真空离心铸造Incoloy825合金管材数值模拟

Numerical simulation of vacuum centrifugal casting Incoloy825 alloy pipe

摘要

采用真空感应熔炼+离心铸造的工艺制备Incoloy825管材，研究其组织的凝固行为和微观晶粒特征。使用ProCAST软件建立真空离心铸造仿真模型，模拟计算合金充型与凝固过程。结果表明：浇注温度为1480~1520 ℃时，金属液成型效果好。铸型转速达到800 r/min以上时，金属液沿铸型壁均匀分布。当浇注温度在1480 ℃以上时，缩孔率减小到0%~1.33%。在浇注温度为1520 ℃、铸型转速为800 r/min工艺下，铸件下、中、上部的开始凝固时间分别为9.61、12.53 s和14.32 s。根据仿真结果制定最优工艺参数并进行铸造实验后，对铸件的微观组织进行分区分析，观察到从铸件中心区到外层区的枝晶平均长度从271 μm逐渐减小至121 μm，显示出组织沿冷却方向存在较高的晶粒尺寸梯度。

Abstract

To investigate the solidification behavior and microstructure characteristics of Incoloy825 alloy pipe by using the vacuum centrifugal casting （VCC） process， a simulation model of VCC is established using ProCAST software to simulate and calculate the filling and solidification process of the alloy. The results show that the metal liquid exhibits good forming effects at pouring temperatures between 1480 ℃ and 1520 ℃. When the mold rotation speed exceeds 800 r/min， the metal liquid can be uniformly distributed along the mold wall. The pouring temperature above 1480 ℃ reduces the shrinkage rate to 0%-1.33%. At the pouring temperature of 1520 ℃ and the mold rotation speed of 800 r/min， the initial solidification time for the lower， middle， and upper parts of the casting is 9.61， 12.53 s， and 14.32 s， respectively. Based on the simulation results， optimal process parameters are determined and casting experiments are conducted. Microstructure analysis of the castings reveals that the average length of dendrites from the center to the outer layer of the casting gradually decreases from 271 μm to 121 μm， indicating a significant grain size gradient along the cooling direction of the microstructure.

Graphical abstract

关键词

真空离心铸造 / Incoloy825 / 数值模拟 / 充型过程 / 铸态组织 / 游离枝晶

Key words

vacuum centrifugal casting / Incoloy825 / numerical simulation / filling process / as-cast structure / free dendrite

Incoloy825合金是一种利用Ti稳定化处理的Ni-Cr-Fe系耐蚀合金，具有良好的耐腐蚀性、抗应力腐蚀开裂性和易加工性。在石油、化学工业、天然气开采、海洋工程、食品加工等工业领域，设备通常需要在高温、高压、酸性或碱性环境中运行，为了降低设备部件被腐蚀开裂的风险，延长使用寿命，降低维护和更换成本，迫切需要一种优质的耐腐蚀合金应用在油气输运管道和设备表面^［1］。传统管件生产要经历铸锭开坯锻造、下料、热扩成形等流程，生产工序较长，材料和能源损耗大，严重降低生产效率^［2］。离心铸造是一种短流程、高冷速的材料成型技术，可用于制备高质量的盘件、环件和管件。离心铸造过程中金属液浇入铸型后随着铸型高速旋转并充分流动，铸件在凝固过程中受离心力的影响，能够紧密贴合铸型壁冷却成型，并且铸造过程中不需要冒口、冷铁和砂芯，简化了工艺流程，降低了金属和能源的损耗^［3］。真空离心炉是在真空环境下熔炼与铸造，其利用中频感应熔炼器熔炼镍基耐蚀合金，可有效减少元素烧损，降低铸件的氧化，减少铸件夹杂物和气体卷入造成的缺陷^［4］。为了研究真空离心铸造（vacuum centrifugal casting，VCC）过程，使用计算机仿真模拟技术可得到合金铸造过程数据与结果，为科研人员对铸造工艺的设计提供新的研究方式和重要指导^［5］。陈瑞润等^［6］对铸铁缸套铸造过程进行数值模拟，得到了铸件充型时间与凝固部位顺序。刘贞露等^［7］研究了立式离心铸造高温合金模拟，得出了最优的离心铸型转速，并分析了缺陷的位置。本工作结合离心铸造工艺与Incoloy825合金抗腐蚀的优势，利用ProCAST软件对实际真空离心铸造过程进行模拟，得出温度场、流场、缩孔缺陷等模拟结果，确定出Incoloy825合金真空离心铸造最佳的工艺方案^［8］，通过真空离心铸造实验，制备出Incoloy825耐蚀合金铸管，并对铸件的显微组织特征和凝固方式进行研究，以期为短流程、高冷速的耐蚀合金管生产工艺提供参考依据。

1 模型的建立与参数制定

1.1 真空离心铸造模型的建立

耐蚀合金管立式真空离心铸造工艺示意图如图1所示。图2为铸造网格划分结果和铸型示意图。建立立式离心铸造三维模型，图2（b）内层区域为合金浇注型腔，外层区域为低碳钢铸型。采用软件Applications 选项中的 Mesh 模块分别对两部分进行网格划分，其中2D节点网格数为12832，3D节点网格数为67762^［8］。采用顶注式浇注，浇口位置设定于内表面中部，并与实际浇口位置吻合。

铸造过程中的铸型示意图如图2（b）所示，铸型尺寸为152 mm×260 mm×14 mm，预计得到的铸管尺寸为132 mm×240 mm×10 mm，直浇道的直径为50 mm，距离铸型底部15 mm。不考虑金属液在离心铸造铸型内充型过程中的力学参数变化。

1.2 真空离心铸造合金参数

为了提高模拟结果的精确性，将材料属性设定为自定义类型。表1为Incoloy825合金的化学成分。将低碳钢铸型与镍基耐蚀合金的元素含量输入软件，通过ProCAST中Compute Properties计算模块得到不同温度下的材料参数。牛顿黏度与相分数模拟结果如图 3所示。牛顿黏度是流体的内部阻力，影响熔融金属的流动性能。黏度的变化与温度有关，由图3（a）可以看出，随着温度的升高，牛顿黏度逐渐降低。在离心铸造过程中，控制好熔融金属的温度是控制其黏度、保证充填性能的关键。相分数涉及合金在不同温度下的相变，对于控制铸件的微观结构和性能至关重要。液相分数（Liquid）表示合金中液态金属的比例，直接关系到合金的流动性和充型能力，其他相如FCC、M₇C₃、M₂₃C₆等的分数则涉及合金的稳定性和硬化能力，FS_TOTAL表示在不同温度下材料中所有固相成分的总体积分数或质量分数。在铸造过程中，这些相的分数和分布会影响铸件的力学性能和耐热性。从图3（b）可以看出，随着温度的改变，不同相的分数发生变化。

根据重力系数确定外层金属管的转速，如式（1）所示。

n=\mathrm{29.9}\sqrt[]{\frac{G}{R}}（1）

式中：n为铸型转速，r/min；G为重力系数，本模型为立式离心铸造，重力系数取60~80^［9］；R为铸件内表面半径，m。

浇注合金的体积与浇注量为：

V=\mathrm{\pi }\times (R_{\mathrm{1}}^{\mathrm{2}}-R_{\mathrm{2}}^{\mathrm{2}})\times h（2）

m=\rho \times V（3）

式中：V为浇注合金的体积，L；R_{\mathrm{1}}为离心铸造管的外径，m；R_{\mathrm{2}}为离心铸造管的内径，m；h为铸管的长度，m；m为合金的浇注量，kg；\rho为浇注合金的密度，kg/L。Incoloy825合金密度为8.12 g/cm³，通过式（3）计算获得合金的浇注量为8.025 kg。

1.3 铸造过程模拟参数

ProCAST 模拟软件是基于有限元分析技术的计算机铸造模拟仿真系统，可以进行凝固过程中的传热（热辐射）、流动充型、热场-流场-应力场的耦合计算，耦合元胞自动机模块可以对凝固过程中缺陷的形成及组织演化进行模拟等^［10］。

因为实验是在真空环境下进行，模拟参数中不考虑滞留气体的影响，真空环境压强设置为9 Pa。定义好材料与环境的属性后，设置软件的计算过程，模拟设置终止条件最大步长为20000，最小增量步长为0.001，最大增量步长为1，边界条件设置为自由滑动。

通过以上模拟结果与分析，结合材料的牛顿黏度、固相线、液相线和离心转速公式，制定出如下模拟实验参数：（1）对比浇注温度1360~1520 ℃、铸型转速800 r/min下的模拟结果；（2）对比离心铸型转速 650~900 r/min下的模拟结果，其他参数为：环境温度25 ℃，离心铸造铸型预热温度300 ℃，铸型与合金对流换热系数3000 W·m^-2·K^-1［11］，模具比热容5412 J·kg·℃^-1，合金的浇注量8.025 kg，金属液浇注速度5 kg/s。

2 模拟结果与分析

2.1 真空离心铸造流场分析

当金属液从浇道流入离心铸造铸型时，金属液以层状流动形式不断向前推进，如图4所示，白色箭头表示该节点处的流动速度方向，右侧标尺为金属液的温度，时间（t）为金属液开始浇注的时间。当t=0.32 s时，流场平均流动速度为39.484 m/s，由于离心铸造铸型处于高速旋转的状态，高温金属液从铸型中间处浇道进入铸型，金属液先与铸型底部接触，然后快速布满铸型底部，此时流向箭头分布不均匀，流场未全部稳定；当t=0.74 s时，流场平均流动速度为17.193 m/s，随着离心铸造铸型的高速转动，金属液快速散开并向管壁四周运动，平均流动速度减小；当t=1.45 s和t=1.78 s时，金属液与管壁进行贴合，并且做圆周旋转、螺旋上升运动，平均流动速度增大；当t=2.11 s时，金属液铸型充型完成，此时流向箭头逐渐向着离心铸造铸型旋转切线方向运动，流场平均流动速度为39.137 m/s，流场呈现均匀分布的状态。

2.2 离心铸型转速对凝固过程的影响

利用ProCAST后处理模块Visual-Viewer中的切片视图工具箱，以三维模型的YX轴的垂直切面图作为观察，不同离心铸型转速下的金属液充型模拟结果，如图5所示。在进行离心铸造过程中，离心转盘需要带动铸型旋转，在650、700 r/min和750 r/min离心铸型转速下，离心转盘转速过低，金属液容易在铸型底部聚集，导致铸管壁厚上下不均匀，充型界面平整度差。在800 r/min以上离心铸型转速时，根据式（1）可知，转速越高，铸型内重力系数越高，旋转加速度越大，因此金属液垂直液面均匀分布越明显，沿铸型壁分布越均匀。

2.3 浇注温度对凝固过程的影响

图6为离心铸型转速800 r/min、时间步长38.67 s时不同浇注温度下铸造模型Y轴中心截面模拟结果，不同颜色表示该部分温度。当浇注温度为1360、1400 ℃和1440 ℃时充型效果不良，由于浇注温度低，金属液流动性差，铸造过程已有金属液开始凝固，这些凝固的金属块阻碍螺旋运动的未凝固的金属液流动，所以存在成型不完整的情况。当浇注温度为1480~1520 ℃时，金属液成型效果好，温度场分布均匀，有利于铸件组织均匀。

为了研究浇注温度对离心铸造过程的影响，通过改变不同的浇注温度参数进行模拟计算，将模拟结果数据导出，利用Origin软件绘制镍基耐蚀合金和铸型的温度曲线，如图7所示，温度取样点分别为铸管轴向中心点和铸型轴向中心点。

当液态合金进入合金管内部时，金属液刚进入铸型，此时由于金属液与铸型存在较大的温度差，金属液与铸型内壁接触，冷却速度较快，温度曲线迅速下降。在离心铸造进行的0~15 s内，温度曲线下降剧烈（图7（a）），随着浇注温度的上升，金属液的牛顿黏度从1200 ℃的 6.62 N·s·m^-2降低至1500 ℃的4.93 N·s·m^-2，浇注温度过低时，金属液流动状态不佳，不利于铸造成形。图7（b）为不同浇注温度下离心铸造铸型的冷却曲线，铸型的预热温度为300 ℃，金属液与铸型内壁接触后，由于浇注金属液温度大于铸型温度，所以铸型温度继续上升，铸造进行到25~40 s时，温度达到最大值，随后逐渐下降。

2.4 凝固过程分析

为了深入分析铸造凝固过程，本工作选取浇注温度为1520 ℃和铸型转速为800 r/min的工艺参数。如图8所示，在铸件模型中选取3个点（Point 1、Point 2和Point 3）进行研究与分析。利用Contour Panel工具箱，通过Profile Curves特征功能从结果数据中提取铸件特征取样点的数据，采用Origin软件对这些参数进行详尽的数据图绘制，以便于更直观地展示和分析铸件在凝固过程中的温度变化。

图9为取样点和其凝固阶段的冷却曲线。由于立式离心铸造结构的特殊性，在初始铸造阶段，金属液不断从离心铸造浇道流出，进入铸型后做螺旋上升运动，直到合金液完全浇注到铸型中并布满整个离心铸造充型完成。铸件各部位凝固速度会有所不同，点1处于铸件的下方，并且受铸型底部冷却区域的影响，该点的温度下降速度较快。点 2和点3距铸型底部较远，并且金属液需要经历螺旋上升的过程，所以冷却速度低于点1。随着铸造的进行，当铸造时间进行到220 s时，点1，2，3的冷却速度大致保持一致。图9（b）为凝固阶段冷却曲线，红色参照线为液相线，蓝色参照线为固相线，当模拟结果温度到达固相线时表示已经凝固完全。可以看出取样点1，2，3的开始凝固时间分别为9.61、12.53 s和14.32 s，此时铸件开始形成凝固薄壳，固液分界线逐渐向内推进，向铸型圆周中心方向进行冷却，根据这3个点表示的温度区域，保证金属液在良好的流动性时完成充型，所以本工作的浇注温度应为1480~1520 ℃，铸型转速在800 r/min以上。

2.5 铸造缺陷分析

温度梯度法是分析铸件缺陷产生原因的常用方法，可利用温度场的模拟结果将其定义为^［12］：

G=\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}\left(\frac{T_{}^{\mathrm{\text{'}}}-T_{\mathrm{0}}^{\mathrm{\text{'}}}}{\mathrm{\Delta }L}\right)（4）

式中：G为温度梯度；T_{\mathrm{0}}^{\mathrm{\text{'}}}为某一单个节点前一时刻的温度；T_{}^{\mathrm{\text{'}}}为某一单个节点相邻的某一单元节点在\tau +\mathrm{\Delta }\tau时刻的温度；\mathrm{\Delta }L为与某一时刻相邻的某一单元节点间的距离。该方法认为铸件中心线上的缩孔与缩松受凝固时温度梯度影响，温度梯度越大则补缩通道的扩张角越大，补缩作用越好^［12］。

利用ProCAST软件中耦合元胞自动机算法的Shrinkage porosity模块进行模拟计算，模拟结果表示模型的缩孔率，一般少于1%（体积分数）时为微观缩孔，大于1%体积分数时为宏观缩孔。缩孔的定义模型为：在铸件冷却过程中出现独立液相区域时，该区域先被糊状区域包围，在糊状区域外则是一个固体外壳，随着铸造的进行，孤立液相区分裂成几个区域，这些区域冷却时的密度会随着温度的降低而增大，即体积收缩，因此产生缩孔^［13］。图10为缩孔缺陷模拟结果。发现宏观缩孔主要分布在浇注温度1360、1400 ℃和1440 ℃时。1360 ℃时的下部缩孔率为1%~1.23%，中部缩孔率为1.67%~2.1%，上部缩孔率为2%~2.67%，铸件由下部到上部缩孔率增加。1440 ℃时的缩孔率为1%~1.33%，主要分布在铸件的中上部，这是因为金属液早期进入铸型时流动性好，并且流体一直保持较高的流速进行充型。随着浇注温度继续升高，1480 ℃和1520 ℃时的缩孔分布在铸件的边缘部，缩孔率为0%~1.33%。

3 离心铸造实验结果与分析

通过对以上实验参数的计算与模拟，制定出最优的真空离心铸造工艺参数，如表2所示。实验过程为：将原始镍基耐蚀合金铸锭切割成适量的大小，表面清洁干净后，装入中频感应熔炼器中，将铸造导流槽、直浇道和铸型安装好，启动升降装置，关闭炉盖后开始抽真空，当炉内气压达到9 Pa时，启动中频感应器进行熔炼，当金属液温度达到1480 ℃时保温精炼20 min，然后启动离心铸造转盘，当转速达到800 r/min时，开始进行金属液浇注，浇铸完成冷却后进行脱模，获得铸件。

图11为真空离心铸造镍基耐蚀合金的实验结果。可以看到，铸管界面整齐完整，壁厚均匀，无明显缩松、缩孔和冷隔等缺陷。

为了研究铸件凝固结果的组织分布，沿铸件中心处取样观察轴向面的组织，9个区域的显微组织如图12所示。在铸造过程中耐蚀合金不同区域的显微组织有着明显区别。将微观组织图导入Image Pro Plus软件进行测量分析，Ⅰ区为铸件的内层区，存在较多的发达枝晶，枝晶平均长度为1127 μm，二次枝晶长度为43~61 μm。Ⅱ区和Ⅲ区为铸件中心区和外层区，以游离的碎枝晶为主，平均枝晶尺寸分别为271 μm和121 μm，Ⅱ区的枝晶尺寸大于Ⅲ区。

铸件冷却后的组织与传热方式有着密切的关系。在真空离心铸造过程中，由于缺乏气体分子作为传热介质，传热方式主要为热辐射和与铸型的热传导^［14］。铸造过程中随着离心力的作用，金属液与铸型紧密贴合，并且它们之间存在较大过冷度，在充型过程中金属液流体贴合铸型，沿离心铸造旋转切线方向螺旋运动，使得形核的晶粒不断被高温金属液流体熔断、冲断变成游离的晶体，导致Ⅱ区和Ⅲ区为晶粒细小的游离枝晶组织。随着铸造传热的进行，金属液流动速度逐渐降低直到为0，金属流场变得稳定，凝固区域增加，热量传输方向主要为铸型径向单一方向，合金组织容易沿垂直于铸型内壁方向生长，Ⅰ区主要为发达的枝晶^［14］。

图13为铸件的凝固方式。铸件凝固过程中开始形成凝固薄壳，固液分界线逐渐向内推进，向铸型圆周中心方向进行冷却，图中s是凝固区的宽度，根据固液两相区（凝固区间）宽度的不同，铸件的凝固方式可以分为逐层凝固、体积凝固（或糊状凝固）和中间凝固方式^［15］。

从图12可以清晰地观察到，铸件在不同区域沿水平冷却梯度呈现出显著的微观组织差异。具体而言，靠近模具内壁的枝晶结构较为粗大，随着冷却方向逐渐深入至铸件内部，枝晶的长度和直径明显减小，形成一种自外向内的晶粒尺寸递减趋势。这种差异性可以归因于真空离心铸造过程中传热路径的改变和冷却速度的逐层变化。

结合温度场的模拟结果（图6），进一步验证了铸件内温度分布界面的存在。这种界面标志温度在铸件内部的逐级降低，说明真空离心铸造过程中主要以逐层凝固的方式进行。逐层凝固的过程使得铸件在冷却方向上产生显著的枝晶尺寸梯度，从而导致外部区域的枝晶粗大、发育较完全，而内部区域的枝晶结构则相对细小且排列更紧密。这种晶粒尺寸梯度的形成，不仅影响铸件的微观结构均匀性，也在一定程度上决定其宏观力学性能^［16］。

4 结论

（1）浇注在铸型内的金属液以贴合铸型、螺旋上升的运动状态充型，并在充型完成后仍沿离心铸造旋转切线方向不断进行圆周运动。

（2）铸型转速达到800 r/min以上、浇注温度为1480~1520 ℃时，金属液成型效果好，温度场分布均匀。宏观缩孔主要出现在浇注温度1360~1440 ℃时，铸件由下部到上部缩孔率增加，在1480 ℃以上时，缩孔率减小到0%~1.33%。铸件下、中、上部（点1，2，3）的开始凝固时间分别为9.61、12.53 s和14.32 s。

（3）对铸件中心处轴向面内不同区域（Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ区）的微观组织分析发现，Ⅰ区存在较多的发达枝晶，枝晶平均长度为1127 μm，Ⅱ区和Ⅲ区以游离枝晶为主，平均枝晶尺寸分别为271 μm和121 μm，Ⅱ区的枝晶尺寸大于Ⅲ区。真空离心铸造的凝固方式为逐层凝固，沿铸件冷却方向呈现枝晶长度变短的分布情况及存在较高的晶粒尺寸梯度。

参考文献

[1] 袁和 ．苛刻油气井环境中镍基合金腐蚀行为研究［D］．西安：西安石油大学，2020.

[2] YUAN H. Study on corrosion behavior of nickel-based alloy in harsh oil and gas well environment［D］. Xi’an： Xi’an Shiyou University， 2020.

[3] 贾璐，李永堂.基于42CrMo环件短流程离心铸造工艺数值模拟研究［J］. 铸造设备与工艺，2016（3）：19-23.

[4] JIA L， LI Y T. Numerical simulation of short-flow centrifugal casting process based on 42CrMo ring［J］. Casting Equipment and Technology， 2016 （3）： 19-23.

[5] WANG Y， QIN F， QI H，et al ．Interfacial bonding behavior and mechanical properties of a bimetallic ring blank subjected to centrifugal casting process［J］．Journal of Materials Engineering and Performance， 2022， 31（4）：3249-3261.

[6] 王玮东，马颖澈，周理想，等 ．真空感应冶炼中熔体流场和温度场的计算机模拟［J］．热加工工艺，2016，45（19）：73-76.

[7] WANG W D， MA Y C， ZHOU L X， et al. Computer simulation of melt flow field and temperature field in vacuum induction smelting［J］. Hot Working Technology， 2016， 45 （19）： 73-76.

[8] 邓传杰，汪选国，杜学铭 ．离心铸造复合管外层充型与凝固数值模拟［J］．铸造技术，2016，37（6）：1197-1201.

[9] DENG C J， WANG X G， DU X M. Numerical simulation of outer filling and solidification of centrifugal casting composite pipe［J］. Foundry Technology， 2016， 37 （6）： 1197-1201.

[10] 陈瑞润，王新秀，王琪，等 ．超大型高钼铸铁缸套离心铸造过程数值模拟［J］．特种铸造及有色合金，2022，42（5）：529-535.

[11] CHEN R R， WANG X X， WANG Q， et al. Numerical simulation of centrifugal casting process of super-large high molybdenum cast iron cylinder liner［J］. Special Casting and Nonferrous Alloys， 2022， 42 （5）： 529-535.

[12] 刘贞露，肖文丰，孟祥炜，等 ．基于ProCast的K4169高温合金铸件离心铸造工艺数值模拟［J］．热加工工艺，2017，46（9）：104-107.

[13] LIU Z L， XIAO W F， MENG X W， et al. Numerical simulation of centrifugal casting process of K4169 superalloy castings based on ProCast［J］. Hot Working Technology， 2017， 46 （9）： 104-107.

[14] 韩少丽，骆合力，李尚平，等 ．K4169合金离心铸管工艺模拟及试制研究［J］．铸造，2021，70（3）：373-377.

[15] HAN S L， LUO H L， LI S P， et al. Study on process simulation and trial production of centrifugal casting pipe of K4169 alloy［J］. Foundry， 2021， 70 （3）： 373-377.

[16] 张伯明. 离心铸造［M］. 北京：机械工业出版社， 2004.

[17] ZHANG B M. Centrifugal casting［M］. Beijing： China Machine Press， 2004.

[18] 霍苗，李思晨，张鹏， 单晶高温合金对接铸件内缩松缺陷的数值模拟［J］．热加工工艺，2023，52（17）：59-62.

[19] HUO M， LI S C， ZHANG P， et al. Numerical simulation of internal shrinkage porosity in butted single crystal superalloy castings［J］. Hot Working Technology， 2023，52（17）： 59-62.

[20] 宋广. 离心铸造装置设计及充型凝固过程实验研究与数值模拟［D］．哈尔滨：哈尔滨工业大学，2008.

[21] SONG G. Design of centrifugal casting device and experimental study and numerical simulation of mold filling and solidification process［D］. Harbin： Harbin Institute of Technology， 2008.

[22] 钟强强，王晶.ProCAST在汽车轮毂制造中的应用［J］．有色金属材料与工程，2018，39（6）：16-22.

[23] ZHONG Q Q， WANG J. Application of ProCAST in automobile hub manufacturing［J］. Nonferrous Metals Materials and Engineering， 2018， 39 （6）： 16-22.

[24] XU S， YIN Y， XIAO G，et al ．Physical simulation of fluid frontal motion morphology in filling process of titanium alloy vertical centrifugal casting［J］.Procedia Manufacturing，2019， 37（1）：51-58.

[25] 王操. 离心铸造与轧制制备AZ91镁合金板材成型工艺研究［D］．沈阳：沈阳工业大学，2017.

[26] WANG C. Study on forming technology of AZ91 magnesium alloy sheet by centrifugal casting and rolling［D］. Shenyang： Shenyang University of Technology， 2017.

[27] 马秀萍，周同金，刘东方，等 ．真空感应熔炼工艺对镍基高温合金氧氮含量的影响［J］．铸造，2019，68（7）：730-733.

[28] MA X P， ZHOU T J， LIU D F， et al. Effect of vacuum induction melting process on oxygen and nitrogen content of nickel-based superalloy［J］. Casting， 2019， 68 （7）： 730-733.

[29] YUN L， ZHOU J X，HAI N，et al ．A shrinkage cavity model based on pressure distribution for Ti-6Al-4V vertical centrifugal castings［J］．Journal of Materials Processing Technology，2018， 251 （1）：295-304.

基金资助

国家自然科学基金(52071065)

中央高校基本科研业务费(N2007007)