TC18(Ti-5Al -5Mo-5V-1Cr-1Fe)作为近β 型钛合金， 其σb≥1 100 MPa 的高强韧性特征使之成为航空液压系统关键承力部件的优选材料[1]。 基于近净成形需求， 真空凝壳铸造技术因其表面精度高、残余应力低等特点， 已成为制备复杂钛合金构件的主流工艺[2]。 然而，TC18 合金中β 稳定元素的高配比导致其液相线上移，相比TC4 合金存在更大凝固区间，加剧了缩松、夹渣等铸造缺陷形成的风险[3-5]。
铸造模拟仿真作为工艺优化的技术手段， 已被证实可精确预测90%以上的宏观缺陷分布[6]。 现有研究中，Liao 等[7]通过ProCAST 平台实现了齿轮箱铸件孔隙率预测，误差低于5%。 王彦鹏等[8]通过设置冒口和离心铸造缓解钛合金泵体的缩松问题。 然而，Tao 等[9]通过大型钛合金薄壁套管的研究，发现离心铸造相对于重力铸造在减少缩松缩孔缺陷方面没有明显优势。 马静等[10]通过引入石墨冷铁和调整工艺参数，提高了泵体铸造质量。但针对TC18 泵体的多相流-凝固耦合专属模型仍待完善。
鉴于TC18 成分复杂且流动性较TC4 差，本文采用ProCAST 模拟TC4 和TC18 在重力铸造条件下的流动性， 确定TC18 的最佳浇注温度。 分析TC18 泵体充型、凝固行为及缺陷形成机理，并通过宏观耦合模拟研究微观组织对TC18 力学性能的影响，提出并验证优化工艺。
1 实验材料与方法
图1为TC18 泵体的三维模型， 在此基础上设计加工石墨模具用于真空壳型重力铸造。 TC18的化学成分见表1。 使用ProCAST 模拟材料性能和铸造过程，通过优化浇注温度和浇注系统设计来实现减少缩松缺陷的目的。
表1 铸件化学成分
Tab.1 Chemical composition of the casting(mass fraction/%)
TiAlSiVCrZrMoFeCHON Margin4.4-5.70.154.0～5.50.5～1.5≤0.34.0～5.50.5～1.5≤0.08≤0.015≤0.18≤0.05
图1 泵体铸件示意图：(a)三维图；(b)剖面图
Fig.1 Schematic diagram for the casting of the pump body:(a)three-dimensional diagram of the pump body;(b)profile of the pump body
1.1 TC18 钛合金流动性能改善
采用ProCAST 对TC18 的黏度进行计算，并与TC4 比较，如图2a 所示。 相同温度下，TC18 的黏度较大，流动性不如TC4[11]。 因此，可以通过优化TC18的浇注温度来改善其流动性， 并据此设计优化工艺方案，如表2 所示。 建立环形流动模型(图2b)，模拟TC18 合金的流动性。 该模型的截面尺寸为20 mm×20 mm，最大运行长度为1 960 mm。 在室温空冷条件下，进行不同浇注温度的重力铸造模拟。
表2 浇注温度优化工艺方案设计
Tab.2 Casting temperature optimization process design
Alloy typeSolid phase line/℃phase line/℃ΔT/℃Pouring temperature/℃TC41 5361 6661301 700 Liquid TC181 4391 650211 1 700 1 770 1 840
图2 合金黏度特性及流动模型：(a)TC4、TC18 牛顿黏度特性；(b)合金流动模型
Fig.2 Viscositycharacteristicsandflowmodelofthealloy:(a)Newton viscosity characteristics of TC4 and TC18;(b)alloy flow model
1.2 浇注系统的优化设计
分别建立2 种不同浇注系统的泵体三维模型，如图3 所示。 图3a 展示了传统浇注系统，金属液通过主浇道进入模具，铸件上未设置冒口；图3b 则在传统模型基础上增设了冒口， 主要设置在铸件大平面及厚大部位。为了减小湍流，将浇注系统改为底注式，以实现金属液自下而上的稳定流动。
图3 两种不同浇注系统的泵体模型：(a)传统设计；(b)优化设计
Fig.3 Pump body models of two different pouring systems:(a)traditional design;(b)design optimization
1.3 铸造过程的数值模型
将金属液视为不可压缩的黏性流体， 其充型过程遵循连续性方程[12]：
式中，u,ν,w 分别表示流体速度在x,y,z 方向上的分量。
凝固过程中需考虑结晶潜热，因此采用焓法来计算结晶潜热[13]：
式中，Hm 为热焓；H0 为基准温度时的热焓；Cp 为定压比热容；T0 为基准温度；fS 为固相体积分数；L 为熔化潜热。
考虑宏-微观耦合模拟， 需建立枝晶尖端生长动力学模型，用异质成核模型描述[14-15]：
式中，
表示非均匀形核时晶粒密度随过冷度的变化；n 为形核密度；nmax 为最大形核密度；d(ΔT)为单位过冷度；ΔT 为平均过冷度；ΔTσ 为过冷度标准方差。
1.4 边界及初始条件的设置
铸件与石墨模具间换热系数为500 W/(m2·k)[16]，采用自然空冷，环境温度为30 ℃，真空度为0.9 Pa，辐射发射率ε=0.85。 浇口横截面积约5 024 mm2，实际充型时间约5 s，流体质量流量为53.58 kg/s，并计算体积和密度，其计算公式如下[17]：
2 实验结果及讨论
2.1 流动性能的模拟验证
图4的模拟数据表明，凝固结束时，充型长度受合金类型与浇注温度的影响而呈现显著差异。 具体而言，TC4 合金展现出较优的流动特性， 而同等温度条件下，TC18 合金的流动性能则明显受限。
图4 金属液流动性能模拟结果：(a)TC4-1 700 ℃;(b)TC18-1 700 ℃;(c)TC18-1 770 ℃;(d)TC18-1 840 ℃
Fig.4 Simulation results of the metal fluid flow performance:(a)TC4-1 700 ℃;(b)TC18-1 700 ℃;(c)TC18-1 770 ℃;(d)TC18-1 840 ℃
为优化TC18 的流动性能，本研究系统性地在1 700、1 770 及1 840 ℃3 个浇注温度点进行了模拟分析。 结果显示，随着浇注温度的升高，TC18的流动性能呈现先增后减的非线性变化趋势，并在1 770 ℃时达到峰值，与TC4 在1 700 ℃时的流动性能相当。 基于此，后续模拟研究将统一采用1 770 ℃作为TC18 的标准初始浇注温度，以保障其最佳的流动性能。
2.2 铸件充型凝固过程的模拟结果
泵体充型过程的温度场如图5 所示， 对比了不同浇注系统下的充型动态。在传统浇注工艺中，金属液经主浇道直接注入模具型腔， 在充型时间分别为0.6 和2.0 s 时， 其充型速度分别达到1.43 和0.89 m/s。 由于此工艺下金属液迅速抵达泵体下端面，引起严重的飞溅和紊流现象， 显著增加了卷气和氧化夹渣的风险。 此外，由于泵体内腔壁厚较薄，充液不均匀问题凸显，极易在该区域形成缩松和缩孔缺陷。
图5 不同浇注系统的充型温度场对比：(a)0.6 s;(b)2.0 s
Fig.5 Comparison of the filling temperature fields of different pouring systems:(a)0.6 s;(b)2.0 s
相比之下， 优化后的浇注系统展现了显著的优势。在该系统中，金属液首先沿主浇道流入泵体下端面，随后通过横浇道实现自下而上的反重力充填。此过程中，充型速度平稳，分别为0.88 和0.59 m/s，有效避免了明显的紊流和飞溅现象， 实现了型腔的均匀充填。
泵体大平面处冒口的设置是为了优化凝固过程，实现缺陷的有效转移[18]。如图6 所示的凝固场对比分析表明，通过优化浇注系统并增设冒口，泵体大平面处的热节得到了显著减小，尤其是下端厚大部位的热节改善效果尤为明显。 然而，增设冒口后，热节向冒口处的转移幅度较小， 补缩效果尚未达到理想状态，冒口设计仍有待进一步优化。
图6 固相率82%的凝固场对比：(a)传统浇注系统；(b)优化浇注系统
Fig.6 Comparison of solidification fields with an 82%solid fraction:(a)traditional pouring system;(b)optimized pouring system
图7 凝固时间对比：(a)传统浇注系统；(b)优化浇注系统
Fig.7 Comparison of solidification time:(a)traditional pouring system;(b)optimized pouring system
此外，从凝固时间的对比中可以清晰观察到，泵体厚大部位的冷却速度较周围区域缓慢。 但在优化浇注系统后， 厚结处的凝固时间有所缩短，“热岛”面积得到了有效缩减，进一步证实了优化措施的有效性。
2.3 铸件缺陷的对比分析
在传统浇注工艺中，金属液在充型阶段表现出明显的湍流特性， 进而导致泵体内腔充液不均，加剧了该区域缩松和缩孔形成的风险，对铸件质量造成不利影响。
如图8a 所示，缺陷主要分布在泵体大平面厚大部位及其内腔，与充型凝固过程的分析及缺陷模拟结果相吻合。 优化浇注系统后，充型过程趋于平稳，泵体内腔缺陷显著减少， 缺陷主要集中于泵体大平面， 部分缺陷转移至冒口内， 缩孔体积减少约74.3%，验证了新浇注系统的有效性。 然而，冒口设计仍需进一步优化， 以实现缺陷向冒口内的最大化转移，进而最小化铸件缺陷。
图8 缺陷对比：(a)传统浇注系统；(b)优化浇注系统
Fig.8 Defect comparison diagram:(a)traditional pouring system;(b)optimized pouring system
2.4 铸件性能的对比分析
二次枝晶间距(secondary dendrite arm spacing,SDAS)对铸件屈服强度和弹性模量有显著影响[19-20]。为此， 本研究模拟了不同浇注系统下SDAS 的大小及分布情况，如图9 所示。 截面分析表明，在传统浇注方案中，铸件内部SDAS 较大，这可能是由于充型不平稳导致的局部冷却条件变化， 进而形成热点或冷区，影响了枝晶的正常生长。 此外，湍流引起的气体卷入和杂质分布也是影响SDAS 值的不可忽视因素。 模拟结果显示，传统方案中的充型不平稳性对SDAS 的大小和分布产生了显著影响。 鉴于较小的枝晶间距有利于提升铸件力学性能，本研究对泵体关键部位进行了取样拉伸测试， 结果如图10 所示，验证了模拟结果的准确性。 优化浇注工艺后，试样的抗拉强度提升了15.5%， 屈服强度增加了约20.5%，伸长率提高了约25%，进一步证实了优化措施的有效性。
图9 SDAS 对比：(a)传统浇注系统；(b)优化浇注系统
Fig.9 Comparison of the SDAS:(a)traditional pouring system;(b)optimized pouring system
图10 力学性能对比
Fig.10 Comparison of mechanical properties
2.5 铸件质量分析
通过对比传统与优化工艺下的浇注实验，旨在验证仿真模拟的可行性与准确性。 结果表明，泵体成形完整，表面质量无明显缺陷。 为进一步评估铸件内部质量，采用X 射线进行了观察，结果如图11所示。 传统浇注工艺下，铸件内部存在较多气孔及缩松缩孔； 而优化工艺显著提升了铸件内部质量，较大气孔消失，缩松缩孔数量大幅减少。X 射线探伤结果与模拟分析吻合，有效证实了仿真模拟的准确性和优化工艺的可行性。
图11 泵体铸件及X 探伤检测：(a～c) 传统工艺；(d～f)优化工艺
Fig.11 Pump body casting and X flaw detection diagram:(a～c)traditional process;(d～f)optimized process
3 结论
(1)采用ProCAST 确定了TC18 合金的最佳浇注温度为1 770 ℃， 在此温度下， 其流动性等同于TC4 合金在1 700 ℃时的水平。
(2)构建了TC18 泵体的三维模型，并对其浇注成形过程进行了仿真模拟。 通过与传统浇注工艺的对比分析，提出了一种优化浇注工艺方案。该方案显著提升了充型过程的平稳性， 使铸件缺陷率降低了约74.3%，并细化了铸件的二次枝晶间距。
(3)通过实验验证和X 射线检测，确认了仿真模拟的准确性以及优化工艺在提升铸件质量和力学性能方面的有效性。
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