油箱骨架是航天飞行器的关键零部件，同时具备承力结构件与燃料储备容器功能。 航天飞行器工作周期内长时间在大气环境下高速飞行，油箱骨架结构件也同时承受高温和高应力载荷，这对合金材料的耐高温性能和零部件结构稳定性都有很高的要求[1-3]。 钛合金是生产油箱骨架的首选材料，一般采用TA15 钛合金， 为适配航天飞行器飞行时间更长、飞行速率更快的发展趋势，需要采用耐高温性能更优异的Ti55 合金[4]。
钛合金油箱骨架是典型的大型、复杂、薄壁结构，若采用锻造+机械加工的钣金工艺生产，面临变形抗力大、机械加工困难等问题，材料利用率低、生产周期长、成本高[5-6]。 而钛合金精密铸造技术是一种近净成型技术，工艺成熟、成本低、精度高，是生产此类钛合金结构件的首选工艺[7-8]。 大型航空发动机机匣、涡轮叶片等已广泛采用此生产工艺。 然而，钛合金精密铸造也存在一些亟待解决的问题，如材料完整充型困难[9-13]，尤其是近年来推广应用于航空航天铸件中的ZTi55、ZTi60、ZTi65 等高温钛合金，其合金元素种类多、含量高，铸造性能较差、工艺不成熟，更容易出现晶粒粗化、欠铸等缺陷[14]。 研究发现，这些缺陷可以通过铸造模拟优化浇注系统和浇注工艺来解决[15-16]。朱小平[17]借助模拟仿真设计浇注系统，并开展工艺验证，获得了完整充型的典型钛合金铸件。 数值模拟为精密铸造工艺研究提供了一种有效替代途径，能有效弥补传统试验依赖经验积累、前期投入成本高且研发周期长的局限。 当前，该技术已被广泛应用于实际铸造工艺的开发环节，能够在实际试验前预测熔模铸造过程中的充型、凝固过程及缩孔、裂纹等常见缺陷的形成与分布特征[18]。 Karwiński 等[19]利用Flow3D 计算流体力学(computational fluid dynamics,CFD)软件对离心铸造过程进行分析，计算出金属液在模具内的流动速度范围，以及达到预设转速后模具内的金属液压力，获得离心力作用下钛合金熔液的速度场与压力场。 Tao等[20]基于弱可压缩模型(weakly compressible model,WCM) 和非均匀有限差分网格(ununiformed finite difference mesh,UFDM)自主开发专用软件，用于大尺寸薄壁钛合金机匣熔模铸造过程的数值模拟，确定了合理工艺窗口，预测了构件的充型行为、凝固规律及潜在缺陷，其中缩孔缺陷预测与X 射线检测结果吻合度高，验证了模拟可靠性。
本研究以部分油箱骨架的筒形结构为研究对象，选用ZTi55 钛合金作为合金材料，通过模拟铸造-浇注验证-铸件解剖获得工艺窗口，对比铸件浇注模拟结果与实际铸件解剖不同位置的组织， 建立冷却条件与铸造ZTi55 合金组织之间的关系， 指导铸造工艺设计。
1 实验材料与方法
1.1 铸件模型及材料
油箱骨架筒形结构三维模型如图1a～c 所示，最大外径410 mm，高315 mm，最小壁厚3 mm，最大壁厚与最小壁厚差达到10 mm 以上，筒形结构底部存在回转结构，是典型的变壁厚复杂型腔结构件，这为精密铸造浇注系统设计与完整充型带来了很大挑战。为便于分析铸造模拟结果，本研究将筒形件按照不同位置结构差异分为如图1c 所示的筒底部A区、筒壁B 区、筒口C 区3 个区域。 A 区特征为弧面＋回转结构的复杂结构，弧面壁厚约为5 mm，外筒壁厚约为8 mm；B 区特征为简单的薄壁圆筒结构，平均壁厚约为8 mm；C 区特征为简单的厚壁圆筒结构，最大壁厚约为23 mm。
图1 铸件模型分析与浇注系统设计：(a～c) 油箱骨架筒形结构三维模型；(d～f)底注式重力浇注系统模型
Fig.1 Analysis of the casting model and design of the gating system：(a～c)3D models of the cylindrical structure for the oil tank framework;(d～f)models of the bottom-pour gravity gating system
实验选用ZTi55 合金， 该合金成分由Ti55 合金调整而来，是典型的多组元高温钛合金，材料热力学计算表明合金的液相线为1 680.5 ℃， 固相线为1 641.4 ℃，β→α 相变点约1 030 ℃，具体成分如表1 所示。
表1 ZTi55合金成分
Tab.1 Chemical composition of the ZTi55 alloy(mass fraction/%)
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1.2 铸造模拟方法
根据筒形铸件结构特点，设计了如图1d 所示的底注式重力浇注系统模型， 底部环形浇道可保证铸件不同位置同时充型， 浇口位置高于铸件顶部220 mm，可保证在浇注后期， 金属液具有一定压力实现完整充型。 采用ProCAST 软件进行铸造模拟，型壳选用陶瓷型模壳，设置金属液温度为1 730 ℃，为增强金属液的流动性，减少铸件内部热裂倾向，模壳初始温度设置为700 ℃，浇注时间为6.5 s。
1.3 铸造工艺流程
铸造工艺验证采用的主要工序为3DP 制模-制壳-脱蜡焙烧-熔炼浇注-整理。 3DP 制模材料为PMMA 粉末，表面进行浸蜡处理；制壳材料为面层硅溶胶+氧化钇粉+氧化钇砂， 背层材料为硅溶胶+透气性背层粉+铝矾土砂，层数为10.5 层；模壳在脱蜡釜中脱蜡后进行焙烧， 在1 050 ℃下焙烧2 h 后，随炉空冷至室温出炉； 熔炼浇注采用模拟浇注工艺参数、重力浇注工艺，设备为150 kg 真空自耗凝壳炉，型壳预热温度为700 ℃， 坩埚翻转时间约为6.5 s；浇注完成后，模壳温度冷却至800 ℃时打开炉门出炉，出炉后进行清壳-切割浇冒系统-吹砂-打磨-酸洗等一系列整理工序，获得最终的铸件。
1.4 分析测试方法
对经过整理的筒形铸件A、B、C 3 个不同结构区域(图1c)进行等间距解剖取样，分别取3 个样品，间距不小于100 mm。 将取下的样品进行打磨-抛光-腐蚀后获得金相样品， 利用Leica DMI8C 金相显微镜进行拍摄。采用HF∶HNO3∶H2O=2∶3∶16 的混合腐蚀溶液，腐蚀温度为室温，时间约为20 s。
2 实验结果及讨论
2.1 模拟结果分析
2.1.1 充型模拟结果分析
如图2 所示， 金属液从底部浇口进入铸件型腔，从浇注系统底部向上充型，沿筒壁型腔向上平稳顺利充型，用时约1.5 s。 这种快速平稳的充型有利于减少金属液交汇导致的紊流现象，从而抑制气孔产生，不容易引起欠铸问题。
图2 浇注充型过程：(a)2.5 s;(b)3 s;(c)3.5 s;(d)3.6 s;(e)3.8 s;(f)4 s
Fig.2 Pouring and mold filling process：(a)2.5 s;(b)3 s;(c)3.5 s;(d)3.6 s;(e)3.8 s;(f)4 s
2.1.2 温度场模拟结果分析-冷却曲线
如图3 所示， 铸件充型后首先从最后充型的A区(筒形底部)开始凝固，这是由于筒形底部弧面与其他位置相比更薄。 接着，壁厚更大的B 区筒壁开始凝固，最后凝固的区域是C 区筒口位置，该位置属于厚大区域，并且与更厚大的浇口相连，冷却速率最慢。 铸件从金属液完全充填到铸件完全凝固用时约270 s。
图3 浇注过程凝固分数分布图：(a)9 s;(b)17 s;(c)24 s;(d)43 s;(e)146 s;(f)274 s
Fig.3 Distribution diagrams of the solidification fraction during the pouring process：(a)9 s;(b)17 s;(c)24 s;(d)43 s;(e)146 s;(f)274 s
图4为铸件凝固过程的温度分布， 与凝固分数分布相对应， 降温速率最快的区域是相对壁厚最薄的A 区，大部分区域从液相温度到相变点以下用时约120 s。 降温速率稍慢的是壁厚适中的B 区，从液相温度到相变点以下约用时254 s；降温速率最慢的是厚大且与浇口相连的C 区，从液相温度到相变点以下用时超过1 160 s。 在钛合金固态相变过程中，一般在相变点以上保温时间越长，β 晶粒越容易长大；而降温速率越快，越有利于β 晶粒形核，从而抑制β 晶粒长大。
图4 凝固过程铸件温度分布：(a)9 s;(b)43 s;(c)70 s;(d)90 s;(e)136 s;(f)254 s;(g)543 s;(h)1 165 s;(i)1 442 s
Fig.4 Temperature distribution diagrams of the castings during the solidification process：(a)9 s;(b)43 s;(c)70 s;(d)90 s;(e)136 s;(f)254 s;(g)543 s;(h)1 165 s;(i)1 442 s
2.2 铸件解剖分析
图5为经3DP 制模-制壳-脱蜡焙烧-熔炼浇注-整理工艺流程获得的油箱骨架筒形结构件。铸件完整充型，表面质量好，无浇不足或欠铸问题，表明浇注系统及浇注工艺设计合理。
图5 整理后的油箱骨架筒形结构铸件
Fig.5 Finished cylindrical structural casting of the oil tank framework
铸件经过解剖后获得了图6～9 不同位置的金相组织，所有组织均为典型的魏氏组织，区别在于不同位置晶粒尺寸存在较大差异。 图6 是A 区中与筒身相连区域不同位置的金相组织， 该区域晶粒尺寸相近，平均晶粒尺寸约为534 μm。 图7a～c 为A 区弧面中不同位置的金相组织， 弧面中部薄壁晶粒尺寸较为细小，约为305 μm。图7d 和e 为弧面边缘厚壁区域的金相组织， 晶粒尺寸比弧面中部更为粗大，约为560 μm。 图8 是B 区筒身不同位置的金相组织，晶粒尺寸分布均匀，约为486 μm。 图9 是C 区厚壁的金相组织，其中图9a～c 是远离浇口位置的金相组织， 图9d～f 是连接浇口不同区域的金相组织，从图中可以看出， 远离浇口与浇口位置的晶粒尺寸均较为粗大，且差异较小，远离浇口的晶粒尺寸约为890 μm，靠近浇口的晶粒尺寸约为961 μm。
图6 A 区中筒壁不同位置微观组织：(a～c)OM 照片
Fig.6 Microstructures at different positions of the cylinder wall in area A：(a～c)OM images
图7 A 区中弧面不同位置微观组织：(a～c) 弧面薄壁中部；(d,e)弧面边缘厚壁
Fig.7 Microstructures at different positions of the curved surface in area A：(a～c)middle part of the thin wall on the curved surface;(d,e)thick wall at the edge of the curved surface
图8 B 区筒身不同位置组织：(a～c)OM 照片
Fig.8 Microstructures at different positions of the cylinder body in area B：(a～c)OM images
图9 C 区中不同位置显微组织：(a～c) 远离浇口不同位置；(d～f)连接浇口位置
Fig.9 Microstructures at different positions in area C：(a～c)different positions far from the gate;(d～f)positions connected to the gate
铸件不同位置的金相组织与模拟结果中凝固过程温度场分布情况相吻合。冷却速率最快的A 区中晶粒尺寸最为细小， 其中冷速最快的弧面中心晶粒最为细小，相应的筒壁晶粒也较为细小。冷速最慢的C 区晶粒尺寸最粗大，值得注意的是，连接浇口与远离浇口的位置晶粒尺寸差异较小， 这可能是由于C 区整体冷却速率较慢，冷却至相变点以下的时间接近，因此晶粒尺寸差异较小。B 区冷却速率介于A 区和C 区之间，因此筒身的晶粒尺寸介于A 区薄壁区与C 区厚壁区之间， 而且由于回转结构原因，冷却条件相同，B 区不同位置的晶粒尺寸接近。
3 结论
(1)模拟结果表明，筒形铸件不同位置冷却速率具有显著差异，最后充型的薄壁区域最先冷却凝固，最先充型的厚壁区域最后冷却凝固。
(2)结合模拟仿真结果及解剖组织分析，最后充型的复杂结构区中薄壁弧面区域冷却速率最快，晶粒尺寸最细小，约为305 μm；最先充型的厚壁区域冷却速率最慢，晶粒尺寸最粗大，超过900 μm。
(3)铸件不同位置呈现铸件壁厚越大，铸件凝固时间越长，冷却速率越慢，晶粒尺寸越粗大的规律。后续工艺优化可考虑在此晶粒粗大位置添加激冷装置。
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