葉喜蔥， 趙光偉， 吳海華， 郭景杰， 蘇彥慶

(1.三峽大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力學(xué)院，湖北宜昌443002;2.哈爾濱工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，哈爾濱150001)

TiAl合金具有相對(duì)較低的密度，較高的比強(qiáng)度和比彈性模量，并且在高溫時(shí)仍能保持足夠高的強(qiáng)度和剛度，良好的抗蠕變及抗氧化能力。近幾十年來(lái)，TiAl合金作為航空航天飛行器用新一代輕質(zhì)高溫結(jié)構(gòu)材料引起了國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)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(shù)［10～13］，為了降低TiAl合金零部件的生產(chǎn)成本，鑄造制備技術(shù)得到國(guó)內(nèi)外研究學(xué)者的重視。但由于TiAl合金熔體黏度大、流動(dòng)性差，導(dǎo)致TiAl合金熔體的鑄造性能較差，因此，為獲得質(zhì)量良好的鑄件，尤其對(duì)于薄壁件，合金熔液要具有較高的過(guò)熱度［14］，鑄型預(yù)熱溫度也很高［15］，這就加劇了高溫條件下熔體和其他物質(zhì)發(fā)生反應(yīng)，且得到的鑄件鑄態(tài)組織粗大。

針對(duì)TiAl合金薄壁件成形困難這個(gè)問(wèn)題，本工作利用底澆式真空吸鑄技術(shù)成形TiAl合金薄板件，利用重力和壓強(qiáng)差同向耦合提高TiAl合金充型能力，金屬型細(xì)化鑄態(tài)組織。該方法成形TiAl合金薄壁件是一種新技術(shù)，金屬液的流動(dòng)狀態(tài)有別于傳統(tǒng)的鑄造方法，而流動(dòng)狀態(tài)對(duì)鑄件質(zhì)量的影響很大，需對(duì)其進(jìn)行深入的研究，從而優(yōu)化工藝參數(shù)。對(duì)于一種新技術(shù)，如果僅采用試錯(cuò)法來(lái)優(yōu)化工藝參數(shù)是不經(jīng)濟(jì)的［16］。本工作采用ProCAST軟件模擬TiAl基的充型流動(dòng)狀態(tài)，并對(duì)最主要因素吸口直徑與充型流動(dòng)狀態(tài)的影響進(jìn)行數(shù)值模擬，對(duì)鑄件形成過(guò)程的流動(dòng)與傳熱進(jìn)行耦合計(jì)算分析，動(dòng)態(tài)地觀察鑄件充型的全過(guò)程和溫度的變化情況，并進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)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(jìn)行保護(hù)，壓強(qiáng)為P2。鑄型放在吸鑄室中，吸鑄室保持真空壓強(qiáng)P1。金屬液在熔煉室和吸鑄室的壓強(qiáng)差(P2-P1)和自身重力下，通過(guò)石墨吸口實(shí)現(xiàn)充型。金屬液在上下壓差和重力同向耦合下充型，充型動(dòng)力大，過(guò)熱度較低的情況下也能獲得較好的充型質(zhì)量的鑄件，鑄型無(wú)需預(yù)熱，且金屬液的充型凝固是在高真空(氬氣保護(hù)壓強(qiáng)為10-3Pa)的型腔中進(jìn)行的，排除凝固過(guò)程中氧化物的形成。

2 TiAl合金物性參數(shù)的計(jì)算

高溫金屬熔液為黏性不可壓縮流體，可采用質(zhì)量守恒方程(連續(xù)性方程)、動(dòng)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(duì)鑄件進(jìn)行三維造型，用PROCAST的網(wǎng)格劃分模塊對(duì)鑄件和鑄型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用不同步長(zhǎng)的網(wǎng)格單元，鑄件網(wǎng)格小于鑄型，如圖2，這樣在縮短模擬時(shí)間的同時(shí)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(shù)在以往的文獻(xiàn)中報(bào)道較少，本工作利用ProCAST自身的計(jì)算功能，對(duì)Ti-47Al的各種物性參數(shù)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，并利用已知的物性參數(shù)對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比修改。

圖3a為利用ProCAST計(jì)算得到的Ti-47Al合金固相分?jǐn)?shù)與溫度的關(guān)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?jǐn)?shù)20%所對(duì)應(yīng)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?jǐn)?shù)為20%的金屬液溫度為1505℃。這說(shuō)明利用ProCAST計(jì)算的Ti-47Al溫度和固相分?jǐn)?shù)關(guān)系和相圖比較吻合的。

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

圖3b為T(mén)i-47Al合金的導(dǎo)熱系數(shù)，從圖可以看出，Ti-47Al的導(dǎo)熱系數(shù)在液-固兩相區(qū)的變化最大，隨著溫度的增加，導(dǎo)熱系數(shù)增大。圖3c為T(mén)i-47Al合金密度和溫度的關(guān)系，圖3d為T(mén)i-47Al合金的黏度和溫度的關(guān)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(shù) (a)固相分?jǐn)?shù);(b)導(dǎo)熱系數(shù);(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(duì)TiAl合金熔體流動(dòng)狀態(tài)的影響

金屬液在充型過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生反向充填現(xiàn)象，反向充填可能導(dǎo)致冷隔等缺陷，所以金屬液充型過(guò)程中，要盡量減少反向充填的出現(xiàn)。當(dāng)金屬液進(jìn)入長(zhǎng)方體型腔時(shí)，在金屬液的前方有一個(gè)射流寬度(如圖4)，當(dāng)最大射流寬度小于型腔寬度時(shí)，充入底部的金屬液在反充的過(guò)程中，會(huì)填滿(mǎn)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(dāng)吸口直徑為4mm時(shí)，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(dòng)，如圖5。當(dāng)吸口直徑為4mm時(shí)，反向充填現(xiàn)象消失。

圖4 吸口直徑對(duì)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(duì)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(dòng)狀態(tài)的主要工藝參數(shù)，直接影響鑄件的質(zhì)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(dòng)狀態(tài)圖。圖6a為吸口直徑2mm時(shí)金屬液流動(dòng)狀態(tài)的實(shí)驗(yàn)研究結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果，由數(shù)值模擬結(jié)果可以看出金屬液充填鑄型時(shí)可以將鑄型分為4個(gè)區(qū)域，A區(qū)為金屬液充入型腔時(shí)的初始區(qū)域，B區(qū)、C區(qū)為金屬液和鑄型底部接觸后的反向充填，D區(qū)是A區(qū)和C區(qū)相互作用充填的區(qū)域。A區(qū)的金屬液和鑄型底部接觸后橫向擴(kuò)展，形成B區(qū);B區(qū)的金屬液產(chǎn)生反向充型，形成C區(qū)。由于吸口直徑小，單位時(shí)間內(nèi)充入鑄型的金屬液比較少，同時(shí)金屬型的強(qiáng)制冷卻作用使?jié)部谔幍慕饘僖嚎焖倌滩荒芾^續(xù)充型，A區(qū)和C區(qū)的金屬液不能進(jìn)一步充填D區(qū)，這樣就形成圖6a的合金流動(dòng)狀態(tài)圖，實(shí)驗(yàn)結(jié)果和模擬結(jié)果一致。

圖6b為吸口直徑3mm時(shí)金屬液的流動(dòng)狀態(tài)的實(shí)驗(yàn)研究和數(shù)值模擬結(jié)果。由圖可以看出，金屬液充填鑄型時(shí)也可以將鑄型分為4個(gè)區(qū)域，但吸口直徑為3mm的B區(qū)、C區(qū)較吸口直徑為2mm時(shí)有所擴(kuò)大，同時(shí)最大射流寬度增大使反向充填區(qū)域從底部向上移動(dòng)，在鑄型的中部區(qū)域出現(xiàn)澆不足和冷隔的現(xiàn)象，實(shí)驗(yàn)結(jié)果和模擬結(jié)果一致。產(chǎn)生這種現(xiàn)象的主要原因是:雖然單位時(shí)間內(nèi)充入鑄型的金屬液的量增多，但此時(shí)金屬型的強(qiáng)制冷卻作用也使?jié)部谔幍慕饘僖嚎焖倌蹋珻區(qū)金屬液不能繼續(xù)向D區(qū)反向充型，最終D區(qū)形成澆不足的現(xiàn)象;A區(qū)和C區(qū)的金屬液溫差大導(dǎo)致冷隔。

圖6c為吸口直徑4mm時(shí)鑄型流動(dòng)狀態(tài)的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)果，實(shí)驗(yàn)結(jié)果和模擬研究吻合。從圖可以看出，薄板件未出現(xiàn)澆不足和冷隔的現(xiàn)象。這主要是由于金屬液充填鑄型時(shí)鑄型只有3個(gè)區(qū)域，B區(qū)和C區(qū)合并為一個(gè)區(qū)，此時(shí)最大射流寬度和型腔寬度相等，反向充填區(qū)域消失，D區(qū)的金屬液由A區(qū)上部的金屬液橫向擴(kuò)展充型，當(dāng)金屬液充入鑄型底部的同時(shí)D區(qū)也已充型完畢。

4 工藝優(yōu)化

在分析吸口直徑尺寸對(duì)金屬液流動(dòng)狀態(tài)的過(guò)程中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)澆注溫度較低時(shí)，不能獲得完整的薄板件，而且澆注溫度對(duì)充型過(guò)程的影響很大，澆注溫度高，金屬液的流動(dòng)性好，易于充型，但過(guò)高的澆注溫度加劇金屬液和鑄型之間的反應(yīng)，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(dòng)狀態(tài)，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(jìn)行數(shù)值模擬，從而優(yōu)化工藝參數(shù)。

圖6 吸口直徑對(duì)金屬液的流動(dòng)狀態(tài)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(jù)鑄件成形理論可知，當(dāng)金屬液液流頭部的凝固分?jǐn)?shù)達(dá)20%時(shí)，充型很難繼續(xù)進(jìn)行。圖7為澆注溫度對(duì)Ti-47Al合金薄板件充型的影響的模擬結(jié)果。澆注溫度為1610℃的充型面積明顯比1590℃大，這說(shuō)明，在真空吸鑄過(guò)程中，金屬液澆注溫度的提高有利于合金熔體的充型。根據(jù)對(duì)Ti-47Al合金的黏度和溫度的關(guān)系計(jì)算發(fā)現(xiàn)，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(gè)方面驗(yàn)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(dāng)澆注溫度達(dá)到1620℃，合金熔體可以完整充滿(mǎn)整個(gè)薄板鑄件。

圖7 澆注溫度對(duì)Ti-47Al薄板鑄件充型狀態(tài)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(xiàn)了一定的凝固分?jǐn)?shù)，根據(jù)計(jì)算可知凝固分?jǐn)?shù)20%對(duì)應(yīng)的金屬液溫度為1510℃。為考察此時(shí)薄板鑄件金屬液前端溫度，選取金屬液前端一個(gè)節(jié)點(diǎn)作為對(duì)象，提取該節(jié)點(diǎn)的溫度數(shù)據(jù)，如圖9。從圖9可以發(fā)現(xiàn)，隨著澆注溫度的提高，高溫保留時(shí)間越長(zhǎng)，其中每提高20℃可以延長(zhǎng)保留時(shí)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(shí)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(jié)點(diǎn)溫度和時(shí)間的關(guān)系Fig.9 The relationship between casting sheet front-end node temperature and time

圖10 TiAl基合金鑄態(tài)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(qiáng)制冷卻作用，鑄件鑄態(tài)組織晶粒細(xì)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(xiàn)象的原因是底部的冷卻速率較頂部快。充型過(guò)程中，金屬液冷卻的同時(shí)會(huì)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(shí)，澆口處的金屬液溫度最高，對(duì)鑄型上部的金屬液起到加熱的作用。

5 結(jié)論

(1)金屬型底澆式真空吸鑄過(guò)程中合金熔體的射流寬度與吸口直徑有直接的關(guān)系，隨著吸口直徑的增加，射流寬度增大，當(dāng)吸口直徑大于4mm時(shí)，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(xiàn)的區(qū)域充鑄型底部向上部移動(dòng)，當(dāng)吸口直徑大于4mm時(shí)，反向充填在鑄件部位消失。

(3)通過(guò)數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究，確定了優(yōu)化工藝參數(shù)，當(dāng)吸口直徑為4mm，澆注溫度1620℃時(shí)，獲得充型完整、質(zhì)量良好的TiAl基合金薄板件。

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

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