真空吸鑄過程中TiAl合金熔體流動狀態

葉喜蔥， 趙光偉， 吳海華， 郭景杰， 蘇彥慶

(1.三峽大學機械與動力學院，湖北宜昌443002;2.哈爾濱工業大學材料科學與工程學院，哈爾濱150001)

TiAl合金具有相對較低的密度，較高的比強度和比彈性模量，并且在高溫時仍能保持足夠高的強度和剛度，良好的抗蠕變及抗氧化能力。近幾十年來，TiAl合金作為航空航天飛行器用新一代輕質高溫結構材料引起了國內外學者的廣泛關注［1～5］。目前TiAl合金的成型方法有鑄錠冶金［6，7］、粉末冶金［8，9］和鑄造技術［10～13］，為了降低TiAl合金零部件的生產成本，鑄造制備技術得到國內外研究學者的重視。但由于TiAl合金熔體黏度大、流動性差，導致TiAl合金熔體的鑄造性能較差，因此，為獲得質量良好的鑄件，尤其對于薄壁件，合金熔液要具有較高的過熱度［14］，鑄型預熱溫度也很高［15］，這就加劇了高溫條件下熔體和其他物質發生反應，且得到的鑄件鑄態組織粗大。

針對TiAl合金薄壁件成形困難這個問題，本工作利用底澆式真空吸鑄技術成形TiAl合金薄板件，利用重力和壓強差同向耦合提高TiAl合金充型能力，金屬型細化鑄態組織。該方法成形TiAl合金薄壁件是一種新技術，金屬液的流動狀態有別于傳統的鑄造方法，而流動狀態對鑄件質量的影響很大，需對其進行深入的研究，從而優化工藝參數。對于一種新技術，如果僅采用試錯法來優化工藝參數是不經濟的［16］。本工作采用ProCAST軟件模擬TiAl基的充型流動狀態，并對最主要因素吸口直徑與充型流動狀態的影響進行數值模擬，對鑄件形成過程的流動與傳熱進行耦合計算分析，動態地觀察鑄件充型的全過程和溫度的變化情況，并進行實驗驗證。

1 底澆式真空吸鑄原理

底澆式真空吸鑄示意圖如圖1所示。金屬在熔煉室中熔煉，熔煉室充入高純氬氣進行保護，壓強為P2。鑄型放在吸鑄室中，吸鑄室保持真空壓強P1。金屬液在熔煉室和吸鑄室的壓強差(P2-P1)和自身重力下，通過石墨吸口實現充型。金屬液在上下壓差和重力同向耦合下充型，充型動力大，過熱度較低的情況下也能獲得較好的充型質量的鑄件，鑄型無需預熱，且金屬液的充型凝固是在高真空(氬氣保護壓強為10-3Pa)的型腔中進行的，排除凝固過程中氧化物的形成。

2 TiAl合金物性參數的計算

高溫金屬熔液為黏性不可壓縮流體，可采用質量守恒方程(連續性方程)、動量守恒方程(Navierstokes)和能量守恒方程(傳熱控制方程)的控制方程［17］。采用UG對鑄件進行三維造型，用PROCAST的網格劃分模塊對鑄件和鑄型進行網格劃分，采用不同步長的網格單元，鑄件網格小于鑄型，如圖2，這樣在縮短模擬時間的同時提高了模擬精度。

圖1 底澆式真空吸鑄原理Fig.1 Bottom pouring vacuum suction casting principle (a)part drawing;(b)cutaway view

Ti-47Al合金的各種物性參數在以往的文獻中報道較少，本工作利用ProCAST自身的計算功能，對Ti-47Al的各種物性參數進行數值計算，并利用已知的物性參數對計算結果進行對比修改。

圖3a為利用ProCAST計算得到的Ti-47Al合金固相分數與溫度的關系。從圖可以看出，金屬液的液相溫度為1518℃，固相溫度為1480℃，凝固分數20%所對應的金屬液溫度為1510℃。由Ti-Al二元相圖可知，Ti-47Al的液相線溫度為1515℃，固相線溫度為1490℃，利用杠桿定律求得凝固分數為20%的金屬液溫度為1505℃。這說明利用ProCAST計算的Ti-47Al溫度和固相分數關系和相圖比較吻合的。

圖2 鑄件及網格劃分示意圖Fig.2 Schematic castings and meshing (a)part drawing;(b)grid division picture

圖3b為Ti-47Al合金的導熱系數，從圖可以看出，Ti-47Al的導熱系數在液-固兩相區的變化最大，隨著溫度的增加，導熱系數增大。圖3c為Ti-47Al合金密度和溫度的關系，圖3d為Ti-47Al合金的黏度和溫度的關系，從圖可以看出，隨溫度提高，黏度降低。

圖3 Ti-47Al合金的物性參數 (a)固相分數;(b)導熱系數;(c)密度;(d)黏度Fig.3 The physical parameters of the alloy (a)solid fraction; (b)conductivity;(c)density;(d)viscosity

3 吸口直徑對TiAl合金熔體流動狀態的影響

金屬液在充型過程中會產生反向充填現象，反向充填可能導致冷隔等缺陷，所以金屬液充型過程中，要盡量減少反向充填的出現。當金屬液進入長方體型腔時，在金屬液的前方有一個射流寬度(如圖4)，當最大射流寬度小于型腔寬度時，充入底部的金屬液在反充的過程中，會填滿空余型腔。從圖4可以看出，隨著吸口直徑的增大，最大射流寬度變寬，當吸口直徑為4mm時，最大射流寬度和鑄型的型腔寬度一樣大。且隨著吸口直徑的增加，反向充填的位置從底部逐漸地向上移動，如圖5。當吸口直徑為4mm時，反向充填現象消失。

圖4 吸口直徑對最大射流寬度的影響Fig.4 The effect of suction diameter on themaximum jet width(a)2mm;(b)3mm;(c)4mm;(d)5mm

圖5 吸口直徑對反向充填的影響Fig.5 The effect of suction diameter on reverse filling (a)2mm;(b)3mm;(c)4mm

吸口直徑尺寸是影響TiAl合金熔體在鑄型中的流動狀態的主要工藝參數，直接影響鑄件的質量。圖6為不同吸口直徑尺寸下TiAl合金熔體在鑄型中的流動狀態圖。圖6a為吸口直徑2mm時金屬液流動狀態的實驗研究結果和數值模擬結果，由數值模擬結果可以看出金屬液充填鑄型時可以將鑄型分為4個區域，A區為金屬液充入型腔時的初始區域，B區、C區為金屬液和鑄型底部接觸后的反向充填，D區是A區和C區相互作用充填的區域。A區的金屬液和鑄型底部接觸后橫向擴展，形成B區;B區的金屬液產生反向充型，形成C區。由于吸口直徑小，單位時間內充入鑄型的金屬液比較少，同時金屬型的強制冷卻作用使澆口處的金屬液快速凝固不能繼續充型，A區和C區的金屬液不能進一步充填D區，這樣就形成圖6a的合金流動狀態圖，實驗結果和模擬結果一致。

圖6b為吸口直徑3mm時金屬液的流動狀態的實驗研究和數值模擬結果。由圖可以看出，金屬液充填鑄型時也可以將鑄型分為4個區域，但吸口直徑為3mm的B區、C區較吸口直徑為2mm時有所擴大，同時最大射流寬度增大使反向充填區域從底部向上移動，在鑄型的中部區域出現澆不足和冷隔的現象，實驗結果和模擬結果一致。產生這種現象的主要原因是:雖然單位時間內充入鑄型的金屬液的量增多，但此時金屬型的強制冷卻作用也使澆口處的金屬液快速凝固，C區金屬液不能繼續向D區反向充型，最終D區形成澆不足的現象;A區和C區的金屬液溫差大導致冷隔。

圖6c為吸口直徑4mm時鑄型流動狀態的實驗和數值模擬結果，實驗結果和模擬研究吻合。從圖可以看出，薄板件未出現澆不足和冷隔的現象。這主要是由于金屬液充填鑄型時鑄型只有3個區域，B區和C區合并為一個區，此時最大射流寬度和型腔寬度相等，反向充填區域消失，D區的金屬液由A區上部的金屬液橫向擴展充型，當金屬液充入鑄型底部的同時D區也已充型完畢。

4 工藝優化

在分析吸口直徑尺寸對金屬液流動狀態的過程中發現，當澆注溫度較低時，不能獲得完整的薄板件，而且澆注溫度對充型過程的影響很大，澆注溫度高，金屬液的流動性好，易于充型，但過高的澆注溫度加劇金屬液和鑄型之間的反應，因此，在保證充型完整的前提下，盡量選擇較低的澆注溫度。為保證金屬液有較好的流動狀態，選取吸口直徑4mm，澆注速率為0.5m/s，鑄型為45#鋼，溫度為20℃，澆注溫度分別為1590℃，1600℃，1610℃和1620℃進行數值模擬，從而優化工藝參數。

圖6 吸口直徑對金屬液的流動狀態的影響Fig.6 The effect of suction diameter on molten flowage (a)2mm，experiment and simulation results; (b)3mm，experiment and simulation results;(c)4mm，experiment and simulation results

根據鑄件成形理論可知，當金屬液液流頭部的凝固分數達20%時，充型很難繼續進行。圖7為澆注溫度對Ti-47Al合金薄板件充型的影響的模擬結果。澆注溫度為1610℃的充型面積明顯比1590℃大，這說明，在真空吸鑄過程中，金屬液澆注溫度的提高有利于合金熔體的充型。根據對Ti-47Al合金的黏度和溫度的關系計算發現，溫度提高還有利于金屬液黏度的降低，從而利于金屬液的充型，這兩個方面驗證了提高澆注溫度有利于TiAl金屬液的充型。圖8a為澆注溫度為1620℃的薄板充填率，可以看出當澆注溫度達到1620℃，合金熔體可以完整充滿整個薄板鑄件。

圖7 澆注溫度對Ti-47Al薄板鑄件充型狀態的影響Fig.7 The effect of pouring temperature onmolten flowage (a)1590℃;(b)1610℃

從圖7可以看出，Ti-47Al合金充型困難主要原因是金屬液的前端出現了一定的凝固分數，根據計算可知凝固分數20%對應的金屬液溫度為1510℃。為考察此時薄板鑄件金屬液前端溫度，選取金屬液前端一個節點作為對象，提取該節點的溫度數據，如圖9。從圖9可以發現，隨著澆注溫度的提高，高溫保留時間越長，其中每提高20℃可以延長保留時間0.1s左右，從而有利于TiAl基合金的完整充型，圖8b為澆注溫度1620℃時獲得充型完整的TiAl合金薄板件。

圖8 澆注溫度1620℃，Ti-47Al合金薄板鑄件完整充型(a)和薄板件(b)Fig.8 The complete filling of Ti-47Al sheetwith pouring temperature 1620℃(a)and sheet by suction casting(b)

圖9 不同澆注溫度下薄板鑄件金屬液前端節點溫度和時間的關系Fig.9 The relationship between casting sheet front-end node temperature and time

圖10 TiAl基合金鑄態組織Fig.10 Themicrostructures of TiAl based alloy (a)bottom microstructure; (b)top microstructure

圖10為薄板鑄件不同部位的金相照片。由于金屬型的強制冷卻作用，鑄件鑄態組織晶粒細小，晶粒尺寸均小于50μm，為片層組織，但底部晶粒尺寸要小于頂部。造成這種現象的原因是底部的冷卻速率較頂部快。充型過程中，金屬液冷卻的同時會使上部鑄型加熱，充入底部的金屬液溫度較低，使得底部的鑄型溫度低于上部鑄型溫度;同時，澆口處的金屬液溫度最高，對鑄型上部的金屬液起到加熱的作用。

5 結論

(1)金屬型底澆式真空吸鑄過程中合金熔體的射流寬度與吸口直徑有直接的關系，隨著吸口直徑的增加，射流寬度增大，當吸口直徑大于4mm時，射流寬度和型腔寬度一致。

(2)反向充填位置隨著吸口直徑的增大，其出現的區域充鑄型底部向上部移動，當吸口直徑大于4mm時，反向充填在鑄件部位消失。

(3)通過數值模擬和實驗研究，確定了優化工藝參數，當吸口直徑為4mm，澆注溫度1620℃時，獲得充型完整、質量良好的TiAl基合金薄板件。

(4)由于金屬型的強制冷卻作用，鑄件鑄態組織晶粒細小，晶粒尺寸均小于50μm，為片層組織，底部晶粒尺寸小于頂部。

［1］焦澤輝，宋西平，張敏，等.全片層與雙態組織高鈮TiAl合金高溫原位拉伸研究［J］.材料工程，2013(9):79-90. (JIAO Z H，SONG X P，ZHANG M，et al.In-situ tensile study for fully lamellar and duplex microstructures of high Nb containing TiAl alloys at elevated temperature［J］. Journal of Materials Engineering，2013(9):79-90.

［2］張熹雯，朱春雷，李海昭，等.微量Si改善鑄造TiAl合金定向層片組織持久性能研究［J］.航空材料學報，2014，34(1):11-15. (ZHANG XW，ZHU C L，LIH Z，et al.Effects ofminor Si addition on creep rupture property of cast TiAl alloys with directional lamellar microstructures［J］.Journal of Aeronautical Materials，2014，34(1):11-15.)

［3］陳玉勇，崔寧，孔凡濤.變形TiAl合金研究進展［J］.航空材料學報，2014，34(4):112-118. (CHEN Y Y，CUIN，KONG F T.Progress of deformed TiAl alloys［J］.Journal of Aeronautical Materials，2014，34(4):112-118.)

［4］AGUILAR J，SCHIEVENBUSCH A，KTTLITZ O.Investment casting technology for production of TiAl low pressure turbine blades-process engineering and parameter analysis［J］.Intermetallics，2010，19(6):757-761.

［5］司家勇，李勝，張繼.大變形量近等溫鍛造開坯對合金組織與性能的影響［J］.材料工程，2013(2):40-44. (SIJY，LIS，ZHANG J.Effectof large deformation nearisothermal forging on microstructures and properties of TiAl alloy［J］.Journal of Materials Engineering，2013(2):40 -44.)

［6］SU Y J，KONG F T，CHEN Y Y，et al.Microstructure and mechanical properties of large size Ti-43Al-9V-0.2Y alloy pancake produced by pack-forging［J］.Intermetallics，2013，34:29-34.

［7］王淑云，李惠曲，黃朝暉，等.等溫鍛造Ti-47Al-2Cr-1Nb合金顯微組織細化機理［J］.航空材料學報，2002，22 (1):51-53. (WANG SY，LIH Q，HUANG ZH，etal.Mechanism of refiningmicrostructure of isothermally forged Ti-47Al-2Cr-1Nb alloy［J］.Journal of AeronauticalMaterials，2002，22 (1):51-53.)

［8］劉詠，黃伯云，周科朝，等.粉末冶金γ-TiAl基合金研究的最新進展［J］.航空材料學報，2001，21(4):50-55. (LIU Y，HUANG B Y，ZHOU K C，et al.Recent progress in PMγ-TiAl base alloy［J］.Journal of Aeronautical Materials，2001，21(4):50-55.)

［9］蘇勇君，孔凡濤，張德良，等.元素粉末鍛造法制備Ti-43Al-5V-4Nb合金的組織與性能［J］.材料科學與工藝，2013，21(4):84-88. (SU Y J，KONG F T，ZHANG D L，et al.Microstructure and properties of Ti-43Al-5V-4Nb alloy fabricated by elemental powder metallurgy forging process［J］.Materials Science＆Technology，2013，21(4):84-88.)

［10］陳玉勇，蘇勇君，孔凡濤.金屬間化合物制備技術的研究進展［J］.稀有金屬材料與工程，2014，43(3):757-762. (CHEN Y Y，SU Y J，KONG F T.Research progress in preparation of TiAl intermetallic based compound［J］. Rare Metal Materials and Engineering，2014，43(3):757 -762.

［11］劉愛輝，李邦盛，南海，等.TiAl基合金熔體與氧化物鑄型界面的相互作用［J］.稀有金屬材料與工程，2007 (11):1975-1978. (LIU A H，LIB S，NAN H，et al.Interfacial reaction between TiAl base alloymeltand oxidemould［J］.Rare Metal Materials and Engineering，2007(11):1975-1978.)

［12］蘇彥慶，郭景杰，賈均，等.TiAl基合金渦輪熔模型殼離心精密鑄造［J］.稀有金屬材料與工程，2002，31(4): 295-298. (SU Y Q，GUO J J，JIA J，et al.Centrifugal investment casting of a TiAl-based turbine blade［J］.Rare Metal Materials and Engineering，2002，31(4):295-298.)

［13］CHEN Y F，XIAO S L，TIAN J，et al.Improvement in collapsibility of ZrO2ceramic mould for investment casting of TiAl alloys［J］.China Foundry，2011，8(1):9-13.

［14］LIU K，MA Y C，GAO M.Single step centrifugal casting TiAl automotive valves［J］.Intermetallics，2005，13(9): 925-928.

［15］CHOUDHURY A，BLUM M.Economical production of Titanium-aluminide automotive valves using cold wall induction melting and centrifugal casting in a permanent mold vacuum［C］//Proceedings of the 13th International Vacuum Congress and the 9th International Conference on Solid Surfaces 1996，47(6/8):829-831.

［16］王建國，周中波，王一川，等.TiAl合金鑄造工藝數值模擬及分析［J］.鑄造技術，2009，30(8):1054-1057. (WANG JG，ZHOU Z B，WANG Y C，et al.Numerical simulation and analysis on costing process of TiAl alloy［J］.Foundry Technology，2009，30(8):1054-1057.

［17］FU P X，KANG X H，MA Y C，et al.Centrifugal casting of TiAl exhaust valves［J］.Intermetallics，2008，16(2): 130-138.