhigungskammer 14h, wo die Schmelze in den Schmelzeausguss 14c eintritt, zu filtern und Turbulenzen von der Eingusskammer zur Beruhigungskammer zu zerstreuen. Eine Thermoelement-Anordnung 15 im Verteiler zeichnet die Verteilermetalltemperatur während eines Sprühlaufs auf.
Wie gezeigt ist das Filter 17 in dem Verteiler seitlich lagefixiert, indem die Fitterbreitenausdehnung in einem eingegossenen komplementären Schlitz in dem Verteiler aufgenommen ist, während es in der Vertikalen durch einen Zirkoniastein 17b niedergehalten wird. Das Filter 17 weist einen oberen Überlaufkanal 17a und einen V-förmigen Boden auf, der sich in einer Richtung normal zur Zeichnungsebene erstreckt, wobei der Scheitelpunkt des Körpers abgeschnitten ist, um die Drainage des Filters zwischen Eingüssen von Metallschmelze in den Verteiler zu fördern und die Drainage auf diesen örtlichen Filterbereich zu konzentrieren.
Die aus dem Tiegel 10 in den vorgewärmten Verteiler 14 gegossene Schmelze wird über den Schmelzeausguss 14c abgegeben, um den eine Ausgussheizeinrichtung 14j angeordnet ist. Die Fließrate der Schmelze aus der Schmelzeausflussöffnung 14d wird durch Aufrechterhaltung einer geeigneten Druckhöhe des Metalls im Verteiler gesteuert. Eine typische Fließrate für eine Superlegierungsschmelze des Typs IN 718 kann in einem Bereich von 34 bis 43 kg (75 bis 95 lbs) pro Minute angesiedelt sein. Die über die Schmelzeausflussöffnung 14d des Verteilers abgegebene Schmelze fließt dem Zerstäubermittel 18 zu.
Das in den Fig. 2 und 2A gezeigte Zerstäubermittel 18 zum Zerstäuben der Schmelze ist von der Art, wie sie in den US-Patenten Nr. 4 779 802 und Nr. 4 905 899 beschrieben ist. Das Zerstäubermittel 18 umfasst eine statische Primärgasdüse 18a, welche um den Schmelzeausguss 14c angeordnet ist. Die Primärgasdüse 18a benutzt ein Primärgas, beispielsweise ein Inertgas (z. B. Argon) unter einem Druck im Bereich von 307,5 bis 514 kPa (30 bis 60 psig), welches von einem Verteiler 19a zugeführt wird, um ein Zurückspritzen der aus der Öffnung 14d abgegebenen Schmelze zu verhindern, wobei ein besonderer Primärgas-(Argon-)Druck für eine IN 718-Schmelze zur Verhinderung des Zurückspritzens bei 342 kPa (35 psig) liegt. Der Verteiler 19a der statischen Gasdüse 18a empfängt Gas von einer Gasquelle 22, welche außerhalb der Sprühkammer B angeordnet ist. Die Gasquelle kann herkömmliche Hochdruckzylinder oder Flaschen mit einem Inertgas, bei dem es sich z. B. um hochreines Argon handeln kann, oder einem anderen Gas, welches im Wesentlichen nichtreaktionsfähig mit der Schmelze ist, umfassen.
Das Zerstäubermittel 18 umfasst auch einen Abtast-Gaszerstäuber 18d, der die zerstäubte Schmelze von der Primärdüse 18a empfängt und ein Zerstäubungsgas, zum Beispiel ein Inertgas (z. B. Argon) unter einem Zerstäubungsgasdruck im Bereich von 583 bis 1064 kPa (70 bis 140 psig) verwendet, welches von einem Gasverteiler 21 zum Zerstäuben der Schmelze bereitgestellt wird, wobei ein besonderer Sekundärzerstäubungsgasdruck für eine Superlegierungsschmelze vom Typ IN 718 bei 858 kPa (110 psig) liegt. Der Abtast- Zerstäuber 18d wird als Abtast-Zerstäuber bezeichnet, weil er in wiederholten Zyklen oszilliert, wobei jeder Oszillationszyklus eine Oszillation bei progressiv größer werdenden Sprühwinkeln (bezogen auf seine vertikale Achse) umfasst, während der Kollektor 30 bei kontrollierten Raten relativ zu dem Zerstäuber 18d axial bewegt und gedreht wird.
Als Beispiel und ohne hierauf beschränkt zu sein, sei angeführt, dass der Zerstäuber 18d so betrieben werden kann, dass wiederholte Zyklen durchlaufen werden, wobei jeder Zyklus eine Oszillation bei einem Winkel von ca. 1º, 7º und 13º während jeweils einer Umdrehung des Kollektors, ausgehend von der vertikalen Achse des Zerstäubers, umfasst, Fig. 9A. Das heißt, der Zerstäuber 18d wird durch einen 1,06-Grad-Bereich relativ zu der vertikalen Achse während einer Umdrehung des Kollektors 30 oszillieren, dann durch einen 7,41-Grad-Bereich während einer Umdrehung des Kollektors oszillieren und dann durch einen 13,58-Grad-Bereich während einer Umdrehung des Kollektors 30 oszillieren. Dieser Zyklus wiederholt sich, während der Kollektor 30 in Axialrichtung von einer Start-Niederschlagsposition zu einer End-Niederschlagsposition in einem Arbeitsdurchgang bewegt wird, um den gewünschten Sprühniederschlag als eine Vorform auf dem Kollektor zu bilden. Der Abtastzyklus des Zerstäubers 18d, welcher größer werdende Oszillationswinkel über jeweils eine Umdrehung des Kollektors verwirklicht, dient zum Überlappen des Sprühniederschlags nach einem in schematischer Form in Fig. 9B dargestellten Muster in gleichmäßiger Verteilung über nur durch die Länge des Kollektors 30 limitierten Kollektorlängen in einer Niederschlagsoperation in einem Arbeitsgang, d. h. wobei der Kollektor 30 eine Axialbewegung von rechts nach links, bezogen auf die Fig. 1 und 6, relativ zu dem Zerstäuber 18d in einem Arbeitsgang ausführt, um die Spray-forming-Vorform auf der Kollektoroberfläche 104a zu bilden. In Fig. 9B sind sogenannte "sweet spots" des Sprühniederschlags im Wesentlichen gleichabständig voneinander im Abstand R auf der Kollektoroberfläche angeordnet, um einen im Wesentlichen gleichmäßigen Sprühniederschlag zu bilden, dessen Vorderkantenbereich eine Ausrichtung innerhalb von 10 bis 20 Grad (z. B. 15 Grad wie gezeigt) zur Horizontalen (oder zu einer zu der Sprühachse der Zerstäubungsdüse 18d senkrechten Achse in dem Fall, dass eine nichthorizontale Düse/Kollektor-Ausrichtung verwendet wird) zeigt.
Die Drehzahl des Kollektors 30 kann in Abhängigkeit vom Außendurchmesser der Kollektoroberfläche 104a variiert werden, um die Zentrifugalbelastung des Spray-forming-Niederschlags auf ein Minimum zu reduzieren; z. B. so, dass 137,6 kPa (20 psi) nicht überschritten werden. Die Oszillation des Zerstäubers 18d ist der Drehzahl des Kollektors 30 in der Weise untergeordnet, dass die Oszillationssequenzen bei annähernd 1, 7 und 13 Grad über eine Umdrehung des Kollektors stets auftreten, unabhängig von der Kollektor-Drehzahl, und dann wiederholt werden, bis der gewünschte Niederschlag gebildet ist. Die Verweilzeit (Sprühzeit) jeder Oszillation des Zyklus wird dabei mit wachsender Kollektor-Drehzahl (U/min) geringer.
Der Verteiler 21 des Abtast-Zerstäubermittels 18d empfängt Zerstäubungsgas von einer Gasquelle 23, die außerhalb der Sprühkammer B angeordnet ist. Die Gasquelle kann herkömmliche Hochdruckzylinder oder Flaschen mit einem Inertgas, bei dem es sich z. B. um hochreines Argon handeln kann, oder mit einem anderen Gas, welches im Wesentlichen nicht reaktionsfähig mit der Schmelze ist, umfassen.
Die statische Gasdüse 18a umfasst eine Mehrzahl (12) von Gasaustrittsöffnungen 18f (mit 1,4 mm (0,055 Inch) Durchmesser), die in Umfangsrichtung im Abstand voneinander um die Schmelzeausflussöffnung 14d angeordnet sind, wie in Fig. 2A gezeigt. Der Abtast-Gaszerstäuber 18d umfasst eine Mehrzahl (24) von Gasaustrittsöffnungen 18i (mit 4 mm (0,1570 Inch) Durchmesser), die in Umfangsrichtung um die Zerstäubersprühöffnung 18j angeordnet sind, wie in Fig. 2 gezeigt. Die Öffnung 18j und die Gasaustrittsöffnungen 18i des Zerstäubermittels 18 sind in einer relativen Anordnung vorgesehen, die wirksam ist, die Metall- oder Legierungsschmelze zu einem Sprühstrahl von feinen Schmelzetröpfchen zu zerstäuben; ein Zerstäuber, welcher Anwendung finden kann, ist in den US-Patenten Nr. 4 779 802 und Nr. 4 905 899 beschrieben. Der Sprühstrahl S von zerstäubtem Metall oder zerstäubter Legierung wird auf ein unten liegendes Weichstahlsubstrat 104 des Kollektors 30 gerichtet, welcher in der Sprühkammer B im Pfad des Sprühstrahls S angeordnet ist, wie in den Fig. 1 gezeigt.
Der Kollektor 30 ist auf einem Doppelkoaxialwellenmechanismus, Fig. 3, angeordnet, der den Kollektor dreht und den Kollektor auch in Axialrichtung von einer axialen Start-Niederschlagsposition zu einer axialen End-Niederschlagsposition relativ zu dem Zerstäuber 18d bewegt. Die innere Welle 31 rotiert über die zwischen den Wellen 31, 33 des Kollektors gezeigte Lageranordnung, während die äußere Welle 33 den Kollektor 30 axial bewegbar relativ zu dem Zerstäuber 18d hält. Zu diesem Zweck sind eine gezeigte Vakuumabdichtungsanordnung 31b und eine gezeigte Lageranordnung an der Kammerdoppelwandung vorgesehen. Die Drehwelle 31 wird mit Hilfe eines AC-(Wechselstrom-)Servomotors 34 zu einer Drehbewegung angetrieben. Der AC-Servomotor 34 und ein AC-Servomotor 32 sind auf einem gemeinsamen Schlitten oder Wagen (nicht gezeigt) angeordnet. Der AC-Servomotor 32 treibt über eine konventionelle Kugel/Spindel-Antriebsanordnung (nicht gezeigt) den gemeinsamen Schlitten oder Wagen, auf dem die Motoren 32, 34 gemeinsam gleitverschieblich angeordnet sind, um der Welle 33 eine Axialbewegung zu verleihen, während die Welle 31 rotiert.
Der Kollektor 30 umfasst eine äußere Kollektorsubstratoberfläche 104a, die so geformt ist, dass das/die auf dem Kollektor abgeschiedene Spray-forming- Metall bzw. -Legierung eine gewünschte Form erhält. Eine typische Standoff- Entfernung zwischen Kollektoraußenfläche 104a und Zerstäuber 18d beträgt von 58,4 bis 73,7 cm (23 bis 29 Inch), so etwa 66 cm (26 Inch) zum Sprühen von Superlegierungsschmelze vom Typ IN 718.
Der Kollektor 30 kann eine zylinderförmige äußere Kollektoroberfläche 104a zum Bilden eines ring- oder rohrförmigen Niederschlags D mit einer inneren und äußeren zylinderförmigen Kollektoroberfläche 104a, wie dies für einen ring- oder rohrförmigen Körper notwendig ist, aufweisen. Alternativ kann die Kollektoroberfläche 104a als ein verjüngter Kegel, Fig. 6, oder mit einer beliebigen anderen Gestalt ausgebildet sein, um darauf den gewünschten Sprayforming-Niederschlag zu bilden.
In einer Ausführungsform der Erfindung kann der Kollektor 30 typisch vorgeheizt werden, bevor das Versprühen der Schmelze eingeleitet wird, und zwar unter Verwendung einer statischen Induktionsspule (in Fig. 1 nicht gezeigt). Leistung und Dauer der Kollektorvorwärmung variieren in Abhängigkeit von Substratgröße und -geometrie, wobei die finale Vorheiztemperatur des Substrats für eine IN 718-Nickelbasis-Legierung typisch im Bereich von 927 bis 982ºC (1700ºF bis 1800ºF) liegt. Alternativ kann an die Stelle einer derartigen Induktionsvorwärmung der im Folgenden beschriebene DC-Plasmalichtbogenbrenner treten. Für das Spray-forming einer Superlegierung des Typs IN 718 kann der Kollektor Weichstahl umfassen, wobei jedoch auch andere Materialien für den Kollektor verwendet werden können in Abhängigkeit von dem Metall oder der Legierung, welches in dem Spray-forming-Verfahren verwendet werden soll.
Typische Abmessungen für eine verwendete zylinderförmige Kollektoraußenfläche 104a können einen Außendurchmesser im Bereich von ca. 8, 9 bis 152 cm (3,5 Inch bis 60 Inch) umfassen, und eine Länge von 152 cm (60 Inch) mit einer nutzbaren Sprühlänge von ca. 142 cm (56 Inch).
Eine detailliertere Darstellung des Kollektors 30 zeigt Fig. 3, wobei der Kollektor eine hohle, rohrförmige Struktur aufweist, die eine einfache, kostengünstige Konstruktion umfasst, Schnellwechsel-Fertigungsoperationen unterstützt, eine Isolierung des Kollektorinnendurchmessers erlaubt und thermische Dehnung des Kollektors aufnimmt. Der Kollektor 30 umfasst endliche axiale Substratstützplatten 100a, 100b und einen starken Rücken 102 aus Edelstahl zum Tragen des Gewichts der anderen Kollektorkomponenten sowie zur konzentrischen Positionierung der Endplatten 100a, 100b und des Weichstahlkollektorsubstrats 104 und dessen Kollektoroberfläche 104a relativ zur Kollektorlängsachse. Der starke Rücken 102 ist an seinem axialen Ende 102a mit einer Nabe 112 verschweißt. Ein Spannring 106 und Schrauben und Muttern 108 bzw. 109, welche an der rechten Endplatte 100b, bezogen auf Fig. 3, angreifen, halten das Weichstahlkollektorsubstrat 104 fest in 360-Grad-Ringnuten, welche zwischen den axialen Endplatten 100a, 100b gezeigt sind. Der Spannring 106 ist mit dem starken Rücken durch einen Spannringbefestigungsstift 106a, der sich durch geeignete diametrale Löcher (nicht gezeigt) in dem Spannring und starken Rücken 102 erstreckt, und durch Halteklammern 106b, welche die Befestigungsstifte an ihren Enden lagefixieren, verbunden. Die linke endliche Stützplatte 100a ist mit der Nabe 112 mittels Schrauben 114 verbunden. Die Nabe 112 selbst ist mit einer Endnabe 31a der Drehwelle über eine gezeigte Keil-und-Schraubenverbindung drehbar verbunden. Eine Vakuum- O-Ring-Packungsanordnung 31b sorgt für Abdichtung an der Welle 33.
Die Durchmesser der Endplatten 100a, 100b können verschieden sein, um ein verjüngtes Kollektoraußenflächenprofil bereitzustellen, Fig. 6, wobei der Außendurchmesser des Substrates 104 von einem Ende zum anderen abnimmt oder umgekehrt.
Zwischen den Muttern 109 der Spannringschraube 108 und der benachbarten, nach außen weisenden Oberfläche der Endplatte 100b sind entsprechende (zusammendrückbare) Graphitfilzscheiben 110 angeordnet, die dazu dienen, dem Kollektorsubstrat eine Längendehnung zu erlauben, während es vorgeheizt wird und während es den heißen Metallsprühniederschlag aufnimmt. Dieser Wärmedehnungsaufnahmemechanismus bewahrt die maßliche Integrität des Kollektors.
Ein Ringraum 120 zwischen dem Außendurchmesser des starken Rückens 102 und dem Innendurchmesser des Kollektorsubstrats 104 ist mit einer (teilweise gezeigten) Wärmeisolierung 122, bei der es sich z. B. um eine Kaowool-Isolierung handeln kann, gefüllt, was hilfreich ist, um die Temperatur des Substrates 104 auf einem ausreichenden Wert zu halten, so dass spaltartige Hohlräume in den an den Innendurchmesser angrenzenden Bereichen während des Sprühprozesses reduziert oder eliminiert werden; vgl. z. B. die obere Vorform von Fig. 8A ohne Isolierung mit der unteren Vorform von Fig. 8B mit Isolierung.
Der Kollektor 30 wird während des Niederschlags des Sprühstrahls S auf dem Kollektor durch den Antriebsmotor und die den Motor und den Kollektor 30 verbindende Welle 31 relativ zu dem Zerstäuber 18 gedreht. Der Sprühstrahl S kann dadurch um die/den ganzen Peripherie bzw. Umfang der Kollektoraußenfläche 104a niedergeschlagen werden. Die Drehgeschwindigkeit des Kollektors 30 liegt typisch im Bereich von 100 bis 200 U/min für eine Schmelze vom Typ IN 718 bei einer Fließrate von 34 bis 43 kg (75 bis 95 lbs) pro Minute. Die Kollektordrehzahl wird von der zulässigen Zentrifugalbelastung des Niederschlags bestimmt; z. B. so, dass die Zentrifugalbelastung ca. 138 kPa (20 psi) nicht überschreitet. Wie im Vorstehenden erwähnt, oszilliert der Zerstäuber 18d durch wiederholte Zyklen, von denen jeder eine Oszillation bei ca. 1, 7 und 13 Grad über jeweils eine Umdrehung des Kollektors 30 umfasst, während der Kollektor gedreht und axial bewegt wird, bis der Niederschlag über die gewünschte Länge des Kollektors aufgebaut ist.
Der Kollektor umfasst bevorzugt einen abgewinkelten peripheren "Start"- Oberflächenbereich 104b, der typisch in der Nähe der Kollektorendplatte 100a angeordnet ist und wo mit dem Sprühen des zerstäubten Metalls oder der zerstäubten Legierung begonnen wird. Der abgewinkelte Oberflächenbereich 104b unterstützt das Auffangen von Sprühmaterial und die Bildung eines "schnellen" Materialaufbaus in dem Bereich 104a (siehe Fig. 4 und 9A und "Start" in den Fig. 7 und 8) und Materialeinsparungen in der Teilhüllregion. Das heißt, ohne den Kollektorbereich 104b würde das niedergeschlagene Material abfallen oder schräg abfallen in einer Art und Weise, die der Bildung der Komponente nicht nutzen und damit zu nutzlos auf dem Kollektor niedergeschlagenem Material führen würde. Der Oberflächenbereich 104b kann auch angeordnet sein, um die Kollektorendplatte 100a vor dem Metallschmelzesprühstrahl zu schützen. Ein ähnlicher abgewinkelter Oberflächenbereich (nicht gezeigt) kann in der Nähe einer gegenüberliegenden Endplatte 100b oder in einem anderen Bereich des Kollektors 30 vorgesehen sein, wie er zum Beispiel zur Ausbildung der Endbereichsmerkmale der in den Fig. 7 und 8 gezeigten Niederschläge eingesetzt wurde.
Bei der Umsetzung der Erfindung wird die Sprühkammer B über eine gegenüber dem Zerstäuber 18d angeordnete Leitung C2 mit einem Vakuumpumpsystem verbunden, welches in der Lage ist, die Sprühkammer B mit einer Rate zu evakuieren, die hoch genug ist, um einen gewählten niedrigen Gaspartialdruck (z. B. einen Argongaspartialdruck, wenn es sich bei dem von dem statischen Zerstäuber 18a und Abtast-Zerstäuber 18d abgegebenen Gas um Argon handelt) in der Sprühkammer B während des Spray-forming des Sprühstrahls S auf dem Kollektor 30 aufrechtzuerhalten. Das heißt, das Vakuumsystem muss in der Lage sein, das Argongas aus der Sprühkammer B mit einer Räte abzuziehen, die hoch genug ist, um den gewählten niedrigen Gaspartialdruck in der Sprühkammer aufrechtzuerhalten, während der Sprühstrahl S auf den Kollektor 30 gerichtet und auf ihm niedergeschlagen wird. Bevorzugt wird der Gaspartialdruck in der Sprühkammer B bei 53,2 kPa (400 Torr) und darunter, bis hinab zu 1,3 kPa (10 Torr) gehalten. Zum Spray-forming von Superlegierungsschmelzen, z. B. einer Superlegierungsschmelze des Typs IN 718, wird der Gaspartialdruck in der Kammer B in einem Bereich von 33 kPa (250 Torr) bis weniger als 53,2 kPa (400 Torr) gehalten unter Verwendung des im Folgenden beschriebenen Vakuumsystems.
Ein geeignetes Vakuumsystem zur Erzielung derartiger Gaspartialdruckniveaus in der Sprühkammer B umfasst einen Verdichter (Pumpe) erster Stufe und zweiter Stufe B1, B2, welche in Reihe mit einem zwischen die Verdichter geschalteten Zwischenkühler B3 zur Erniedrigung der Kompressionswärme angeordnet sind. Der Verdichter B1 der ersten Stufe ist ein kommerziell erhältlicher Verdichter vom Typ Stokes HPB 622, während der Verdichter B2 der zweiten Stufe ein kommerziell erhältlicher Verdichter des Typs Hibbon SIAV 25 ist. Wenn miteinander verbunden, stellen die Verdichter B1, B2 der ersten und zweiten Stufe ausreichend Vakuum bereit, um den Zerstäubungsgasfluss bei 757 kPa (110 psi) (d. h. ca. 25,5 m³ (900 cu.ft.) pro Minute) in der Sprühkammer B während des Sprühniederschlags zu überwinden und die Sprühkammer B bei einem Vakuum von typisch 26,6 kPa (200 Torr) bis weniger als 53,2 kPa (400 Torr) während des Sprühniederschlags zu halten. Die Höhe des Vakuums in der Sprühkammer B wird in einem Regler CC mit Proportional-Integral-Differential-Verhalten (z. B. einem Regler UDC 3000 von Honeywel) Inc.) voreingestellt, der ein Modulationsventil VV zwischen den Verdichtern B1, B2 und der Sprühkammer B selbsttätig regelt.
Bevor der zerstäubte Sprühstrahl S in die Sprühkammer, auf den Kollektor 30 gerichtet wird, wird die Sprühkammer B auf weniger als 0,133 Pa (1 um) anfangsevakuiert im Zusammenwirken mit der Evakuierung der Schmelzkammer A durch das Vakuumpumpsystem 20 zur Entfernung von Sauerstoff, Stickstoff und anderen unerwünschten Gasen. Nach erfolgtem Schmelzen der Legierung in dem Tiegel 10 im Hochvakuum werden die Kammern A, B mit einem Inertgas (z. B. hochreinem Argon) oder einem nichtreaktiven Gas auf einen Gaspartialdruck im Bereich von 26,6 kPa (200 Torr) bis weniger oder gleich 53,2 kPa (400 Torr) aufgefüllt oder verfüllt. Das Gas zum Auffüllen wird bereitgestellt über den Zerstäuber 18 oder die Gasquellen S1 und/oder S2, bei denen es sich um Hochdruckzylinder oder Flaschen mit einem hochreinen Inert- oder nichtreaktiven Gas handeln kann, via Ventile V1 und/oder V2. Zum gleichen Zweck kann eine einzige gemeinsame Gasquelle (nicht gezeigt) für die Kammern A, B über ein gemeinsames Ventil (nicht gezeigt) bereitgestellt werden. Nach erfolgter Verfüllung der Sprühkammer B mit dem inerten oder nichtreaktiven Gas auf einen Gaspartialdruck im Bereich von 26,6 kPa (200 Torr) bis weniger oder gleich 53,2 kPa (400 Torr) wird die Schmelze durch den Verteiler 14 zu dem Zerstäuber 18 befördert oder geführt, und der zerstäubte Sprühstrahl S wird auf den vorgeheizten Kollektor 30 gerichtet, um darauf als Spray-forming-Niederschlag mit typischen Niederschlagsdicken im Bereich von 1,27 bis 10,2 cm (0,5 bis 4,0 Inch) abgeschieden zu werden. Der Kollektor 30 wird in einem Arbeitsgang relativ zu dem Zerstäuber 18d gedreht und axial bewegt, um das Sprühmaterial unter Bildung der gewünschten Vorformgestalt auf der Kollektoroberfläche 104a niederzuschlagen.
Ein typisches Verhältnis von Zerstäubungsgas zu Metallströmungsrate, welches bei der Umsetzung der Erfindung Verwendung findet, speziell für das Sprayforming von Nickelbasis-Superlegierungen wie IN 718, liegt bei etwa 1,2 zu 1; die Erfindung ist jedoch diesbezüglich nicht beschränkt. Ein Vorteil der Erfindung ist, dass die Qualität des Sprühniederschlags nicht so kritisch mit dem Gas/Metallverhältnis verbunden zu sein scheint, wie dies der Fall ist, wenn der Sprühdruck in der Sprühkammer B in der Nähe des Atmosphärendrucks liegt.
Wie im Vorstehenden erwähnt, wird der Kollektor 30 gedreht, während der Sprühstrahl S am Kollektor 30 von dem Abtast-Zerstäuber 18d in wiederholten Zyklen abgetastet wird, von denen jeder eine Oszillation bei etwa 1, 7 und 13 Grad umfasst. Während der Sprühstrahl S auf den Kollektor 30 gerichtet und dort niedergeschlagen wird, sind die Vakuumpumpen B1, B2 betätigbar, um den Gaspartialdruck (z. B. den Argonpartialdruck, wenn das Zerstäubungsgas Argon ist) auf einem niedrigen Wert zu halten, bevorzugt von 1,33 kPa (10 Torr) bis nicht mehr als 53,2 kPa (400 Torr).
Bei einer Ausführungsform der Erfindung wird der Kollektor 30 während des Sprühvorgangs mittels eines DC-Plasmabrenners oder einer DC-Plasmapistole 130 vorgewärmt, Fig. 6A, 6B und 6C. Im Einzelnen ist eine Niederdruck-DC-Plasmalichtbogen-Vorheizbrenner bzw. -pistole gezeigt zum aktiven Aufheizen der Kollektoroberfläche 104 gerade vor der Vorderkante LE des Niederschlags während dessen Bildung; d. h. zur Bereitstellung einer aktiven Insitu-Substratbeheizung während des Niederschlags. Der Brenner oder die Pistole 130 erwärmt das Substrat 104 gerade vor dem Niederschlag, um 1) die Bindung zwischen Niederschlag und Substrat 104 zu erhöhen, 2) spaltartige Hohlräume in den an den Innendurchmesser angrenzenden Bereichen zu reduzieren durch Aufrechterhaltung eines Niederschlag/Grenzflächen-Wärmeprofils von 927 bis 982ºC (1700 bis 1800ºF) und 3) den Schwerpunkt der thermischen Energie an die Vorderkante des Niederschlags legen zu können, wo die thermische Energie zu diesen Zwecken benötigt wird. Die In-situ-Vorheizung des Kollektorsubstrats 104 durch den Brenner 130 in Kombination mit der verwendeten Kollektorkonstruktion, welche die thermische Isolierung 122 aufweist, führen zu einem konstanten Wärmeprofil in den an den Innendurchmesser angrenzenden Bereichen und damit einhergehend zur Eliminierung von spaltartigen Hohlräumen in dem Niederschlag in den an den Innendurchmesser angrenzenden Bereichen. Der/die DC-Plasmalichtbogenbrenner bzw. -pistole 130 umfasst typisch eine konventionelle Argon-Helium-Plasmapistole, wie sie typisch in Vakuum-Plasmaspritz-Anwendungen verwendet wird. Der Brenner oder die Pistole wird über geeignete mit der Pistole 130 verbundene, gezeigte Wasserleitungen 150 wassergekühlt und empfängt ein geeignetes Plasmagas über geeignete mit der Pistole verbundene (nicht gezeigte) Gasleitungen.
Alternativ kann die im Vorstehenden erwähnte Induktionsvorheiztechnik verwendet werden, um den Kollektor zu erwärmen; die Induktionsvorwärmung kann jedoch nur eingesetzt werden, um den Kollektor vor Sprühbeginn vorzuwärmen, während die mit einer DC-Plasmaquelle arbeitende Technik vor und während des Sprühprozesses eingesetzt werden kann.
Der Brenner oder die Pistole 130 ist an einem in den Fig. 6a, 6B und 6C gezeigten Gleitmechanismus montiert, welcher in der Sprühkammer B untergebracht ist. Der Gleitmechanismus trägt einen Ausleger 142, der Teil der Brenneranordnung ist. Der Ausleger 142 wird von einem Schlitten 144 getragen, welcher durch einen Servomotor 145 und einen Kugel/Spindel-Mechanismus 146 in einer Richtung parallel zum Durchmesser des Kollektors 30 beweglich ist, um es zu ermöglichen, die Brennerfahne P in der radialen Dimension an das Profil des auf der Substratoberfläche 104 während des Sprühprozesses aufzubauenden Sprühniederschlags anzupassen, siehe z. B. Fig. 6C.
Der Brenner 130 und der Kollektor 30 werden anfänglich an die Start-Niederschlagsposition an dem Kollektor 30 durch Axialbewegung des Doppelwellenmechanismus positioniert. Der Brenner 130 kann so eingestellt werden, dass die Plasmafahne normal zur Kollektorsubstratoberfläche 104a oder - bei Verwendung der verjüngten Kollektoroberfläche wie bereits beschrieben - in einem Winkel dazu gerichtet ist. Bei der Axialbewegung (von rechts nach links bezogen auf Fig. 6B) des Kollektors 30 während des Niederschlags ist die Plasmafahne zu dem im Vorstehenden beschriebenen Zweck auf den Bereich gerade vor der Vorderkante LE des Niederschlags gerichtet.
Bei dem Spray-forming sieht die vorliegende Erfindung vor, den Winkel des Vorderkantenbereichs LE des Sprühniederschlags, Fig. 9A, als spitzen Winkel zu einer senkrecht zur Sprühachse der Zerstäuberdüse 18d stehenden Achse zu wählen, um spaltartige Hohlräume in den an den Innendurchmesser angrenzenden Bereichen zu vermindern, unabhängig vom Druck in der Sprühkammer. Dies kann erzielt werden durch richtige Einstellung der Oszillationswinkel der Zerstäuberdüse 18d. Alternativ oder zusätzlich kann die Kollektoraußenfläche 104a (oder alternativ der Winkel der Längsachse des Kollektors 30) zu diesem Zweck so ausgerichtet sein, dass sie außerhalb der Horizontalen liegt. So kann zum Beispiel der Winkel AA, Fig. 1, der Kollektoroberfläche 104a so gewählt sein, dass er bei 10 bis 30 Grad, z. B. 25 Grad, relativ zur Horizontalen (oder einem anderen spitzen Winkel zur Horizontalen) liegt, um die Qualität des Sprühniederschlags durch Verminderung spaltartiger Hohlräume in den an den Innendurchmesser angrenzenden Bereichen zu verbessern. Wenn der Winkel AA der Kollektoroberfläche 104a 45 Grad oder 0 Grad relativ zur Horizontalen beträgt, können Spray-forming-IN 718-Niederschläge auf dem Kollektor 30 erzeugt werden, die bezüglich ihrer Porosität in den an den Innendurchmesser angrenzenden Bereichen nicht ganz optimal sind; vgl. z. B. die Fig. 4A, 4B (0-Grad-Winkel AA) und Fig. 7B (45-Grad- Winkel AA der verjüngten Kollektoroberfläche 104a) gegenüber Fig. 7A und Fig. 8A, 8B (25-Grad-Winkel AA der verjüngten Kollektoroberfläche 104a) hinsichtlich der in dem Niederschlag vorhandenen spaltartigen Hohlräume in den an den Innendurchmesser angrenzenden Bereichen.
Die Einstellung des Winkels AA der Kollektoroberfläche 104a relativ zur Horizontalen kann durch die Verwendung eines verjüngten Kollektorsubstrates 104 geschehen, wie in Fig. 6 gezeigt. Alternativ kann die Einstellung des Winkels AA erreicht werden durch Anordnung des bzw. der im Vorstehenden erwähnten Doppelwellenmechanismus und AC-Servomotoren für die koaxialen Wellen 31, 33 in der Weise, dass zu eben diesem Zweck der Winkel der Wellen relativ zur Horizontalen variiert wird.
Nach dem Spray-forming wird der abgeschiedene ring- oder rohrförmige Körper, typisch mit einer Dicke von 1,27 bis 10,2 cm (0,5 bis 4,0 Inch) in der Sprühkammer B unter einem relativen Vakuum abgekühlt. Der mit dem Sprayforming-Verfahren hergestellte ring- oder rohrförmige Körper wird von dem Kollektor 30 bei Umgebungstemperatur entfernt und kann dann heißisostatisch gepresst werden, um den abgeschiedenen ring- oder rohrförmigen Körper zu verdichten.
Durch Aufrechterhalten des niedrigen Gaspartialdruckes in der Sprühkammer B in Einklang mit der Erfindung wird eine verbesserte Kontrolle der Temperatur der zerstäubten Sprühtröpfchen im Fluge in der Sprühkammer B und des/der auf dem Kollektor 30 niedergeschlagenen zerstäubten Metalls bzw. Legierung sowie Verminderung der Porosität im gesprühten Zustand erhalten; siehe z. B. Fig. 4B2 mit 2,1 Vol.-% Porosität bei einem Sprühdruck von 97,1 kPa (730 Torr) im Vergleich zu Fig. 4A2 mit 0,9 Vol.-% Porosität bei einem Sprühdruck von 53,2 kPa (400 Torr). Tatsächlich erhalten durch die Sprühkammerdruckkontrolltechnik die zerstäubten Sprühtröpfchen im Fluge in der Sprühkammer B und im Niederschlag auf dem Kollektor höhere Temperaturen, weil der Wärmeverlust infolge thermischer Konvektion der Tröpfchen, der andernfalls bei höheren Sprühkammerdrücken auftreten kann, vermindert wird und sich die thermischen Gleichgewichtsbedingungen in dem/der niedergeschlagenen Metall bzw. Legierung auf dem Kollektor 30 rascher einstellen können.
Fig. 4 illustriert den Unterschied zwischen einem Spray-forming-IN 718-Ring, hergestellt bei dem niedrigen Druck (z. B. 53,2 kPa (400 Torr)) in der Sprühkammer B in Einklang mit der Erfindung, Fig. 4A1, und einem Spray-forming- IN 718-Ring, hergestellt bei einem viel höheren Druck (z. B. 97,1 kPa (730 Torr)) in der Sprühkammer B, Fig. 4B1. Im Besonderen sind sowohl die spaltartigen Hohlräume in den an den Innendurchmesser angrenzenden Bereichen (Innendurchmesser des Rings in der Nähe des Kollektors 30) wie auch eingeschlossene Gasporositäten innerhalb des niedergeschlagenen ringförmigen Körpers wesentlich reduziert unter Aufrechterhaltung der gleichen gleichmäßigen Korngröße (z. B. ASTM-Korngröße 6 bis 6,5) in jeder Ringmikrostruktur ohne Kornzeilen- oder Kornschichtenbildung.
Fig. 4A2 und Fig. 4B2 zeigen Mikrostrukturen der gesprühten Ringe von Fig. 4A1 bzw. Fig. 4B1. Argoneinschlüsse in dem Sprühniederschlag in Einklang mit der Erfindung sind wesentlich vermindert (z. B. 0,9 Vol.-% Porosität) im Vergleich zu den Argoneinschlüssen in dem unter der höheren Sprühatmosphäre bei 97,1 kPa (730 Torr) erzeugten Sprühniederschlag (z. B. 2,1 Vol.- Porosität). Als weiteres Beispiel sei genannt, dass Argoneinschlüsse in Sprayforming-Waspaloy-Ringen in Einklang mit der Erfindung 0,5 Gew.-ppm Ar aufweisen im Vergleich zu den Argoneinschlüssen in Höhe von 1,5 Gew.-ppm Ar für Spray-forming-Waspaloy-Ringe, die bei Drücken nahe Atmosphärendruck in der Sprühkammer B hergestellt werden.
Ferner zeigt Fig. 5 eine geringere Porenbildung beim Elektronenstrahlschweißen für einen Spray-forming-Waspaloy-Ring, der bei dem niedrigen Druck (z. B. 400 Torr) in der Sprühkammer B in Einklang mit der Erfindung hergestellt wird, Fig. 5A, gegenüber der Porenbildung beim Elektronenstrahlschweißen für einen Spray-forming-Waspaloy-Ring, der bei einem viel höheren Druck (z. B. 97,1 kPa (730 Torr)) in der Sprühkammer B hergestellt wird, Fig. 5B.
Die Sprühkammerdruckkontrolltechnik reduziert Zerstäubungsgaseinschlüsse (als Porosität) in dem/der auf dem Kollektor 30 niedergeschlagenen Metall bzw. Legierung, vermindert spaltartige Hohlräume an der Innenoberfläche des Niederschlags in unmittelbarer Nachbarschaft zu der Kollektoraußenoberfläche 30a und liefert eine im Wesentlichen gleichmäßige Korngröße über die Dicke des Niederschlags auf dem Kollektor 30 als Folge der verbesserten thermischen Gleichgewichtsbedingungen, die sich in dem Niederschlag während des Sprühniederschlag einstellen. Weiter können auf dem Kollektor 30 ring- oder rohrförmige Niederschläge größeren Durchmessers aufgebaut werden; so können zum Beispiel Niederschläge mit einem Durchmesser größer als ca. 76,2 cm (30 Inch) bei gleichzeitiger Vermeidung von Kornschichten- oder -zeilenbildung in dem Niederschlag erzielt werden.
Die Durchführung des Spray-forming-Verfahrens bei 53,2 kPa (400 Torr) oder weniger in Einklang mit der Erfindung gegenüber den bislang verwendeten 730 Torr erlaubt auch das Skalieren des Verfahrens und der Vorrichtung, um die Herstellung von Vorformen (Niederschlägen) größeren Durchmessers zu ermöglichen, weil die konvektive Abkühlung vermindert wird, was mit einem Temperaturzuwachs für den Sprühstrahl und den Niederschlag einhergeht. Die höheren Temperaturen des Sprühstrahls/Niederschlags erlauben das Sprühen von Vorformen mit größeren Durchmessern bei kleineren Drehzahlen (d. h. verminderten Zentrifugalbelastungen) unter Aufrechterhaltung von akzeptablen Wärmeprofilen auch bei den größeren Durchmessern, welche wirksam sind, spaltartige Hohlräume in den an den Innendurchmesser angrenzenden Bereichen zu vermindern und das Verarbeitungsfenster zu erweitern.
Die Durchführung des Spray-forming-Verfahrens bei 53,2 kPa (400 Torr) oder weniger in Einklang mit der Erfindung vermindert spaltartige Hohlräume in den an den Innendurchmesser angrenzenden Bereichen, vermindert Gaseinschlüsse in dem Niederschlag und erweitert das Verarbeitungsfenster, so dass Komponenten vielfältiger Gestalt und Größe mit gleichmäßiger Mikrostruktur des Niederschlags hergestellt werden können. Ferner erlaubt auch die Kontrolle des Substratwinkels in Einklang mit einer Ausführungsform der Erfindung, spaltartige Hohlräume in den an den Innendurchmesser angrenzenden Bereichen zu vermindern und das Verarbeitungsfenster zu erweitern, so dass Komponenten in vielfältiger Gestalt und Größe mit gleichmäßiger Mikrostruktur des Niederschlags hergestellt werden können. Die Verwendung des oben beschriebenen Abtastzerstäuberzyklus, des thermisch isolierten Kollektors und DC-Plasmalichtbogenbrenners gemäß weiteren Ausführungsformen der Erfindung führt ebenfalls zu einer Verminderung spaltartiger Hohlräume in den an den Innendurchmesser angrenzenden Bereichen und erweitert das Verarbeitungsfenster, so dass Komponenten in vielfältiger Gestalt und Größe mit gleichförmiger Mikrostruktur des Niederschlags hergestellt werden können.
Die vorliegende Erfindung ermöglicht demnach die Herstellung von Sprayforming-Ringen und -Rohren mit gegenüber dem Spray-forming bei höheren Drücken (z. B. 97,1 kPa (730 Torr)) verminderten spaltartigen Hohlräumen in den an den Innendurchmesser angrenzenden Bereichen und verminderter Porosität unter Wahrung einer gleichmäßigen Korngröße über die Dicke des Sprühniederschlags ohne Kornzeilenbildung.

Claims

1. Verfahren zur Herstellung eines metallischen Artikels im Spray-forming- Verfahren mittels einer zerstäubten Schmelze eines Metalls oder einer Metalllegierung auf einem Kollektor (30), umfassend:

Evakuieren einer Sprühkammer (B), worin der Kollektor (30) aufgenommen ist;

Füllen der Sprühkammer mit einem Gas, welches gegenüber der Schmelze inert oder nichtreaktionsfähig ist;

Zerstäuben der Schmelze durch ein unter Druck stehendes Zerstäubergas, welches gegenüber der Schmelze inert oder nichtreaktionsfähig ist, und Richten des so erhaltenen Sprühstrahls (S) von zerstäubter Schmelze und Zerstäubergas auf den Kollektor (30), und

Kontrollieren der Temperatur des Sprühstrahls (S) von zerstäubter Schmelze im Fluge in der Sprühkammer (B) und des bzw. der zerstäubten Metalls oder Metalllegierung bei dessen bzw. deren Niederschlag auf dem Kollektor (30) durch Evakuieren der Sprühkammer bei auf den Kollektor gerichtetem Sprühstrahl (S) zum Entfernen des Zerstäubergases unter Verwendung eines Vakuumpumpsystems (B1, B2, B3, VV, CC), um in der Sprühkammer ein Vakuum von 26,6 bis 53,2 kPa (200 Torr bis 400 Torr) während des Sprühens zu erzeugen und aufrechtzuerhalten, um spaltartige Hohlräume im Niederschlag in der Nähe des Kollektors zu vermindern und um eine im wesentlichen gleichförmige Korngröße über die Dicke des Niederschlags zu erzielen.

2. Verfahren nach Anspruch 1, wobei der Anfangspartialdruck des inerten oder nichtreaktionsfähigen Gases in der Sprühkammer 53,2 kPa (400 Torr) oder weniger beträgt.

3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, wobei die Sprühkammer auf einem Vakuum von 26,6 kPa (200 Torr) bis weniger als 53,2 kPa (400 Torr) gehalten wird.

4. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 oder 2, wobei der Partialdruck des Zerstäubergases in der Sprühkammer zwischen 1,33 kPa (10 Torr), vorzugsweise 33,24 kPa (250 Torr), und weniger als 53,2 kPa (400 Torr) gehalten wird, während der Sprühstrahl auf den Kollektor gerichtet ist.

5. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 4, wobei der Kollektor eine Rotationsbewegung ausführt, während der Sprühstrahl auf ihn gerichtet ist.

6. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 5, wobei die Temperatur des Sprühstrahls in der Sprühkammer und des bzw. der auf dem Kollektor niedergeschlagenen zerstäubten Metalls oder Legierung höher gehalten wird im Vergleich zu deren Temperatur, hielte man die Sprühkammer nahe Atmosphärendruck.

7. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 6, welches ferner umfasst: Kontrollieren der Temperatur des Sprühstrahls im Fluge in der Sprühkammer und des bzw. der zerstäubten Metalls oder Legierung bei seiner bzw. ihrem Niederschlag auf den Kollektor, so dass in dem Niederschlag auf dem Kollektor von einem inneren Bereich zu einem äußeren Bereich des Niederschlags thermisches Gleichgewicht erzielt wird, derart, dass eine Kornschichten- oder Kornzeilenbildung in dem Niederschlag vermindert wird.

8. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 6, ferner umfassend: Kontrollieren der Temperatur des Sprühstrahls im Fluge in der Sprühkammer und des bzw. der zerstäubten Metalls oder Legierung bei seinem bzw. ihrem Niederschlag auf den Kollektor, so dass in dem Niederschlag auf dem Kollektor von einem inneren Bereich zu einem äußeren Bereich des Niederschlags thermisches Gleichgewicht erzielt wird, derart, dass eine im wesentlichen gleichförmige Korngröße zwischen dem inneren Bereich und dem äußeren Bereich erhalten wird.

9. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 8, ferner umfassend: Kontrollieren der Temperatur des Niederschlags durch Wärmerückhaltung in dem Niederschlag aufgrund dessen Dicke.

10. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 9, welches umfasst: Auffangen des Sprühstrahls auf dem Kollektor, um einen Niederschlag aufzubauen, dessen Wandstärke größer ist als ca. 5 cm (2 Inch), und Vermeiden der Kornschichten- oder Kornzeilenbildung in dem Niederschlag.

11. Im Spray-forming-Verfahren hergestellter metallischer röhrenförmiger Artikel mit einem Innendurchmesser, hergestellt mittels eines Verfahrens nach einem der Ansprüche 1 bis 10, mit wesentlich verminderter Porosität in den an den Innendurchmesser angrenzenden Bereichen.