澆注系統(tǒng)對(duì)離心鑄造TiAl合金桿形件縮孔缺陷的影響

胡海濤,張熹雯,朱春雷,李 勝,張 繼

（鋼鐵研究總院 高溫合金新材料北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100081）

采用鑄造方法制備的TiAl合金車用排氣閥的應(yīng)用[1-2]，表明桿形件已成為鑄造TiAl合金部件研制的一項(xiàng)重要內(nèi)容。然而，桿形件通常具有截面尺寸小、長(zhǎng)度大的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，不利于成型和補(bǔ)縮，且TiAl合金熔體流動(dòng)性差[3]，靜壓頭小[4]，易出現(xiàn)充型和補(bǔ)縮困難的問題。因此，采用重力鑄造方式制備TiAl合金桿形件，極易產(chǎn)生澆不足、冷隔以及心部縮孔縮松等鑄造缺陷。離心鑄造具有金屬液充型速度快、補(bǔ)縮壓力大的特點(diǎn)，對(duì)于TiAl合金桿形件的制備頗具優(yōu)勢(shì)。近年來，科研工作者針對(duì)典型TiAl合金桿形件—車用排氣閥的離心鑄造技術(shù)開展了大量的研究[5-13]，基本掌握了離心鑄造桿形件充型與凝固的規(guī)律，消除了TiAl合金桿形件的成型缺陷，然而，針對(duì)減少和消除桿形件縮孔缺陷的研究仍有所欠缺。

目前，用于減少和消除TiAl合金桿形件心部缺陷的措施分別為離心鑄造工藝參數(shù)調(diào)整和澆注系統(tǒng)結(jié)構(gòu)優(yōu)化[10,12]。其中，相比于鑄造工藝參數(shù)調(diào)整，澆注系統(tǒng)結(jié)構(gòu)優(yōu)化對(duì)于減少桿形件縮孔缺陷的作用更為明顯。如，在型殼預(yù)熱溫度和離心轉(zhuǎn)速一致的前提下，Ti-45Al-8Nb-xB合金排氣閥直徑為7 mm，過熱度為160 ℃時(shí)仍存在縮孔缺陷，而直徑為8.2 mm時(shí)，過熱度降至140 ℃時(shí)無(wú)縮孔缺陷[10]。增大補(bǔ)縮口直徑，即使?jié)沧囟扔?740 ℃降至1710 ℃，型殼預(yù)熱溫度由950 ℃降至900 ℃，離心轉(zhuǎn)速由420 r/min降至400 r/min，Ti-45Al-8Nb-1B合金排氣閥的縮孔缺陷水平也明顯降低[12]。由此可見，對(duì)于離心鑄造TiAl合金桿形件，澆注系統(tǒng)優(yōu)化是減少和消除縮孔缺陷的必要措施，而桿形件直徑調(diào)整和補(bǔ)縮冒口結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)則是重要的研究?jī)?nèi)容。

本工作采用ProCAST鑄造模擬軟件，針對(duì)具有固定長(zhǎng)度的桿形件，設(shè)計(jì)不同的直徑和不同結(jié)構(gòu)的補(bǔ)縮冒口，對(duì)TiAl合金桿形件的離心鑄造過程進(jìn)行計(jì)算。根據(jù)計(jì)算出的缺陷情況，得出桿形件直徑和補(bǔ)縮冒口結(jié)構(gòu)對(duì)縮孔缺陷的影響規(guī)律；根據(jù)桿形件的充型和凝固溫度場(chǎng)，對(duì)桿形件直徑和補(bǔ)縮冒口結(jié)構(gòu)影響縮孔缺陷的原因進(jìn)行分析。模擬計(jì)算結(jié)果，設(shè)計(jì)澆注系統(tǒng)，對(duì)模擬計(jì)算結(jié)果進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

1 實(shí)驗(yàn)材料及方法

采用Ti-47.5Al-2.5V-1.0Cr合金通過離心鑄造方法制備桿形件。采用Pro/E軟件建立桿形件澆注系統(tǒng)的三維模型，圖1為正視圖，桿形件長(zhǎng)100 mm，直徑16～20 mm，澆道為直徑50 mm，高150 mm的圓柱，澆道上共連接4根桿形件。將三維模型導(dǎo)入ProCAST中劃分網(wǎng)格并進(jìn)行前處理，由ProCAST系統(tǒng)數(shù)據(jù)庫(kù)、實(shí)際測(cè)量及文獻(xiàn)參考等途徑獲得的TiAl合金及氧化釔型殼的主要熱物性參數(shù)見表1。采用的鑄造工藝參數(shù)為澆注溫度1600 ℃，澆注速率0.5 m/s，型殼預(yù)熱溫度300 ℃，離心轉(zhuǎn)速600 r/min，型殼沿澆道中心軸線逆時(shí)針方向旋轉(zhuǎn)。對(duì)于模擬計(jì)算出的缺陷，ProCAST軟件規(guī)定孔隙率大于1%的為縮孔缺陷[14]。本工作以澆注系統(tǒng)俯視圖的視角顯示縮孔缺陷的位置和數(shù)量，并以縮孔缺陷的數(shù)量和平均孔隙率來評(píng)價(jià)澆注系統(tǒng)對(duì)縮孔缺陷水平的影響。

圖1 桿形件澆注系統(tǒng)三維模型Fig. 1 Three-dimensional model of the pouring system for rod casting

表1 TiAl合金及氧化釔型殼的主要熱物性參數(shù)Table 1 Thermal parameters of TiAl alloy and yttria mold

2 結(jié)果與分析

2.1 桿形件直徑對(duì)縮孔缺陷的影響

圖2為具有不同直徑TiAl合金桿形件的澆注系統(tǒng)示意圖。固定桿形件的長(zhǎng)度100 mm，圖2（a）桿形件直徑為16 mm，圖2（b）桿形件直徑為20 mm，圖2（c）桿形件帶有錐度，與澆道相接的入口處直徑為20 mm，遠(yuǎn)端直徑為16 mm。

圖2 具有不同直徑桿形件的澆注系統(tǒng)Fig. 2 Pouring systems of rod castings with different diameters （a）φ16 mm；（b）φ20 mm；（c）φ16-20 mm

圖3為不同直徑TiAl合金桿形件縮孔缺陷的分布情況，縮孔缺陷并未嚴(yán)格的分布在桿形件的中心軸線上，而是略偏向于迎流面，且越靠近澆道，偏向迎流面的程度越大。這是因?yàn)殡x心鑄造桿形件的充型過程出現(xiàn)了正向充填和反向充填兩個(gè)過程，因此其溫度場(chǎng)和凝固順序發(fā)生了變化[9]。在正向充填過程中，金屬液從入口沿迎流面向遠(yuǎn)端填充，其溫度分布是入口處溫度高，遠(yuǎn)端溫度低。而在反向充填時(shí)，金屬液從遠(yuǎn)端沿背流面向入口填充，盡管其溫度分布也是入口處溫度高，遠(yuǎn)端溫度低，但是由于型殼對(duì)金屬液的冷卻作用，從遠(yuǎn)端到入口處迎流面與背流面的溫差逐漸增大。如圖4（a）所示，反向充填的金屬液填充遠(yuǎn)端時(shí)，迎流面比背流面溫度基本一致，而當(dāng)填充至入口處時(shí)，迎流面比背流面溫度高出將近30 ℃。這種不同部位充型時(shí)的溫度不均勻也造成了凝固溫度場(chǎng)的差異。如圖4（b）所示，迎流面與背流面溫差較小的桿形件遠(yuǎn)端的最后凝固區(qū)基本在中心，而迎流面溫度明顯高于背流面溫度的入口處，最后凝固區(qū)則偏向于迎流面。

圖3 不同直徑桿形件的縮孔缺陷分布Fig. 3 Shrinkage porosity distributions of rod castings with different diameters （a）φ16 mm；（b）φ20 mm；（c）φ16-20 mm

圖4 桿形件充型與凝固溫度場(chǎng) （a）充型溫度場(chǎng)；（b）凝固溫度場(chǎng)Fig. 4 Filling and solidification temperature fields of rod castings（a）filling temperature field；（b）solidification temperature field

對(duì)圖3所示的縮孔缺陷進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，得到不同直徑TiAl合金桿形件縮孔缺陷的數(shù)量和平均孔隙率如圖5?？梢钥闯?，對(duì)于沒有錐度的桿形件，直徑由16 mm增大到20 mm，縮孔缺陷數(shù)量由44個(gè)降低至27個(gè)，平均孔隙率由3.5%降低到3.2%。而對(duì)于帶有錐度的桿形件，縮孔缺陷數(shù)量進(jìn)一步降低至6個(gè)，平均孔隙率進(jìn)一步降低到2.3%?？梢姡瑢?duì)于離心鑄造桿形件而言，增大桿形件的直徑有利于降低縮孔缺陷水平，而將桿形件設(shè)計(jì)成入口處粗、遠(yuǎn)端細(xì)的錐形試樣，縮孔缺陷水平降低的程度則更為明顯。

圖5 不同直徑桿形件的縮孔缺陷數(shù)量和平均孔隙率Fig. 5 Shrinkage porosity number and average porosity of rod castings with different diameters

不同直徑桿形件的凝固溫度場(chǎng)如圖6所示。對(duì)于同一桿形件，由于離心力的作用，中心澆道只在邊緣部分填充一定厚度的熔體，這部分熔體在澆注系統(tǒng)高速旋轉(zhuǎn)過程中，靠近中心的面與外界氣體接觸而散熱較快，發(fā)生沿徑向由中心澆道向桿形件的凝固。與此同時(shí)，桿形件發(fā)生由遠(yuǎn)端向近端的凝固，最終凝固結(jié)束于中心澆道與桿形件相接處。在整個(gè)凝固過程中，桿形件等溫線呈現(xiàn)為錐形分布。對(duì)于不同直徑桿形件，凝固等溫線錐角大小有所不同。直徑16 mm桿形件徑向凝固速率最快，因而等溫線錐角最小。直徑20 mm桿形件凝固等溫線錐角居中。直徑16～20 mm桿形件由于自身有錐度，凝固時(shí)等溫線與桿形件表面平行，因而等溫線錐角最大。凝固等溫線錐角越大，桿形件補(bǔ)縮通道被阻塞的趨勢(shì)越小，補(bǔ)縮效果越好。同時(shí)，直徑16～20 mm桿形件軸向溫度梯度明顯大于兩種等直徑桿形件。由于軸向?yàn)闂U形件的補(bǔ)縮方向，軸向溫度梯度越大，即用于補(bǔ)縮的金屬液溫度越高，則補(bǔ)縮效果越好。不同直徑桿形件的凝固時(shí)間如圖7所示，由于縮孔缺陷出現(xiàn)在桿形件主要受徑向散熱的部位，為避免桿形件入口處和遠(yuǎn)端軸向散熱對(duì)凝固時(shí)間的影響，以凝固長(zhǎng)度10 mm至90 mm的凝固時(shí)間來評(píng)價(jià)補(bǔ)縮效果。直徑16 mm桿形件的凝固時(shí)間最短，為1.15 s，直徑20 mm桿形件的凝固時(shí)間居中，為2.22 s，直徑16～20 mm桿形件的凝固時(shí)間最長(zhǎng)，為3.20 s。凝固時(shí)間越長(zhǎng)，桿形件的補(bǔ)縮效果越好。由此可見，增大桿形件直徑，并進(jìn)一步將桿形件設(shè)計(jì)成入口處粗、遠(yuǎn)端細(xì)的錐形試樣，桿形件補(bǔ)縮通道被阻塞的趨勢(shì)減小，同時(shí)用于補(bǔ)縮的金屬液溫度提高，補(bǔ)縮時(shí)間增長(zhǎng)，從而提高了補(bǔ)縮效果，降低了縮孔缺陷水平。

圖6 不同直徑桿形件的凝固溫度場(chǎng) （a）凝固10 mm；（b）凝固40 mm；（c）凝固70 mmFig. 6 Solidification temperature fields of rod castings with different diameters （a）solidification 10 mm；（b）solidification 40 mm；（c）solidification 70 mm

圖7 不同直徑桿形件的凝固時(shí)間Fig. 7 Solidification time of rod castings with different diameters

2.2 補(bǔ)縮冒口結(jié)構(gòu)對(duì)心部缺陷的影響

由上可知，離心鑄造TiAl合金桿形件采用錐形結(jié)構(gòu)，有利于增強(qiáng)從遠(yuǎn)端到入口處順序凝固的趨勢(shì)，從而降低縮孔缺陷水平。為進(jìn)一步減少縮孔缺陷，在桿形件采用錐形結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上，在桿形件入口處增加補(bǔ)縮冒口。具有不同結(jié)構(gòu)補(bǔ)縮冒口的桿形件澆注系統(tǒng)如圖8所示，圖8（a）桿形件無(wú)補(bǔ)縮冒口，圖8（b）桿形件補(bǔ)縮冒口為澆道與桿形件近端之間帶有錐度的圓環(huán)，圖8（c）桿形件補(bǔ)縮冒口則為澆道與桿形件近端之間的圓錐。補(bǔ)縮冒口的尺寸以圖8（c）中的圓錐為例，與澆道相連處直徑為25 mm，與桿形件相連處直徑為20 mm，圓錐長(zhǎng)度為20 mm。圖8（b）中圓環(huán)縱截面的截面尺寸與圖8（c）中的圓錐一致。

圖9所示的是具有不同結(jié)構(gòu)補(bǔ)縮冒口TiAl合金桿形件縮孔缺陷的分布情況。對(duì)圖9所示的縮孔缺陷進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，得到具有不同結(jié)構(gòu)尺寸補(bǔ)縮冒口的桿形件的縮孔缺陷的數(shù)量和平均孔隙率如圖10。由圖9和圖10可以看出，相比沒有補(bǔ)縮冒口的桿形件，增加環(huán)形補(bǔ)縮冒口，縮孔缺陷的數(shù)量不變，均為6個(gè)，但平均孔隙率由2.3%增加到2.5%，而當(dāng)補(bǔ)縮冒口變?yōu)閳A錐形時(shí)，縮孔缺陷數(shù)量降低至4個(gè)，平均孔隙率降低到2.2%。可見，對(duì)于離心鑄造TiAl合金桿形件，增加環(huán)形補(bǔ)縮冒口，縮孔缺陷水平略有提高，而增加錐形補(bǔ)縮冒口，縮孔缺陷水平明顯降低。

圖8 具有不同結(jié)構(gòu)補(bǔ)縮冒口的澆注系統(tǒng) （a）無(wú)補(bǔ)縮冒口；（b）環(huán)形補(bǔ)縮冒口；（c）錐形補(bǔ)縮冒口Fig. 8 Pouring systems with different structural risers （a）no feeding riser；（b）ring feeding riser；（c）cone feeding riser

圖9 具有不同結(jié)構(gòu)補(bǔ)縮冒口桿形件的縮孔缺陷分布 （a）無(wú)補(bǔ)縮冒口；（b）環(huán)形補(bǔ)縮冒口；（c）錐形補(bǔ)縮冒口Fig. 9 Shrinkage porosity distributions of rod castings with different structural risers （a）no feeding riser；（b）ring feeding riser；（c）cone feeding riser

圖10 具有不同結(jié)構(gòu)補(bǔ)縮冒口桿形件的縮孔缺陷數(shù)量和平均孔隙率Fig. 10 Shrinkage porosity number and average porosity of rod castings with different structural risers

圖11 具有不同結(jié)構(gòu)補(bǔ)縮冒口桿形件的充型溫度場(chǎng) （a）充型10 mm；（b）充型50 mm；（c）充型100 mmFig. 11 Filling temperature fields of rod castings with different structural risers （a）filling 10 mm；（b）filling 50 mm；（c）filling 100 mm

具有不同結(jié)構(gòu)補(bǔ)縮冒口桿形件的充型溫度場(chǎng)如圖11所示。在充型的各個(gè)階段，無(wú)補(bǔ)縮冒口的桿形件熔體溫度最高，具有環(huán)形補(bǔ)縮冒口的桿形件最低，具有錐形補(bǔ)縮冒口的桿形件居中。這是因?yàn)榻饘僖号c無(wú)補(bǔ)縮冒口桿形件型殼的接觸面積最小，金屬液溫降最少。相比無(wú)補(bǔ)縮冒口桿形件，增加環(huán)形補(bǔ)縮冒口，金屬液與型殼的接觸面積明顯增大，因而金屬液溫降明顯。增加錐形補(bǔ)縮冒口，金屬液與型殼的接觸面積增大不明顯，因而金屬液溫降程度較小。對(duì)于無(wú)補(bǔ)縮冒口與具有環(huán)形補(bǔ)縮冒口的桿形件，由于桿形件軸線與澆道或補(bǔ)縮冒口的切線夾角較大，離心鑄造時(shí)，在柯氏力的作用，桿形件入口處金屬液的截面積較大，與型殼接觸的面積較多。由于入口處金屬液與型殼接觸的時(shí)間最長(zhǎng)，在型殼對(duì)金屬液的冷卻作用下，當(dāng)充型結(jié)束時(shí)，桿形件中的溫度分布為入口處低于中間，這不利于桿形件的順序凝固。其中，具有環(huán)形補(bǔ)縮冒口桿形件的離心半徑較大，柯氏力較大，桿形件入口處金屬液溫度低于中間的程度較大。對(duì)于具有錐形補(bǔ)縮冒口的桿形件，桿形件軸線與補(bǔ)縮冒口的切線夾角較小，金屬液在桿形件入口處未與型殼發(fā)生大面積接觸，當(dāng)充型結(jié)束時(shí)，金屬液溫度呈現(xiàn)出由入口處到遠(yuǎn)端逐漸降低的趨勢(shì)，這有利于桿形件的順序凝固。

具有不同結(jié)構(gòu)補(bǔ)縮冒口桿形件的凝固溫度場(chǎng)如圖12所示。無(wú)補(bǔ)縮冒口桿形件和具有環(huán)形補(bǔ)縮冒口桿形件的凝固等溫線的錐角基本一致，而具有錐形補(bǔ)縮冒口的桿形件略大于前兩者。凝固等溫線的錐角越大，補(bǔ)縮通道被阻塞的趨勢(shì)越小，補(bǔ)縮效果越好。進(jìn)一步對(duì)比桿形件軸向溫度梯度可知，在凝固的各個(gè)階段，具有環(huán)形補(bǔ)縮冒口桿形件的軸向溫度梯度始終為最小，具有錐形補(bǔ)縮冒口的桿形件最大，無(wú)補(bǔ)縮冒口的桿形件居中。軸向溫度梯度越大，則用于補(bǔ)縮的金屬液溫度越高，補(bǔ)縮效果越好。注意到，在桿形件的凝固過程中，盡管環(huán)形補(bǔ)縮冒口內(nèi)的金屬液溫度足夠高，但由于充型時(shí)具有該補(bǔ)縮結(jié)構(gòu)的桿形件金屬液溫度最低，且存在入口處金屬液溫度高于中間的情況，導(dǎo)致這種補(bǔ)縮結(jié)構(gòu)在凝固階段的優(yōu)勢(shì)不能彌補(bǔ)在充型階段的劣勢(shì)。

圖12 具有不同結(jié)構(gòu)補(bǔ)縮冒口桿形件的凝固溫度場(chǎng) （a）凝固10 mm；（b）凝固40 mm；（c）凝固70 mmFig. 12 Solidification temperature fields of rod castings with different structural risers （a）solidification 10 mm；（b）solidification 40 mm；（c）solidification 70 mm

具有不同結(jié)構(gòu)補(bǔ)縮冒口桿形件的凝固時(shí)間如圖13所示。具有環(huán)形補(bǔ)縮冒口桿形件的凝固時(shí)間最短，為2.92 s，無(wú)補(bǔ)縮冒口桿形件的凝固時(shí)間居中，為3.20 s，具有錐形補(bǔ)縮冒口桿形件的凝固時(shí)間最長(zhǎng)，為3.35 s。凝固時(shí)間越長(zhǎng)，桿形件的補(bǔ)縮效果越好。由此可知，相比無(wú)補(bǔ)縮冒口的桿形件，增加環(huán)形補(bǔ)縮冒口，充型時(shí)金屬液順序凝固趨勢(shì)減弱，凝固時(shí)補(bǔ)縮通道被阻塞的趨勢(shì)相同，用于補(bǔ)縮的金屬液溫度降低，補(bǔ)縮時(shí)間縮短，因而補(bǔ)縮效果降低，縮孔缺陷水平提高。增加錐形補(bǔ)縮冒口，充型時(shí)金屬液順序凝固趨勢(shì)增強(qiáng)，凝固時(shí)補(bǔ)縮通道被阻塞的趨勢(shì)減小，用于補(bǔ)縮的金屬液溫度提高，補(bǔ)縮時(shí)間增長(zhǎng)，因而補(bǔ)縮效果提高，縮孔缺陷水平降低。

2.3 桿形件澆注實(shí)驗(yàn)

由上述模擬計(jì)算結(jié)果可知，桿形件設(shè)計(jì)成入口處直徑20 mm、遠(yuǎn)端直徑16 mm的錐形，并且增加錐形補(bǔ)縮冒口，桿形件縮孔缺陷的數(shù)量最少，孔隙率最低。采用這種澆注系統(tǒng)，與模擬計(jì)算相同的工藝參數(shù)進(jìn)行澆注實(shí)驗(yàn)，所得桿形件鑄件沿軸線進(jìn)行解剖，對(duì)剖面進(jìn)行缺陷觀察，并統(tǒng)計(jì)孔隙率。

圖14為最優(yōu)系統(tǒng)澆鑄的TiAl合金桿形件剖面照片，無(wú)明顯肉眼可見缺陷。最大缺陷的微觀照片如圖15所示，經(jīng)統(tǒng)計(jì)最大缺陷孔隙率平均值為2.1%，與模擬計(jì)算的結(jié)果基本一致。

圖13 具有不同結(jié)構(gòu)補(bǔ)縮冒口桿形件的凝固時(shí)間Fig. 13 Solidification time of rod castings with different structural risers

圖14 最優(yōu)系統(tǒng)澆筑的4根TiAl合金桿形件剖面照片F(xiàn)ig. 14 Sectional photograph of 4 TiAl alloy rods casted by the best system

圖15 TiAl合金桿形件微觀缺陷照片（a）～（d）分別對(duì)應(yīng)圖14（1）～（4）Fig. 15 Microscopic shrinkage porosity photographs of TiAl alloy rod castings（a）～（d）corresponding respectively to（1）～（4）in fig.14

3 結(jié)論

（1）直徑由16 mm增加到20 mm，并進(jìn)一步設(shè)計(jì)成入口處直徑20 mm、遠(yuǎn)端直徑16 mm的錐形，TiAl合金桿形件補(bǔ)縮通道被阻塞的趨勢(shì)依次減小，用于補(bǔ)縮的金屬液溫度依次提高，凝固時(shí)間由1.15 s增長(zhǎng)至3.20 s，補(bǔ)縮效果提高，縮孔缺陷水平降低，縮孔缺陷數(shù)量由44個(gè)降低至6個(gè)，平均孔隙率由3.5%降低到2.3%。

（2）基于桿形件的錐形設(shè)計(jì)，相比無(wú)補(bǔ)縮冒口的桿形件，增加環(huán)形補(bǔ)縮冒口，TiAl合金桿形件充型時(shí)金屬液順序凝固趨勢(shì)減弱，凝固時(shí)補(bǔ)縮通道被阻塞的趨勢(shì)相同，用于補(bǔ)縮的金屬液溫度降低，凝固時(shí)間由3.20 s縮短至2.92 s，補(bǔ)縮效果降低，縮孔缺陷水平略有提高，縮孔缺陷數(shù)量仍為6個(gè)，但平均孔隙率由2.3%增加到2.5%。增加錐形補(bǔ)縮冒口，TiAl合金桿形件充型時(shí)金屬液順序凝固趨勢(shì)增強(qiáng)，凝固時(shí)補(bǔ)縮通道被阻塞的趨勢(shì)減小，用于補(bǔ)縮的金屬液溫度提高，凝固時(shí)間由3.20 s增加到3.35 s，補(bǔ)縮效果提高，縮孔缺陷水平降低，縮孔缺陷數(shù)量降低至4個(gè)，平均孔隙率降低到2.2%。

（3）優(yōu)選最佳澆注系統(tǒng)進(jìn)行澆注實(shí)驗(yàn)，TiAl合金桿形件剖面無(wú)明顯肉眼可見缺陷，微觀缺陷中最大缺陷孔隙率平均值為2.1%，與模擬計(jì)算的結(jié)果基本一致。