航空材料学报

No.	Filling temperature/ ℃	Shell temperature/ ℃	Pressure rate/ （kPa·s⁻¹）	Average gate rate/ （mm·s⁻¹）
1	1460	900	4	155
2	1460	1000	6	165
3	1460	1100	8	182
4	1560	900	6	172
5	1560	1000	8	186
6	1560	1100	4	162
7	1660	900	8	188
8	1660	1000	4	172
9	1660	1100	6	172

No.	Filling temperature/ ℃	Shell temperature/ ℃	Pressure rate/ （kPa·s⁻¹）	Average gate rate/ （mm·s⁻¹）
1	1460	900	4	155
2	1460	1000	6	165
3	1460	1100	8	182
4	1560	900	6	172
5	1560	1000	8	186
6	1560	1100	4	162
7	1660	900	8	188
8	1660	1000	4	172
9	1660	1100	6	172

Item	Sum of squares of deviations，S_j	Degree of freedom，f_j	Mean sum of squares，V_j	Mean square，F	Significance level，P
Filling temperature	152	2	76	4.653	0.177
Shell temperature	12.667	2	6.333	0.388	0.721
Pressure rate	788.667	2	394.333	24.143	0.04
Error	32.667	2	16.333

Item	Sum of squares of deviations，S_j	Degree of freedom，f_j	Mean sum of squares，V_j	Mean square，F	Significance level，P
Filling temperature	152	2	76	4.653	0.177
Shell temperature	12.667	2	6.333	0.388	0.721
Pressure rate	788.667	2	394.333	24.143	0.04
Error	32.667	2	16.333

Region	Average grain size/μm
A	156.755
B	142.460
C	183.887
D	179.386

Region	Average grain size/μm
A	156.755
B	142.460
C	183.887
D	179.386

K4169高温合金反重力铸造薄壁机匣非线性充型设计与实验研究

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王迪 ¹^,² , 刘明亮 ¹^,^* , 何林 ¹^,^* , 隋大山 ³ , 李九霄 ⁴ , 董安平 ¹

航空材料学报 | 研究论文 2025,45(5): 171-182

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航空材料学报 | 研究论文 2025, 45(5): 171-182

K4169高温合金反重力铸造薄壁机匣非线性充型设计与实验研究

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王迪¹^,², 刘明亮¹^,^*, 何林¹^,^*, 隋大山³, 李九霄⁴, 董安平¹

作者信息

¹上海交通大学上海市先进高温材料及其精密成形重点实验室，上海 200240

²重庆大学材料科学与工程学院，重庆 400044

³上海交通大学塑性成形技术与装备研究院，上海 200030

⁴上海工程技术大学材料科学与工程学院，上海 201620

通讯作者:

刘明亮（1996—），男，硕士，工程师，研究方向为高温合金调压精密铸造，联系地址：上海市东川路800号（200240），E-mail：lml13210@sjtu.edu.cn

何林（1991—），男，博士，助理教授，研究方向为高性能合金精密铸造与氧化，联系地址：上海市东川路800号（200240），E-mail：hejucen@sjtu.edu.cn

Nonlinear filling design and experimental study on thin-walled casings by counter-gravity casting of K4169 superalloy

Di WANG¹^,², Mingliang LIU¹^,^*, Lin HE¹^,^*, Dashan SUI³, Jiuxiao LI⁴, Anping DONG¹

Affiliations

¹Shanghai Key Laboratory of Advanced High-temperature Materials and Precision Forming，Shanghai Jiao Tong University，Shanghai 200240，China

²School of Materials Science and Engineering，Chongqing University，Chongqing 400044，China

³Institute of Forming Technology & Equipment，Shanghai Jiao Tong University，Shanghai 200030，China

⁴School of Materials Science and Engineering，Shanghai University of Engineering Science，Shanghai 201620，China

出版时间: 2025-10-01 doi: 10.11868/j.issn.1005-5053.2025.000082

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摘要

收起

以K4169高温合金热端机匣为研究对象，针对传统高温合金反重力铸造线性充型过程出现的液体飞溅、振荡、卷气等缺陷，考虑到机匣铸件的复杂变截面结构，通过水力学模拟实验探索加压速度对变截面的充型影响，得到对于变截面结构，加压速度越小，液体充型越平稳。利用正交实验确定机匣模型最优充型工艺参数，即浇注温度为1460 ℃，型壳温度为900 ℃，平均加压速度为4 kPa/s。根据机匣模型结构设计线性与非线性充型压力曲线，对两种充型方式进行数值模拟及实验研究。结果表明：两种充型工艺相比，在同样的充型时间内，非线性充型平均浇口速度比线性充型下降16.77%，且非线性充型浇口速度更加平稳，非线性充型机匣薄壁区域整体缺陷低于线性充型。线性充型机匣不同区域出现大量裂纹缺陷，总体缺陷占比较高；而非线性充型机匣没有出现裂纹缺陷，只有少数微孔洞。无损检测结果也表明非线性充型机匣铸件缺陷更少，说明非线性充型工艺有效减少机匣铸件的缺陷种类和数量。

关键词

反重力铸造 / 高温合金 / 变截面 / 水力学模拟实验 / 数值模拟

Abstract

收起

Based on the hot-ended casing of K4169 superalloy as the research object, aiming at the defects such as liquid splashing, oscillation and entrained air in the linear filling process of traditional superalloy counter-gravity casting, particularly, considering the complex variable cross-section structure of the casing castings, the work explores the influence of pressurization speed on filling of such structure through hydraulic simulation experiments. The results reveal that for the variable cross-section structure, a lower pressurization speed leads to more stable liquid filling. Orthogonal experiments are conducted to ascertain the optimal filling process parameter of the casing model such as a pouring temperature of 1460 ℃, a shell temperature of 900 ℃ and an average pressurization speed of 4 kPa/s. Based on the casing model’s structure, linear and nonlinear filling pressure curves are designed, and both numerical simulations and experimental studies are performed to compare two filling methods. When comparing two filling processes with the same filling time, the nonlinear filling exhibits a 16.77% decrease in average gate speed compared to the linear filling, resulting in a more stable filling process and production of fewer overall defects in the thin wall areas of the casing. Casings filled using the linear method exhibit numerous crack defects across various regions, leading to a relatively high overall defect rate. In contrast, casings filled using the nonlinear method devoid of crack defects and contain only a few micro-pores. Non-destructive testing results also support the notion that casing castings filled by the nonlinear method have fewer defects, which validates that the nonlinear filling effectively reduces the type and quantity of defects in casing castings.

Key words

counter-gravity casting / superalloy / variable cross-section structure / hydraulic simulation experiment / numerical simulation

引用本文

王迪, 刘明亮, 何林, 隋大山, 李九霄, 董安平. K4169高温合金反重力铸造薄壁机匣非线性充型设计与实验研究. 航空材料学报, 2025 , 45 (5) : 171 -182 . DOI: 10.11868/j.issn.1005-5053.2025.000082

Di WANG, Mingliang LIU, Lin HE, Dashan SUI, Jiuxiao LI, Anping DONG. Nonlinear filling design and experimental study on thin-walled casings by counter-gravity casting of K4169 superalloy[J]. Journal of Aeronautical Materials, 2025 , 45 (5) : 171 -182 . DOI: 10.11868/j.issn.1005-5053.2025.000082

正文

收起

镍基高温合金常用作航空发动机热端部件制造材料，在航空发动机零部件中，约1/4材料选用镍基高温合金^[1]。镍基高温合金具有良好的抗氧化性、耐腐蚀性、稳定性和可靠性，广泛应用于航空航天领域^[2-5]。K4169合金是目前最常用的高温合金，该合金属于铁镍合金，在650 ℃以下具有优异的高温性能^[6]，化学成分与美国Inconel 718合金相近。反重力铸造是一种金属液逆重力方向流动充型的铸造工艺，相对于传统的重力铸造具有一定优势，通过压力控制充型减少铸件缺陷，获得更高力学性能，通常采用这种工艺制备大型薄壁一体化复杂铸件^[7-10]。

近年来，反重力铸造轻合金工艺较为成熟，而高温合金金属液温度较高、黏度较大，控压充型一直是不易解决的难题。随着大型薄壁铸件一体化理论提出，铸件轮廓尺寸越来越复杂，变截面越来越多^[11-12]，导致浇注难度增加，利用传统的反重力充型工艺无法保证铸件质量。国内外学者对轻质合金相关问题展开研究，他们认为，型壳的几何特征、充型压力和浇注温度是影响反重力充型能力的主要原因^[13-15]。Sanitas等^[13]研究低压铸造铝合金中变截面对填充行为的影响，Wu等^[14]研究不同浇注面积对反重力镁合金充型的影响，Bedel等^[15]研究变截面形状对充型的影响。由于金属液温度较高，增加高温金属液充型工艺的难度，因此很多学者主要依靠模拟、间接实验或者高能同步辐射光源对金属液充型行为进行研究分析^[16]。Hu等^[17]研究浇注面积对真空吸铸中铝合金熔体填充模式和速度的影响， Yu等^[18]通过设计不同的浇注系统变截面研究液体流动行为并利用ProCAST软件进行模拟验证，这些研究均表明充型振荡与型腔的截面变化存在一定联系^[19-21]。徐杨^[22]研究反重力充型截面对充型速度的影响，发现截面由大变小的同时，充型速度由小变大，此过程易发生卷气现象。刘闪光^[23]研究型腔复杂结构对反重力充型过程浇口速度的变化，利用水模拟实验探索不同变截面结构对浇口速度的变化规律。上海交通大学调压精铸团队^[7,9]研究变截面结构对反重力充型的影响，推导加压速度与充型速度的关系，利用不同变截面模型探索充型规律，发现不同壁厚与截面比结构对充型影响极大。尽管如此，反重力非线性充型研究并不多，目前在工业上，利用反重力非线性充型制备高温合金铸件极为少见。

在前期数值模拟研究基础上，本工作基于K4169高温合金机匣模型充型行为进行研究。首先利用水力学模拟实验探索反重力加压速度对变截面结构的影响，设计正交实验确定机匣模型模拟与浇注实验的最优工艺参数，结合工艺参数和加压速度对变截面结构的影响规律，设计线性与非线性充型加压曲线。最后利用数值模拟及实验结果对比分析两种不同充型方式铸件缺陷，从而验证非线性充型工艺对机匣铸件的优势。

1　实验设计与方法

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1.1　正交实验设计

影响铸件质量的因素主要包括金属液温度、型壳温度和加压速度，在线性充型基础上利用正交实验探索3种因素对充型过程的影响。依据传统的重力铸造可知，一般工程上金属液的浇注温度是在合金的液相线温度基础上增加100～300 ℃，本实验所用K4169合金的液相线温度为1360 ℃，在此基础上合金浇注温度设定为1460、1560 ℃和1660 ℃。型壳温度会直接影响铸件性能，温度过高，铸件冷却较慢会导致铸件表面晶粒粗大，温度过低会导致薄壁铸件处冷却较快，产生冷隔、气孔等缺陷，本工作将型壳温度设定为900、1000 ℃和1100 ℃。

在反重力铸造中，充型时间是工艺过程的关键，一般工业级金属液的充型速度在50～100 mm/s范围内最为稳定，结合模拟的铸型高度为500 mm，浇注时间设定为5、7 s和10 s，反重力充型压力P（单位为kPa）由式（1）计算得出：

$ P = \frac{{\rho hK}}{{10.2}} $

(1)

式中：ρ为合金液密度，液态镍基高温合金密度为7.8 g/cm³；h为充型高度；K为充型过程阻力系数，其值与金属液黏度和铸型型腔复杂程度有关，一般为1～1.5，阻力小时取下限，阻力大时取上限。本工作使用的型壳高度为50 cm，K为1。通过式（1）计算得出，充型压力为38.24 kPa，为保证型壳充型完全，选取充型压力为40 kPa。根据型壳高度计算理想充型时间为5～10 s，所以加压速度设定为4、6 kPa/s和8 kPa/s，图1为反重力铸造3种不同加压速度的充型曲线。本实验将合金浇注温度、型壳温度和加压速度3个工艺参数作为正交实验的3个因素，采用浇注过程浇口处平均浇口速度作为优化指标^[24]，对正交实验结果进行分析。

1.2　有限元数值模拟

本工作采用航发热端机匣连带浇注系统有限元模型，如图2所示，该模型结构复杂，存在大量薄壁区域，利用传统重力浇注工艺难以成形。采用SolidWorks三维软件建立模型并输出STEP格式文件，导入ProCAST软件的Mesh模块进行处理。经过检查面联通问题、混合体重叠和模型体交叉并将修复后的模型在Mesh模块中进行网格划分，本工作中网格单元尺寸为4 mm，最终获得面网格71324个，然后进行面网格检查及修复，如图2（a）所示。在Shelling功能区选取浇口位置，型壳厚度设置为10 mm，生成型壳如图2（b）所示。检查网格无误后生成体网格，总共生成体网格812449个，如图2（c）所示，检查体网格无误后进入Cast模块。

在Cast模块中模拟参数设定，选择反重力铸造模块浇注，合金材料选择自建库中K4169合金，型壳材料选择Silica Sand，换热类型选择不同材料类型，铸件与型壳界面间热交换系数设为IN738-Mullite，型壳外表面边界条件设为空冷20 ℃，充型压力设为40 kPa，合金浇注温度、型壳预热温度和充型时间参数均由正交实验结果确定。

1.3　水力学模拟实验方法

水力学模拟装置是通过亚克力板自主搭建的，通过透明升液管连接模型与坩埚，压力通过气控机进行控制，采用水与示踪粒子混合液作为充型液体。示踪粒子采用直径为10～30 μm的空心玻璃珠，根据相似理论通过示踪粒子进行黏度配比，满足黏性不可压非定常流动雷诺相似公式（2）^[23]：

$ {\mathit{Re}}_{\mathrm{a}}={\mathit{Re}}_{\mathrm{w}} $

(2)

式中：Re_a和Re_w分别为合金和水介质的雷诺数。水模拟中水的黏度μ_w通过式（3）计算：

$ {\mu _{\mathrm{w}}} = {\mu _{\mathrm{a}}} \cdot \frac{{{\rho _{\mathrm{w}}}}}{{{\rho _{\mathrm{a}}}}} $

(3)

式中：μ_a为合金液体的黏度；ρ_w和ρ_a分别为水和合金的密度。为了更接近实际充型时间，充型加压速度分别设为0.5、0.8 kPa/s和1 kPa/s，采用截面比为1∶5的变截面模型，通过粒子图像测速技术（particle image velocimeter，PIV）进行测量。高速相机拍摄速度为10帧/s，将拍摄的图片导入处理软件中对示踪粒子进行标注，通过示踪粒子的运动轨迹可以计算出某一区域的水流速度。本工作拍摄的区域为升液管上端，此位置可以代表充型浇口速度。

1.4　实验测试方法

在模拟结果基础上，对本工作模型进行反重力铸造线性和非线性两次不同工艺浇注实验，使用反重力铸造真空感应炉进行充型实验，型壳焙烧温度和金属液充型温度由正交实验结果确定，型壳焙烧保温1 h，合金精炼0.5 h，使用氩气作为充型气体。

对反重力铸造线性和非线性充型的铸件进行实验分析，使用线切割对机匣铸件进行取样镶嵌，利用自动磨抛机依次使用400、800、1200目和2000目砂纸打磨试样，依次使用3 μm和0.05 μm二氧化硅抛光液抛光试样。通过金相显微镜统计两种工艺下特殊区域的铸件缺陷，利用无损检测技术分析铸件整体缺陷。为了突出反重力非线性铸造工艺的优势，使用VEGA3型扫描电镜的电子背散射衍射（electron backscatter diffraction，EBSD）技术对非线性充型工艺铸件不同区域进行晶粒尺寸分析。

2　结果与讨论

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2.1　加压速度对变截面的影响

反重力充型是一个连续的过程，在不考虑模型复杂程度时，浇口处充型速度是一个衰减振荡的过程。图3是利用高速相机拍摄的升液管处示踪粒子随时间变化的轨迹，捕捉某一个示踪粒子的运动轨迹计算位移，再根据位移时间计算运动速度，本工作选取中间某一示踪粒子，通过标记法统计分析速度。

图4（a）是利用PIV技术测得的充型加压速度分别为0.5、0.8 kPa/s和1 kPa/s时升液管处浇口速度的变化趋势。从图中可以看出，浇口速度进入升液管后呈现衰减振荡的趋势，周期振幅越来越小最后趋于平稳，加压速度越快，振动周期越小，整体浇口速度越快，充型时间越短。当水流进入变截面后，浇口速度迅速加快，但充型加速度越来减慢。可以看出加压速度为0.5 kPa/s时，在充型7 s后，浇口速度逐渐趋于平稳，而加压速度分别为0.8 kPa/s和1 kPa/s时，浇口速度持续加快，在浇口速度平稳前液体已经达到模型顶端。由图4（b）可以看出，加压速度为1 kPa/s时，出现较为复杂的填充顺序，液体由升液管进入变截面后，首先通过射流区顺序填充，然后通过主涡流区和前涡流区反向填充，在变截面结构中这种填充方式会造成液体卷气和飞溅，增加铸件缺陷产生的可能性。加压速度为0.5 kPa/s时，填充主要依靠射流区的顺序填充，减少充型缺陷产生。从水力学模拟结果可以看出，对于变截面模型来说，加压速度越快，充型模式越复杂。

2.2　正交实验结果分析

将浇口平均速度作为正交实验的指标，通过线性充型方式采用三水平因素正交实验，结果如表1所示，根据正交实验结果计算得出方差分析（analysis of variance，ANOVA）结果如表2所示。对于加压速度，从F检验结果分析可知，显著性P值为0.04，可以认为加压速度是浇口平均速度的主要影响因素。探索工艺参数是在反重力线性充型的前提下进行的，在压力为40 kPa不变的前提下，根据表1正交实验结果可以确定接近理想水平工艺参数为：浇注温度1460 ℃，型壳温度900 ℃，平均加压速度4 kPa/s，此时测得平均浇口速度为155 mm/s。

2.3　反重力充型压力曲线设计

结合2.1节中加压速度对变截面的影响，加压速度越大，液体填充越复杂，为了保证液体充型稳定性，在充型过程中，加压速度应该越来越慢。根据机匣模型的结构将模型分为4个区域，如图5所示，根据正交实验结果，在充型压力为40 kPa时，设定充型时间为10 s，线性压力曲线如图5（b）所示。在模型中，除了区域3是铸件本体，其他区域均为浇注系统，该模型的浇注系统在充型时金属液流动起到缓冲作用。在反重力铸造充型过程中，依据加压速度的变化频率随着时间越来越小，区域1连接升液管，金属液在升液管中充型速度是最快的，所以设定区域1的加压速度最大，结合该区域的高度，设定加压速度为6 kPa/s。区域2在充型时起到缓冲作用，在该区域减小加压速度，设定为4 kPa/s。前面设计的正交实验已经进行多次模拟充型，金属液完成区域3薄壁充型时，此时右侧浇注系统金属液已经流动到最高点，将对左侧上方进行补充，此时区域3已经充型完成，区域4的加压速度应该是整个充型过程最慢的，设置为2 kPa/s。根据充型时间为10 s，最后设定区域3的加压速度为3 kPa/s。非线性充型压力曲线如图5（b）所示，相对于线性充型压力曲线，在总时间和压力不变的情况下，改变中间过程加压速度。

2.4　数值模拟结果分析

2.4.1　速度场模拟结果

利用线性与非线性充型两种加压方式对机匣模型进行模拟，结果如图6所示。从图中可以看出金属液流动到铸件之前，非线性充型速度更大，因为最初的加压速度较快。金属液流动从铸件底部到顶部的过程，非线性充型速度整体慢于线性充型，在线性充型9.05 s和非线性充型7.57 s时速度场图片对比更加明显。在此过程也可以发现，浇注系统充型速度整体快于铸件内充型速度，主要原因是铸件的壁厚较薄，铸件内充型阻力高于浇注系统。在铸件完成充型后，最上面的十字浇注系统几乎完全是由右侧浇注进行补充的，此时铸件已经开始凝固，浇道缝隙随之变小。从图中的时间来看，非线性充型时间要短，在铸件充型阶段减慢加压速度，提高金属液流动稳定性，整体时间变短，更能体现出非线性充型的优异性。

在反重力铸造过程中，浇口速度可以很好地反映金属液流动的射流程度，通过数值模拟测得两种充型方式浇口速度的变化曲线，如图7所示。线性充型平均浇口速度为0.155 m/s，而非线性充型平均浇口速度为0.129 m/s，相比线性充型平均浇口速度降低16.77%，这也验证了速度场的变化趋势，说明非线性加压充型速度整体更慢。从图5（b）可知，4～8 s是铸件充型过程，图7中线性充型浇口速度变化幅度较大，说明金属液流动到变截面较大区域，最后加压速度保持不变造成浇口速度变化极不稳定。同样，非线性充型浇口速度呈周期振荡变化，且周期变化均匀，浇口速度变化幅度也没有线性充型大，说明在此过程中金属液流动更稳定。以上分析结果可以说明，非线性充型有效提高充型过程金属液流动的稳定性。

2.4.2　凝固场模拟结果

凝固场变化数值模拟结果如图8所示，综合分析可知凝固区域主要在铸件处，当金属液完成铸件充型时，可以看出在非线性充型7.88 s时铸件上半部分已经开始凝固，相比线性充型9.05 s凝固更早。这是由于非线性充型此阶段加压速度相对较小，金属液流动更稳定，没有太大波动，凝固效率更高，铸件晶粒尺寸也更小。两种充型方式在充型40 s左右同时出现，铸件上半部分相比下半部分凝固时间更短，首先因为铸件本身的结构问题，上半部分壁厚更薄，所以凝固更快；其次因为反重力铸造铸件在凝固过程型底的温度一直高于型顶，而且浇口处连接升液管，周围环境温度相对更高。由图8可知，在充型9 min左右，铸件外表面完全凝固，浇注系统大部分还没有完全凝固，说明该浇注系统设计的合理性。从整体凝固情况来看，凝固顺序属于自上而下，符合反重力铸造凝固。

为了更准确地分析铸件不同位置的温度与凝固情况，在铸件4个不同位置取测温点，如图5（a）所示。图9是A、B、C和D 4个位置温度随时间变化曲线，可以看出A和B点相比C和D点降温速度更快，且B点在600 ℃之前温度一直低于其他3个点，因为B点壁厚较薄，A点降温较快主要是自上而下凝固顺序导致的。可以发现从浇注温度到1000 ℃之间，4段曲线均有细微波动情况，这是由于型壳与金属液间有一定温差，此过程金属液与型壳在平衡温度到1000 ℃左右时，两者温度几乎接近，之后也不会存在温度波动的情况。

合金晶粒尺寸大小决定力学性能，晶粒尺寸较大会降低材料韧塑性，晶粒尺寸较小会降低材料蠕变和断裂韧性^[25-26]。为了方便统计晶粒尺寸，利用EBSD技术对非线性充型铸件不同区域进行分析，Orientation Imaging Microscopy（OIM）后处理软件统计不同区域平均晶粒尺寸结果如表3所示，图10为铸件不同位置EBSD结果。可以看出，铸件晶粒分布比较均匀致密，相比传统铸造薄壁铸件，反重力铸造更具优势，铸件薄壁处凝固速度更快，在晶增压力和壳增压力的保压下，铸件组织更致密，晶粒尺寸更小，力学性能更高。由表3可知，A、B、C和D区域平均晶粒尺寸分别为156.755、142.46、183.887 μm和179.386 μm，晶粒尺寸由小到大顺序为B<A<D<C。不同区域冷却速率由快到慢顺序为B>A>D>C，符合冷却速率越快，晶粒尺寸越小。从4个区域EBSD结果（图10）分析可知，B区域晶粒尺寸更均匀，尺寸为150 μm左右的晶粒数量最多，这是由于在金属液充型过程中，此处薄壁是通过上下双向通道进行充型，下薄壁先凝固，金属液流动通道变小，产生双向压力，同时也体现出该浇注系统的优势。

2.4.3　铸件缺陷预测结果

Niyama判据最早是用来预测钢铸件缩松缩孔的计算方法^[27-28]，按照式（4）计算^[29-30]：

$ N\mathrm{_y}=\frac{G}{\sqrt{R}} < K $

(4)

式中：N_y为Niyama值；G为温度梯度；R为冷却速率；K为临界值，其值与浇注材料有关，一般轻合金材料取值小于0.5，钢铁合金材料取值大于1，本工作采用高温合金，选用ProCAST软件K的默认值1进行计算。该判据认为若N_y小于K，则该区域会出现缩松缩孔缺陷。

图11是利用Niyama判据对铸件不同区域缺陷的分析结果。从图中可以看出，两种充型方式铸件缺陷相差不大，局部位置非线性充型铸件缺陷更少。可以看出，4个区域N_y值均超过临界值，数值由小到大顺序均为：B<D<C<A。从数值来看，非线性充型铸件N_y值均小于线性充型。从前面的温度分析可知，4个区域降温速率由大到小顺序为B>A>D>C，可以看出除了A区域，其他3个区域都是降温速率越快，N_y值越小。A区域相对其他3个区域比较特殊，根据式（4），A区域连接浇注系统，温度梯度G相对偏大，导致N_y值偏大。

2.5　实验结果分析

2.5.1　铸件显微缺陷分析

铸造过程中金属液流动情况直接影响铸件缺陷，图12（a-1）～（a-4）是反重力铸造线性充型铸件不同区域缺陷统计。结合图5（a）中4个不同区域的位置标记，对两种充型方式铸造的机匣铸件分别进行4个区域的缺陷分析。从图中可以看出，A区域的缺陷占比最大，此区域为铸件上端圆环处，连接浇注系统易产生缺陷。C区域的缺陷相对B和D区域偏大，此区域属于铸件变截面处，充型过程中金属液飞溅易造成裂纹缺陷。B和D区域的缺陷相对较小，两个区域均处于铸件环面上，金属液流动性更好，由此可知不同区域的缺陷严重程度取决于薄壁铸件结构。图12（b-1）～（b-4）是反重力铸造非线性充型铸件不同区域的缺陷统计，可以看出非线性工艺充型铸件整体缺陷远低于线性充型，这与前面的模拟结果相互印证。分析可知，非线性充型铸件每个区域的缺陷均为微孔洞，而非裂纹缺陷，说明充型过程中，液体流动较为平稳，几乎不出现液体飞溅情况，微孔洞主要是由于液体充型过程中卷气造成的。

2.5.2　无损检测结果分析

图13（a-1）和（a-2）为线性充型铸件缺陷的检测结果，从图13（a-1）可以看出铸件的中上环部位均出现少量疏松缺陷，最外层的上环部位出现明显裂纹，此处充型顺序主要是由上到下，环形处金属液流动较慢，出现两个不同充型方向，导致裂纹产生。图13（a-2）是铸件最下端位置出现与环形相切方向的裂纹，线性充型速度变化幅度较大，金属液会出现飞溅情况，第一层金属液最先与型壳内壁接触凝固，第二层金属液会在先凝固的金属液基础上进行二次凝固，最后导致金属液出现分层情况。线性充型铸件缺陷与温度也有很大关系，冷却速率过快、凝固环境不均匀等因素会影响缺陷产生。图13（b-1）和（b-2）为非线性充型铸件缺陷的检测结果，与线性充型相比，铸件中上环部位的疏松缺陷明显减少，裂纹缺陷消失。由数值模拟分析可知，非线性充型平均浇口速度偏慢，但充型效率较高，通过对比两种充型方式的缺陷检测结果也验证了非线性充型的优势和实验的正确性。

3　结论

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（1）不同加压速度对变截面模型充型浇口速度影响很大，由浇口速度的变化规律及流场变化可知，加压速度越快，液体填充方式越复杂，充型越不平稳；加压速度越慢，液体填充方式越简单，液体振荡越小，充型越平稳。

（2）对于机匣模型，浇注温度为1460 ℃，型壳温度为900 ℃，平均加压速度为4 kPa/s是最优工艺参数。通过分析机匣模型结构设计线性与非线性充型加压曲线，并对两种充型方式的机匣模型进行数值模拟，发现非线性充型平均浇口速度相比线性充型降低16.77%，说明液体充型振动幅度更小，流动更平稳。缺陷预测结果同样表明，非线性充型机匣缺陷更少，可以认为非线性充型抑制液体飞溅、振荡等现象。

（3）对两种充型方式浇注的机匣铸件进行缺陷分析统计，从缺陷种类及数量来看，线性充型的铸件出现卷气引起的大孔洞和液体飞溅引起的裂纹；而非线性充型铸件整体缺陷远低于线性充型，仅有少量微孔洞出现。无损检测实验也得出同样结果，与数值模拟结果相互印证，说明非线性充型可以减少缺陷种类和数量。

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2025年第45卷第5期

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doi: 10.11868/j.issn.1005-5053.2025.000082

接收时间：2025-05-08
首发时间：2026-04-09
出版时间：2025-10-01

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出版历史

收稿日期：2025-05-08
录用日期：2025-06-17

基金

作者信息

¹上海交通大学上海市先进高温材料及其精密成形重点实验室，上海 200240

²重庆大学材料科学与工程学院，重庆 400044

³上海交通大学塑性成形技术与装备研究院，上海 200030

⁴上海工程技术大学材料科学与工程学院，上海 201620

通讯作者:

刘明亮（1996—），男，硕士，工程师，研究方向为高温合金调压精密铸造，联系地址：上海市东川路800号（200240），E-mail：lml13210@sjtu.edu.cn

何林（1991—），男，博士，助理教授，研究方向为高性能合金精密铸造与氧化，联系地址：上海市东川路800号（200240），E-mail：hejucen@sjtu.edu.cn

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2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

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