钛合金具有密度小、熔点高、比强度高、浇铸过热度低、耐腐蚀性强及韧性较好等特点，被广泛应用于航空、航天、现代兵器、船舶等领域[1-2]。 随着航空与航天工业技术的发展， 对装备材料性能的需求日益严苛，特别是对载荷承受能力、结构强度及刚性等方面提出了更高要求[3-5]。在此背景下，大型且结构复杂的钛合金整体铸件逐渐崭露头角，成为替代传统“多部件组装”结构的优选方案[6]。 美国Howment 公司于1984 年扩建Hamptom 精铸厂，专门生产直径400 mm 以上的大型复杂薄壁宇航用整体精铸钛合金结构件， 已能浇注出730～770 kg 的工件； 德国TiAl 公司也于1986 年扩大钛合金精铸车间， 安装100 t 大型压蜡机、250 kg 机械手等先进设备， 具备了生产大型复杂薄壁整体精铸钛合金结构件的条件[7-9]。 尤其在以发动机作为核心部件的航空制造领域，其设计不仅追求高推重比以提升性能，还需兼顾延长使用寿命、增强可靠性与经济性，并严格符合适航认证的各项标准[10-12]。 这一系列需求推动了钛合金铸件技术的革新与发展，促使其向功能集成化及尺寸超大型化方向快速迈进[13]。
传统意义的铸件毛坯已逐步转型升级为接近最终形状的整体功能部件[14]。近年来，随着计算机技术的发展，模拟仿真在精密铸造领域获得了广泛应用。陈正阳等[15]以某钛合金异性薄壁件为研究对象，结合ProCAST 有限元分析软件，最终获得合格的异性薄壁件。 冉兴等[16]以大型环状钛合金铸件为研究对象，利用数值模拟技术进行模流分析，揭示了钛合金金属液充型过程中熔体的运动行为，提出了螺旋形横浇道的设计方法。李飞等[17]利用ProCAST 软件对大型中介机匣的铸造工艺及其冷隔、缩孔等缺陷进行了数值模拟分析，并通过离心浇注技术制备了冶金质量优良的中介机匣铸件。 然而，国内大型复杂薄壁钛合金铸造主要以下发的任务型号为技术发展导向，通用技术革新步伐则显得较为迟缓[18]。这种发展模式导致了钛合金铸造技术的整体进步无法匹配当前铸件质量及尺寸日益提升的要求，使得大型复杂钛合金铸件的研发与生产面临诸多技术挑战。 如型面尺寸精度低、冶金缺陷较多、批次稳定性不够、出品率低等，这些瓶颈制约了钛合金精密铸造领域的技术突破与产能提升[19-21]。
基于此，本文以超大型复杂钛合金机匣为研究对象，在熔化量仅有650 kg 的前提下，利用ProCAST软件，对直径1.7 m、质量近370 kg 的钛合金中介机匣铸造过程中的温度场和凝固场变化进行数值模拟，利用铸件本身结构特点，设计最优浇注方案，并对其进行试验验证，最终研制出成熟度7 级的铸件，铸件出品率达到57%，对未来航空发动机用2 m 级复杂精铸钛合金机匣关键技术提供设计思路， 为后续超大型铸件研制提供方向并积累批量生产经验。
1 大型中介机匣结构特点
选用Ti-6Al-4V 作为本次中介内机匣模拟和实验材料，化学成分如表1 所示。利用三维建模软件对其进行几何建模和壁厚分析，三维模型如图1 所示。该机匣为某型号航空发动机重要承力部件， 质量约370 kg，整体尺寸ϕ1 676 mm×541 mm，厚大安装边尺寸78.0 mm×36.4 mm，10 处支板深度259～597 mm，其中个别支板还存在封闭式盲区，腹板、流道、支板等位置大面积壁厚2.5 mm，薄壁腹板上分布着不同结构的安装凸台、吊耳等厚大结构，整体为多环支板结构、大型薄壁的复杂内机匣铸件。
表1 Ti-6Al-4V化学成分
Tab.1 Chemical composition of the Ti-6Al-4V alloy (mass fraction/%)
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图1 中介内机匣铸件示意图
Fig.1 Schematic diagram of intermediate internal casing casting
2 工艺方案设计及模拟仿真
钛合金中介机匣铸件尺寸较大， 其直径约为ϕ1 700 mm，薄壁结构较多、形状复杂，在大型钛合金结构件铸造成形方面， 常选用离心熔模精密铸造工艺，离心运动不仅促进液态金属沿径向更好充型，且有助于排除液态金属中的气体及夹杂物， 其铸造出的铸件相比传统铸造具有表面质量好、 尺寸精度高、力学性能好、原材料利用率高等特点。 目前形状复杂的薄壁铸件， 尤其是大型复杂薄壁整体精密铸造的结构件， 浇注系统与铸件毛坯质量比达到4∶1～6∶1，甚至可能会更高，但铸件出品率仅有14.3%～20.0%，本项目在熔化量仅有650 kg，铸件质量为370 kg 的条件下， 经设计得到出品率达57%的方案，且保证能够完整成型，无流痕、欠铸等缺陷，舍弃了传统的工艺方案设计， 利用铸件本身结构充型，并进行设计模拟。
对铸件进行铸造工艺设计，整体浇注方式采用底注式离心浇注，以实现更好的顺序凝固及增强冒口补缩作用。将带有安装凸台及吊耳的腹板面朝上放置，舍弃厚重的多股横浇道盘，采用单股液流进入铸件型腔，螺旋弧浇道尽头增配金属液“贮槽”，收集从前面浇注系统表面解吸的气体沾污的头一部分金属液，避免这部分金属液进入型腔；金属液进入铸件后，利用铸件本身厚大安装边作为进水浇道，减少浇道质量，方案见图2。 该方案中直浇道∶横浇道∶内浇道=1.00∶1.05∶2.30，采用UG 进行三维建模， 将建好的三维模型以X_T格式导入到ProCAST 的Visual-Mesh 模块进行网格化分、模壳创建及真空环境设定，网格尺寸设为7 mm， 最终划分约39 万个面网格，424 万个体网格，模壳层数设定为17 层。
图2 单股进水方案
Fig.2 Schematic diagram of the single stream inlet scheme
设置浇注温度为1 700 ℃，浇注时间为(坩埚反转时间)7 s， 莫来石陶瓷型模壳预热温度为500 ℃，铸件与模壳之间的传热系数取500 W/(m2·K),转速设为100 r/min，在真空环境下进行浇注，模拟结果见图3。从图3a 中可以看出，在第0.7 s 左右，横浇道自外环内浇口，分流环内浇口均有金属液自由面出现，并向铸件型腔运动。从图3b 可以看出，在第0.9 s 时，从外环内浇口进入的金属液一部分朝旋转中心运动， 一部分沿外环安装边向内浇口另一侧运动， 自分流环内浇口进入的金属液一部分加速向外环方向运动， 另一部分沿分流环安装边朝内浇口另一侧运动， 径向运动的两股金属液自由面在支板中间汇流。 从图3c 可以看出，沿切向朝内浇口另一侧运动的金属液在各个支板处均形成汇流，并在第2.5 s(图3d)，沿切向运动的4 股金属液在另一侧的外环和分流环形成汇流。
图3 单股进水方案模拟结果：(a)金属液进入铸件型腔；(b)金属液在支板处汇流；(c)金属液沿横浇道充型；(d)金属液在另一处汇流
Fig.3 Simulation results of the single-strand water inlet scheme：(a)metal liquid entering the casting cavity;(b)convergence at the support plate;(c)filling along the transverse runner;(d)convergence at another location
从金属液金属型腔的流场来看， 单股进水方案在铸件支板、分流环及外环等多处形成汇流，未形成连续、平稳的充型，易产生飞溅、流痕、冷隔等缺陷。
3 工艺方案优化及模拟分析
为减少金属液充型流程及汇流等问题，考虑将原单股金属浇道在体积不变的情况下分为多股，分出的股数越多，单股横浇道横截面积越小，整个横浇道型壳内壁表面积越大， 表面凝壳质量增大，导致实际横浇道充型的金属液流量变少。 综上考虑，将横浇道分为4 股进行设计， 同时增加缝隙浇道，加速上方厚大安装边充型， 各样点分布状态如表2所示，此方案中直浇道∶横浇道∶内浇道=1.0∶1.2∶2.5，出品率为57%，工艺方案见图4。
表2 各样点分布状态
Tab.2 Distribution status of various points
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图4 4 股进水工艺方案
Fig.4 Process plan for four-strand water inlet streams
保持模拟参数不变对该方案进行铸造模拟，模拟结果见图5。 从图5a 可以看出，铸件横浇道呈螺旋分布，金属液从直浇道进入横浇道，均匀地向横浇道外径方向充型， 在第0.7 s 左右到达横浇道最远端。 当金属液到达最远端后，沿缝隙浇道向上安装边充型，在1.1 s 时金属液从内浇口进入铸件，此时横浇道已基本完全充满金属液，型腔中金属液流的运动开始有了压头(图5b)；整个系统在重力、离心力和科氏力的作用下，由外向内，由远及近连续地向中心充型， 如图5c 所示。 由图5d 可以看出， 在第5.9 s 左右，金属液完全充满铸件型腔，金属液自由表面转移到直浇道，在离心力作用下，直浇道金属液自由表面降低，金属液对铸件进行渗流补缩。 在第17 s 左右时，铸件整体的固相率达到60%，此时金属液的流动性显著降低，基本不再具备补缩能力(图5e)， 铸件热节主要分布在冒口位置及内环厚大安装边上(图5f)。
图5 4 股进水模拟结果：(a)金属液沿横浇道到达外沿阶段；(b)金属液从内浇口进入铸件阶段；(c)金属液进行向心充型阶段；(d)金属液完全充满；(e)固相率；(f)热节区域
Fig.5 Schematic diagram of four-strand water inlet simulation results：(a)metal liquid reaching the outer edge stage along the transverse runner;(b)metal liquid entering the casting stage from the sprue;(c)metal liquid undergoing the centripetal filling stage;(d)fully filled with molten metal;(e)solid fraction;(f)hot zone
从模拟结果中可看出，横浇道沿直浇道中心线呈放射状周围分布， 各横浇道距离铸件的长度相同，并且4 组内浇道与支板对应，通过螺旋向上的浇道，加速上型面厚大安装边充型，使得金属液能够同时、均匀地由远至近、由外及内充填型腔，保证铸件温度场的均匀性，热节主要集中在厚大安装边及吊耳、凸台等位置，通过放置冒口使上述位置无较大缩孔。该方案既符合离心浇注的特点，又提高了出品率，最终决定采用该方案进行浇注验证。
4 浇铸生产验证
基于铸造仿真模拟结果，制订了中介机匣的浇注生产工艺。在完成了浇冒系统安装后，制备面层材料为氧化钇， 背层材料为莫来石型壳， 将型壳预热至400 ℃，移至真空自耗电极凝壳炉中进行浇注，炉内真空度≤5 Pa，浇注电压34～56 V，浇注电流30 000～45 000 A，离心盘转速为100 r/min，浇注时间7 s，浇注后离心盘续转2 min，铸件完整成型，无冷隔、欠铸等缺陷。 浇注后铸件需移至热等静压机进行致密化处理， 热等静压机型号为RDJ1250/1500-150.1400型，加热温度910 ℃，压力140 MPa，保温5 h。 再经工业CT(computerized tomography)检查，如图6 所示。检测结果显示，机匣铸件表面光滑，无密集型气孔缺陷，厚大底座位置无气缩孔缺陷，所生产铸件合格，成熟度7 级满足相关协议的规定， 铸件实物如图7所示。
图6 铸件工业CT：(a)俯视图；(b)主视图
Fig.6 Industrial CT image of the casting：(a)top view;(b)front view
图7 铸件实物
Fig.7 Final physical image of the casting
5 结论
(1)利用ProCAST 软件对中介机匣铸造过程温度场和凝固场进行模拟，同时采用熔模离心结合底注+缝隙式方案保证铸件充型顺利平稳， 最终研制出成熟度7 级的铸件。
(2)针对超大型铸件，在熔化量受限的前提下，可利用铸件本身结构作为进水浇道，有利于提高金属利用率，保证铸件完整充型。
(3)在同等工艺参数条件下，适度调整进水工艺方案， 增加了金属流体充型的高效性， 保证了温度场的均匀性，最终提高了大型钛合金中介机匣的出品率。
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