TiAl基合金鑄件特征結構及型殼固液比對鑄造缺陷影響

張揚晟，胡海濤,2,3，左家斌,2,3，馮新,2,3，南海,2,3，丁賢飛,2,3

TiAl基合金鑄件特征結構及型殼固液比對鑄造缺陷影響

張揚晟1，胡海濤1,2,3，左家斌1,2,3，馮新1,2,3，南海1,2,3，丁賢飛1,2,3

（1.中國航發北京航空材料研究院，北京 100095；2.北京市先進鈦合金精密成型工程技術研究中心，北京 100084；3.北京航空材料研究院股份有限公司，北京 100094）

揭示鑄件結構特征及型殼固液比差異對鑄件充型率、收縮率和內部缺陷傾向性的影響。分別采用3種不同型殼固液比的型殼，通過重力澆注制備了Ti?48Al?2Cr?2Nb合金特征結構元件鑄件，對具有不同尺寸參數的板、變截面、尖角、筋、過渡弧、孔、環、曲面等8種典型特征結構元件鑄件的充型率、收縮率、縮松/氣孔的數量與分布、截面縮松率等鑄造成形特性進行研究。板厚度≥6 mm、變截面厚度變化率≥0.075、尖角≥90°時可基本充型完整；鑄件收縮率在1.8%～3.3%之間；在不同特征結構中，變截面的平均截面縮松率最低為0.012%～0.018%，尖角最高為0.21%～0.46%；型殼固液比為1.8∶1和2∶1的鑄件氣孔分布面積僅為2.4∶1時的10%～80%。充型高度隨鑄件厚度和角度增大而提高；特征結構與尺寸參數對收縮率影響較??；鑄件的壁厚、厚度變化率、角度和孔徑等因素均會對縮松的數量與分布產生影響；型殼固液比為1.8∶1和2∶1的鑄件氣孔分布面積比普遍低于2.4∶1的鑄件。相關結果為鈦鋁合金復雜構件結構設計優化和精鑄成型工藝優化的共性技術發展提供了支撐。

TiAl；鑄造；特征結構；固液比；收縮率；缺陷

TiAl合金在高溫下具有高的比強度和比模量[1-2]，相比于傳統鈦合金，TiAl合金在600～900 ℃時展現出更加優異的高溫力學性能[3]。由于TiAl合金具有一定的本質脆性，其精密成形工藝技術成為該合金走向工程化應用的關鍵。相比擠壓、鍛造和軋制等其他精密成形技術，熔模精密鑄造技術可以實現形狀復雜、薄壁且具有較高尺寸精度和較低表面粗糙度的構件近凈成形。因此，熔模精密鑄造成為制備TiAl合金復雜結構件重要的精密成形工藝方法之一，在航空航天等領域具有廣泛的應用前景[4-5]。

TiAl合金流動性差、凝固過程收縮大，在精密鑄造過程中易產生縮松、縮孔、氣孔、熱裂和冷裂等缺陷[6-7]，對精密鑄造缺陷的控制成為鑄造TiAl合金研究及精密鑄造工藝研發的關鍵問題。復雜結構帶來的鑄造缺陷種類多、形成原因復雜，不利于控制。例如，鑄件的熱節處、壁的轉接處、壁交叉處、距離很近的夾壁處等冷卻相對緩慢的位置容易出現縮松[8]。不同鑄件澆注系統和鑄造工藝也會影響鑄造缺陷的形成。預熱型殼可以除去型殼表面吸附的部分氣體，減少間隙元素的危害，并降低鑄件在型殼中的冷卻速度。提高型殼預熱溫度，可以延緩鑄件的冷卻速度，獲得更好的流動性，從而提高充型能力，減少縮松縮孔等缺陷[9-11]；同時，增加氣孔上浮的時間，減少鑄件內部的氣孔[12]，還能降低相互之間熱的作用力及冷卻后鑄件內的殘余應力[13-15]。提高離心轉速可以使熔體在柯氏力作用下，通過內側圓環形橫澆道快速進入鑄型，提高鑄件薄壁部位的熔體充型能力[16-18]；提高離心轉速可以提高熔融金屬和模具之間的等效界面傳熱系數，從而提高冷卻速度[19]。目前，有關TiAl合金鑄造缺陷的研究主要針對不同鑄造工藝條件和合金成分，對于收縮率、缺陷位置的研究也主要局限于試棒和渦輪葉片等簡單結構件，而對于航空航天用復雜結構鑄件的特征結構對鑄造缺陷的影響仍缺乏系統研究。

除鑄件結構外，精密鑄造型殼工藝是影響低流動性TiAl合金鑄造缺陷的另一關鍵因素。精密鑄造型殼應當滿足一系列性能要求，如強度、透氣性、導熱性、線量變化、熱化學穩定性和退讓性等[20]。型殼固液比是指在型殼面層制備過程中面層砂和粘結劑的比例，是型殼制備過程的基本工藝控制參量，其大小可直接影響鑄件澆注過程的透氣性和導熱性。型殼的透氣性是指氣體通過型殼壁的能力，其透氣性不佳易在鑄件中形成氣孔或冷隔等缺陷。型殼導熱性是指型殼吸收熔體熱量的速度，型殼的導熱性越差，冷卻速度越慢，縮松體積越大[8, 21-22]。因此，研究不同型殼固液比條件下TiAl合金鑄件的鑄造缺陷，對于TiAl合金復雜結構件的精密鑄造成形工藝控制具有重要意義。

以航空航天復雜結構件中代表典型結構特征的板、變截面、尖角、筋、過渡弧、孔、環和曲面等8種不同特征結構元件為研究對象，利用3種不同型殼固液比制備的型殼，重力澆注了的Ti?48Al?2Cr?2Nb合金特征結構元件鑄件，研究了不同結構參數的特征結構元件鑄件的充型率、收縮率、縮松/氣孔數量與分布、截面縮松率等鑄造成形性能；研究了不同型殼固液比對Ti?48Al?2Cr?2Nb合金鑄件的氣孔數量與分布和截面縮松率的影響，為TiAl合金復雜結構件精密鑄造的缺陷控制提供實驗依據。

1 試驗方法

1.1 TiAl合金熔煉澆注過程

選用0級海綿鈦（質量分數99.9%）、高純鋁錠（質量分數99.99%）、中間合金Nb?Al（Nb的質量分數56.8%）、高純Cr（質量分數99.9%）作為原料，配制Ti?Al（原子數分數48%）?Nb（原子數分數2%）?Cr（原子數分數2%）金屬錠。母合金錠通過真空自耗、感應凝殼等2次熔煉獲得，澆注設備為20 kg水冷銅坩堝真空感應懸浮爐。熔化過程在冷壁坩堝中進行，爐料在冷坩堝內完全熔化后繼續增加熔化電功率，使合金過熱一段時間，以實現合金成分均勻化。在澆注前，將功率降低到適當值，以減少TiAl合金熔體與型殼間的反應。之后采用重力澆注，澆注溫度1 600 ℃，澆注時間3 s，型殼預熱溫度500 ℃。

1.1.1 特征結構設計

該研究設計包括板、變截面、尖角、筋、過渡弧、孔、環和曲面等8種特征結構，其結構示意見圖1，詳細尺寸參數及設計目的見表1。

圖1 8種特征結構件示意

表1 8種特征結構尺寸參數及設計目的

注：Pl指板型結構件，后面的數字代表板的厚度（mm）；Va指變截面型結構件，后面的數字代表變截面底部厚度（mm）；Co指尖角型結構件，后面的數字代表尖角的角度（°）；Fo指筋型結構件，后面的數字代表筋的厚度（mm）；Tr指過渡弧型結構件，后面的數字代表R角的半徑（mm）；Ho指孔型結構件，后面的數字前2位代表孔的直徑，后2位代表孔的厚度（mm）；Ri指環型結構件，后面的數字代表環的厚度（mm）；Cu指曲面型結構件，后面的數字代表曲面上環的外徑（mm）。（下同）

1.1.2 組模和型殼制備

組模方式見圖2，該組模方式首先將所有鑄件置于同一澆注系統，保證各特征結構件的型殼固液比相同。同時，可使各澆道上的鑄件總質量接近，保證澆道的力學強度。同一澆道上的鑄件高度和擺放方向一致，方便對比充型高度及各方向的線收縮率。

圖2 典型特征結構元件的重力澆注組模方式

型殼涂料采用氧化釔砂，采用3種不同的型殼固液比，即氧化釔砂與硅酸乙酯的體積比分別為1.8∶1、2∶1、2.4∶1。不同型殼固液比具有不同的透氣性和導熱性，對鑄件的鑄造成形性能會產生較大影響。

面層砂采用釔砂，背層砂子一般選用鋁礬土。型殼涂掛完成后進行充分干燥后等待下一步的脫蠟工作。氧化物陶瓷型殼試樣品掛漿干燥24 h后進行脫蠟，型殼的脫蠟在脫蠟爐中進行，脫蠟溫度300 ℃、時間60 min。脫蠟完成后將型殼放入型殼焙燒爐中進行焙燒，焙燒可以使耐火材料和粘結劑之間燒結，提高型殼的高溫強度，同時可以使脫蠟后殘留的一少部分蠟液徹底揮發，獲得表面潔凈、性能良好的型殼。焙燒工藝為500 ℃保溫1 h、700 ℃保溫1 h、1 050 ℃保溫2 h。脫蠟、焙燒完成后，對型殼表面進行清整，除去邊界處多余的氧化物陶瓷材料，得到表面光滑的氧化物陶瓷型殼。

1.2 分析方法

測量尖角結構件的正視圖面積尖，與厚度相乘得到尖角的體積尖，尖與蠟模體積蠟的比值記為充型率尖充。充型率尖充的計算公式見式（2）。

用游標卡尺在鑄件的長、厚、高等方向上，每個方向分別取3個點進行測量，取平均值后得到鑄件在該方向上的平均長度線，線與模具的平均長度蠟的比值記為線收縮率線。線收縮率線的計算公式見式（3）。

鑄件的縮松與氣孔分布面積比。通過X射線對鑄件正面進行拍攝，可以獲得縮松和氣孔沿高度方向的分布規律和分布面積，測量縮松和氣孔的分布面積，獲得縮松分布面積比松分，計算公式見式（4）；氣孔分布面積比氣分計算公式見式（5）。

式中：松分為鑄件的縮松分布面積；正為鑄件正視圖總面積。

式中：氣分為鑄件的氣孔分布面積。

鑄件的截面縮松率，如圖3所示，沿虛線對特征結構件進行線切割。其中，變截面的切割位置為1/2高處及其上、下10 mm處（見圖3b）；孔的切割位置為1/2高處及其上5 mm處（見圖3f）；其他結構件均為1/2高處。通過CARL ZEISS數字全自動正置金相顯微鏡對鑄件進行缺陷統計。將截面上縮松面積之和與截面總面積的比值記為縮松率松，計算公式見式（6）。

式中：S松為鑄件截面的縮松總面積；S截為鑄件截面的總面積。

2 研究結果與討論

2.1 充型高度及充型率

TiAl合金凝固時發生收縮是導致鑄件內部產生鑄造缺陷的主要原因?？s松縮孔與熱裂等鑄造缺陷都是由合金凝固收縮引起的[23-25]。因此，凝固收縮率是制定鑄造工藝的重要依據之一。這里研究充型率所用的鑄件均為型殼固液比為2∶1下的鑄件。

板和變截面型鑄件的充型高度和充型率見表2。由表2可以看出，板的充型高度與板的厚度密切相關，充型高度隨板的厚度增大而提高。當板的厚度為6 mm時基本可以實現充型完整。變截面的充型高度隨底端厚度的增大，即厚度變化率的增大而提高。對頂端為2 mm的鑄件，變截面底端≥8 mm時，即厚度變化率≥0.075時，即可基本充型完整。

板的冷卻速度隨厚度增大而降低，給予熔體更多充型和補縮時間。厚度過薄，熔體冷卻速度過快，在剛進入鑄型時就發生凝固，導致充型高度較低。為了使薄壁結構頂部能夠充型完整，需要加大底部的厚度，變截面可以使熔體從上至下凝固，進而提高充型率。

表2 板和變截面型鑄件的充型高度和充型率

Tab.2 Filling height and filling rate of plate and variable section castings

尖角的充型率見表3。由表3可以看出，尖角的充型率隨尖角角度增大而增大。主要原因是尖角角度越大，鑄件兩端尖角處沿厚度方向的溫度梯度越小，冷卻速度越慢，有助于熔體的填充，尖角角度越小，兩端尖角處沿厚度方向的溫度梯度越大，冷卻速度越快，使熔體在尖角處在充型完整完成前就已經凝固，導致尖角無法充型完整。因此，充型率較低，尖角≥90°時尖角即可基本充型完整。

表3 尖角充型率

Tab.3 Filling rate of sharp corner

2.2 收縮率

總結不同典型特征結構元件的鑄件收縮率見表4。由表4可以看出，沿長度方向上各特征結構元件的收縮率約為1.8%～3.3%，沿厚度方向的收縮率比長度方向上的收縮率稍大，考慮到測量誤差在厚度方向上的影響更大，可以得到鑄件各方向上收縮率基本一致?？讖绞湛s率均為1%左右，孔徑收縮率隨孔徑的增大有一定減小。

Ti?48Al?2Cr?2Nb合金的收縮率在1.8%～3.3%，遠高于Ti?6Al?4V合金的1.2%。因此，在Ti?48Al? 2Cr?2Nb的鑄造中，要更加關注合金的收縮對鑄件質量的影響。各種特征結構與尺寸參數對收縮率影響較小。Pl2厚度方向上的收縮率高主要是由于其充型率過低，除該鑄件之外，板、筋、尖角和孔等沿厚度方向的收縮率均隨厚度增大而增大，這是由于厚度越大，鑄件內部收縮率越高，內部收縮阻力較小，因而收縮率較大?？讖皆酱?，孔兩側壁的長度與孔上下部分的長度差越大，收縮受到的阻力越大，同時孔徑越大收縮相對越不明顯，因而收縮率降低。

表4 不同典型特征結構元件的鑄件收縮率

Tab.4 Casting shrinkage of structural elements with different typical characteristics

2.3 壁厚對板、環和孔結構件缺陷數量和分布的影響

壁厚是影響板、環和孔型結構件缺陷數量和分布的主要因素，不同壁厚下熔體的冷卻速度有很大差異，從而導致缺陷的數量和分布情況不同，下面對不同類型結構件進行具體分析。

2.3.1 壁厚對板型結構件缺陷數量和分布的影響

不同厚度板的X射線正視圖見圖4。經過統計分析，得到不同厚度板的縮松分布面積比和截面縮松率分別見圖5a和圖5b，分別為3種固液比下縮松分布面積比和截面縮松率的平均值。由于板厚2 mm的鑄件充型率僅有55.29%，且縮松僅集中在底部，暫不列入討論?？梢钥闯觯宓钠骄孛婵s松率為0.17%～0.27%，厚度4 mm的板的縮松分布面積比均大于厚度6 mm的板，縮松分布面積比隨板厚度的增大而減小，截面縮松率隨板的厚度增大而增大。這是由于板厚度越薄，熔體冷卻速度越快，流動性越差，因而縮松沿高度方向分布面積更大；當板厚度較大時，縮松沿高度方向分布面積較小，厚度方向上的溫度梯度越小，補縮較為困難，縮松主要分布在板的內部中心位置。

圖4 不同厚度板型結構件的X射線正視圖

圖5 不同厚度板型結構件的縮松分布面積比和截面縮松率

2.3.2 壁厚對環型結構件缺陷數量和分布的影響

不同厚度環的縮松分布面積比見圖6，可以看出，環沿高度方向的縮松分布面積比隨厚度增大而降低。這是由于熔體在環內的冷卻速度隨環的厚度增加而降低，凝固時間更接近澆注時間，熔體在鑄型底部不會過早凝固，獲得更多補縮時間，因而縮松分布面積比較低。

圖6 不同厚度環形結構件的縮松分布面積比

2.3.3 壁厚對孔型結構件缺陷數量和分布的影響

不同厚度孔型結構件的X射線正視圖見圖7。不同厚度孔的縮松分布面積比和截面縮松率分別見圖8a和圖8b。其中，高20 mm處為孔心所在截面?？梢园l現，孔的縮松分布面積比均隨厚度增大而減小，且縮松基本位于孔的上部。截面縮松率隨厚度增大而增高，同時在高20 mm處，即孔半徑處的截面縮松率明顯低于其上5 mm處的截面縮松率。這是由于孔半徑處的截面積最小，狹窄截面的冷卻速度比其上的寬截面快，熔體不容易通過狹窄通道進行補縮，因而會在孔的上半部分形成大面積的縮松。整體厚度越小，冷卻速度越快，孔上方的縮松面積越大；整體厚度越大，冷卻速度越慢，有助于熔體通過狹窄通道進行補縮，縮小了縮松面積，這是由于面壁厚10 mm的孔型鑄件的縮松分布面積比小于同孔徑下壁厚5 mm的孔型鑄件。但同時整體厚度越大，所需的熔體更多，底板內部易出現熱節，導致截面縮松率較高。壁厚為10 mm的孔結構件凝固時間比壁厚5 mm時更長，孔的上半部分有更多補縮時間，在25 mm處的截面縮松率與20 mm處的差異相對較小。

圖7 不同厚度孔型結構件的X射線正視圖

圖8 不同厚度孔的縮松分布面積比和截面縮松率

2.4 厚度變化對變截面結構件缺陷數量和分布的影響

變截面與板相比可以提供自上而下的溫度梯度，減少缺陷數量。厚度變化率是影響變截面結構件缺陷數量和分布的主要因素，不同厚度變化率下鑄型的溫度梯度有一定差異，也會對冷卻速度產生影響，從而導致缺陷的數量和分布情況不同。

變截面的X射線正視圖見圖9，可以發現，變截面的X射線圖基本無法看到明顯的縮松區域。板和變截面的截面縮松率對比見圖10，Va6與Pl4及Va10與Pl6在1/2高處的橫截面面積相等。同時，變截面的平均截面縮松率范圍為0.012%～0.018%，均明顯低于板，且截面縮松率大體隨厚度變化率增大而降低，與板和變截面的X射線圖情況相符。這是由于變截面的厚度變化使上部冷卻速度高于底部，產生自上而下的溫度梯度，有利于熔體的順序凝固，也有助于熔體對縮松縮孔進行補縮。因此，變截面的截面缺陷情況明顯優于同截面厚度的板型結構件。

圖9 不同底部厚度變截面型結構件的X射線正視圖

圖10 板和變截面型結構件的截面縮松率

固液比為1.8∶1的變截面在不同高度處截面的縮松率見圖11。其中，40 mm處為1/2高處。由圖11可以看出，變截面的縮松均主要集中于鑄件的中部，且截面縮松率隨厚度變化率的增大而降低。這是由于變截面的厚度變化率越大，自上而下的溫度梯度越大，底部冷卻速度越慢，提供的補縮量越高，由此厚度變化率大的鑄件頂部的縮松率更低。

圖11 變截面的截面縮松率

2.5 尖角角度對尖角結構件缺陷數量和分布的影響

尖角結構主要用于齒輪、盤等構件，尖角角度是影響尖角結構件缺陷數量和分布的主要因素，不同尖角角度下鑄型在尖角處的冷卻速度有一定差異，從而導致缺陷的數量和分布情況不同。

尖角型鑄件的俯視圖見圖12，其X射線正視圖見圖13。不同角度尖角的縮松分布面積比見圖14a，其截面縮松率見圖14b，可以看出，尖角的平均截面縮松率范圍為0.21%～0.46%，尖角的縮松分布面積比和縮松率隨尖角角度的增大而增大。Co90的截面縮松率最大，原因是更小的尖角角度形成了更大的溫度梯度。由圖12可以看出，尖角角度越小，變截面部分越大，Co30的變截面區域相當于Co90的347.29%，因而變截面結構有利于補縮，使內部縮松面積減小。同時可以看出，Co90中間類似于板的厚度較大的部分范圍更大，更容易在內部產生較大面積縮松。

2.6 筋厚對筋型結構件缺陷數量和分布的影響

筋主要用于提高構件承受水平方向應力能力的結構，筋的厚度是影響筋型結構件缺陷數量和分布的主要因素，不同厚度筋處的冷卻速度有一定差異，從而導致缺陷的數量和分布情況不同。

筋的X射線側視圖見圖15，不同厚度筋的縮松分布面積比與截面縮松率見圖16。可以看出，筋的位置有明顯的亮度變化區域，即筋的部位容易出現縮松縮孔缺陷。筋的平均截面縮松率范圍為0.03%～ 0.28%，筋的縮松分布面積比隨筋厚度的增加而減小，這與板類似。筋的截面縮松率隨筋處的厚度增大而顯著增大，在不同筋厚的結構件中，Fo4的縮松面積和縮松率普遍最低，筋的厚度≥6mm后，筋處的縮松面積明顯增大。

圖12 尖角型結構件俯視圖

圖13 尖角型結構件X射線正視圖

圖14 不同角度尖角型結構件的縮松分布面積比和截面縮松率

筋的厚度越薄，熔體冷卻速度越快，流動性越差。因此，縮松在高度方向上的分布面積較大。筋厚度較大時，縮松在高度方向上分布面積較小，分布較為集中，但厚度方向上的補縮較為困難，特別是在筋處無法充分補縮形成熱節，縮松主要分布在筋的內部。Fo2的截面縮松率比Fo4高的原因可能是Fo2筋處的凝固時間與底板相差太短，筋處中心部位補縮時間不足，導致筋處中心位置縮松面積較大。

圖15 不同厚度筋型結構件的X射線側視圖

圖16 不同厚度筋的縮松分布面積比和截面縮松率

2.7 R角對過渡弧結構件缺陷數量和分布的影響

過渡弧經常出現在構件的璧轉接和壁交叉處，R角大小是影響過渡弧結構件缺陷數量和分布的主要因素，不同R角的過渡弧過渡位置與兩端的冷卻速度差異不同，從而導致缺陷的數量和分布情況不同。

過渡弧型鑄件的俯視圖見圖17，其X射線正視圖見圖18。不同R角過渡弧正視圖的縮松分布面積比見圖19a，不同R角過渡弧的截面縮松率見圖19b?？梢钥闯?，過渡弧的平均截面縮松率范圍為0.03%～ 0.27%，Tr2和Tr4的縮松主要集中在鑄件的下半部分，Tr6沿高度方向分布比較均勻。過渡弧的縮松分布面積比隨R角的增大而增大。過渡弧的截面縮松率隨R角的增大呈現先增高后降低的趨勢，Tr2的截面縮松率最低，Tr4的截面縮松率最高。

圖17 過渡弧型結構件的俯視圖

圖18 不同R角過渡弧型結構件的X射線正視圖

圖19 不同R角過渡弧的縮松分布面積比和截面縮松率

由圖17可以看出，R角越大，過渡弧中間部分的厚度越大，厚薄過渡越平緩，過渡弧中心部位容易形成熱節不利于補縮，容易出現大面積縮松缺陷。但R角如果太小，會使鑄件厚薄過渡太快，同樣不利于補縮。Tr2的中間部分與兩端的厚度差異小，不易產生熱節，因此縮松率最低；而Tr4的過渡弧中間部分的厚度較大，同時過渡又較為急劇，厚薄過渡太快，不利于補縮，因而縮松率最高。

2.8 孔直徑對孔型結構件缺陷數量和分布的影響

孔主要起到連接、散熱和減重等作用，孔直徑的大小是影響孔型結構件缺陷數量和分布的主要因素。在不同孔徑的孔型結構件中，孔兩側與孔上方的橫截面積不同，從而導致孔附近冷卻速度存在差異，缺陷的數量和分布情況不同。

取孔徑為10 mm的孔型結構件，圖20為不同厚度孔型結構件的X射線正視圖。圖21a為不同厚度孔的縮松分布面積比，圖21b為不同厚度孔的截面縮松率?？梢钥闯?，孔的平均截面縮松率范圍為0.04%～ 0.2%，孔的縮松分布面積比整體隨孔徑的增大而增大，截面縮松率隨孔徑增大而增高，同時在20 mm處，即孔心處的截面縮松率明顯低于其上5 mm處的截面縮松率。這是由于孔半徑處的截面積最小，狹窄截面的冷卻速度比其上的寬截面快，熔體不容易通過狹窄通道進行補縮，因而會在孔的上半部分形成更大面積的縮松；孔的直徑越大，經過孔周圍的通道越狹窄，熔體越不容易通過狹窄通道進行補縮，在孔的上部形成更大范圍的縮松，并使截面縮松率增高。

圖20 不同孔徑孔型結構件的X射線正視圖

圖21 不同孔徑孔型結構件的縮松分布面積和截面縮松率

2.9 曲率對曲面結構件缺陷數量和分布的影響

曲面結構主要用于凸臺等構件，曲率是影響曲面結構件缺陷數量和分布的主要因素，不同曲率會影響熔體的充型方向和充型時間，從而導致缺陷的數量和分布情況不同。

圖22為不同曲率曲面的縮松分布面積比。曲面沿高度方向的縮松分布面積比隨曲率減小而降低。主要原因是曲率越大，鑄型底部的溫度梯度方向與豎直的充型方向的夾角越大，會阻礙熔體沿豎直方向充型，使熔體在底部冷卻，阻塞充型通道，使鑄件頂部的金屬量不足進而影響補縮，導致鑄件上半部分的縮松分布面積比增大，整體的縮松分布面積比也增大。

圖22 不同曲率曲面型結構件的縮松分布面積比

2.10 型殼固液比對各特征結構件氣孔與縮松的數量和分布的影響

2.10.1 固液比對各特征結構件氣孔分布面積的影響

型殼固液比的大小會影響鑄件澆注過程的透氣性，型殼的透氣性不佳，卷入的氣體無法及時地從鑄型中逸出，進而殘留在鑄型中形成氣孔。同時，型殼固液比還會影響型殼的導熱性，型殼的導熱性越差，型腔內合金的冷卻速度越慢，氣體析出越多，但同時氣孔上浮的時間越長。

圖23為不同固液比下不同結構件的氣孔分布面積比?？梢钥闯?，對所有結構件而言，固液比為2.4∶1時，氣孔分布面積比均最大。型殼固液比為1.8∶1和2∶1的氣孔分布面積比差異不太明顯。氣孔分布面積還與結構件的尺寸參數有關，氣孔分布面積普遍隨結構件的厚度增大及曲面曲率的減小而增大。

圖23 不同固液比下不同結構鑄件的氣孔分布面積比

由于型殼固液比為2.4∶1時型殼的透氣性最差，使侵入和卷入的氣體來不及從型殼中逸出，進而殘留在型殼中，因而氣孔分布面積比最大。而型殼固液比為1.8∶1和2∶1時，型殼的透氣性較好，氣體可以更快地逸出，因而鑄件內部殘留的氣孔面積較小。當型殼固液比為1.8∶1時，型殼導熱性最好，可能導致熔體冷卻速度過快，氣體上浮時間不足進而無法充分溢出，因此，在一些結構件中型殼固液比為1.8∶1的氣孔分布面積比相比型殼固液比為2∶1時更大。結構件厚度越大冷卻速度越慢，在熔體冷卻凝固的過程中析出的氣體越多，因而內部氣孔面積越大。型殼固液比為2.4∶1時的Ri2鑄件由于充型體積很小，因而氣孔分布面積異常高。曲面的曲率越大，型殼與豎直方向的夾角越大，析出的氣體可以更快地從附近的型殼逸出，上浮時間更短，因而氣孔分布面積比更低。

2.10.2 型殼固液比對各特征結構件截面縮松率的影響

不同型殼固液比的導熱性不同，會影響型殼的激冷能力，進而影響鑄件的截面縮松率。不同型殼固液比條件下各類結構件的縮松率統計結果見圖24。由圖24可以看出，對板、變截面、尖角和筋型結構件而言，截面縮松率隨型殼固液比的增大而增高，型殼固液比為1.8∶1時截面縮松率最低。對過渡弧和孔型結構件而言，型殼固液比為2∶1時截面縮松率最低，型殼固液比為1.8∶1時截面縮松率最高。

型殼的導熱性隨固液比的提高而降低，型殼固液比越高，型殼激冷能力越差，型腔內熔體的冷卻速度越慢，凝固時間遠大于澆注時間，先澆入合金凝固時產生的縮松被熔體所補縮的量越少，因而縮松面積越大。而過渡弧和孔在型殼固液比為1.8∶1時縮松率最高，可能是由于型殼導熱性太高，導致薄截面凝固的速度與相連的厚截面相比過快，影響了熔體補縮，導致厚度變化處出現了大面積縮松。

圖24 不同固液比下不同結構鑄件的截面縮松率

3 結論

通過統計板、變截面、尖角、筋、過渡弧、孔、環和曲面等8種特征結構鑄件在1.8∶1、2∶1和2.4∶1等3種固液比下的充型、收縮和缺陷情況，研究了鑄件的特征結構和型殼固液比對其鑄造成形性能的影響。

1）板、變截面和尖角的充型規律。板的充型高度隨其厚度增大而提高，當板的厚度≥6 mm時基本可以充型完整；變截面的充型高度隨底端厚度的增大即厚度變化率的增大而提高。對頂端為2 mm的變截面型鑄件，當變截面底端≥8 mm，即厚度變化率≥0.075時可基本充型完整；尖角的充型率隨尖角角度增大而增大，尖角≥90°時可以基本充型完整。

2）各類結構件的收縮率。Ti?48Al?2Cr?2Nb合金的收縮率在1.8%～3.3%之間，各種特征結構與尺寸參數對收縮率影響較小，各類結構件的收縮率均隨壁厚增大而增大。

3）不同特征結構鑄件的縮松形成規律。不同壁厚的板、環、孔型鑄件的縮松分布面積比隨壁厚增大而減小，截面縮松率隨壁厚增大而增大；變截面型鑄件的截面縮松率隨壁厚變化率的增大而降低，變截面型鑄件在相同高度和壁厚處的截面縮松率顯著低于板型鑄件，僅為其5%～10%；尖角型鑄件的縮松分布面積比和縮松率隨尖角角度的增大而增大；過渡弧型鑄件的縮松分布面積比隨R角的增大而增大，縮松率隨R角的增大先增高后降低；孔型鑄件的縮松分布面積比和截面縮松率隨孔徑的增大而增大；曲面型鑄件沿高度方向的縮松分布面積比隨曲率減小而降低。在不同特征結構中，變截面型鑄件的平均截面縮松率最低，為0.012%～0.018%；尖角型鑄件的平均截面縮松率最高，為0.21%～0.46%。

4）不同型殼固液比下鑄件的氣孔和縮松形成規律。型殼固液比為1.8∶1和2∶1時的鑄件氣孔分布面積比普遍比2.4∶1時的更低，僅為其10%～80%。氣孔分布面積與結構件的尺寸參數有關，普遍隨結構件的壁厚增大及曲面曲率的減小而增大。型殼固液比對縮松率的影響與鑄件的結構有關，對板、變截面、尖角、筋型鑄件而言，截面縮松率整體隨型殼固液比的增大而增高；對過渡弧和孔型鑄件而言，型殼固液比為2∶1時截面縮松率最低。

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Effect of Characteristic Structure and Shell Solid-Liquid Ratio on Casting Defects of TiAl Based Alloy Castings

ZHANG Yang-sheng1,HU Hai-tao1,2,3, ZUO Jia-bin1,2,3, FENG Xin1,2,3,NAN Hai1,2,3, DING Xian-fei1,2,3

(1. AECC Beijing Institute of Aeronautical Materials, Beijing 100095, China; 2. Bejing Engineering Research Center of Advanced Titanium Alloy Precision Forming Technology, Beijing 100084, China; 3. BIAM Co., Ltd., Beijing 100094, China)

The work aims to reveal the influence of the structural characteristics of the casting and the difference of the solid-liquid ratio of the mold shell on the filling rate, shrinkage rate and internal defect tendency of the casting.Ti-48Al-2Cr-2Nb alloy structural element castings were prepared by gravity casting with three different solid-liquid ratio shells. The casting formability of 8 typical characteristic structures (plate, variable section, sharp corner, reinforcement, transition arc, hole, ring and curved surface) with different size parameters, such as filling rate, shrinkage rate, number and distribution of shrinkage / porosity and section shrinkage rate, was studied.The results show that, when the thickness of the plate is ≥6 mm, when the thickness change rate of the variable section is ≥0.075, and when the Sharp corner is ≥90°, the mold filling is basically complete. The shrinkage rate of the casting is between 1.8% and 3.3%. Among the different characteristic structures, the average section shrinkage porosity of variable section is 0.012%-0.018%, and that of Sharp corner is 0.21%-0.46%. When the solid-liquid ratio of the mold shell is 1.8∶1 and 2∶1, the porosity distribution area of the casting is only 10%-80% of that under 2.4∶1.The conclusion is that the filling height increases with the increase of casting thickness and angle. The structure and size of various features have little influence on shrinkage. The factors such as wall thickness, thickness change rate, angle and pore diameter of the casting will affect the quantity and distribution of shrinkage porosity. When the solid-liquid ratio of the mold shell is 1.8∶1 and 2∶1, the air hole distribution area ratio of the casting is generally lower than that under 2.4∶1. The relevant results provide a favorable support for the development of common technology of structural design optimization and precision casting process optimization of titanium aluminum alloy complex components.

TiAl; casting; characteristic structure; solid-liquid ratio; shrinkage; defects

10.3969/j.issn.1674-6457.2022.11.017

TG27

A

1674-6457(2022)11-0170-14

2022–07–29

國家科技重大專項（J2019–VI–0003–0116）

張揚晟（1996—），男，碩士生，主要研究方向為鑄造鈦鋁合金技術。

丁賢飛（1980—），男，博士，高級工程師，主要研究方向為鈦合金與鈦鋁系合金及其精密成形技術。