基于數(shù)值模擬缸體澆注系統(tǒng)的設(shè)計(jì)與優(yōu)化

張晴朗，蘇勇

(合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，合肥 230009)

鎂合金具有較高的比強(qiáng)度和比彈性模量，良好的剛性、減振性、切削加工性和抗電磁干擾屏蔽性，易于第二次使用等優(yōu)點(diǎn)[1]，成為21世紀(jì)汽車用材料的重要組成部分。文中通過對(duì)鎂合金汽車發(fā)動(dòng)機(jī)缸體的充型和凝固過程進(jìn)行數(shù)值模擬，觀察金屬液進(jìn)入型腔后的充型過程和凝固規(guī)律，對(duì)汽車發(fā)動(dòng)機(jī)缸體在生產(chǎn)中可能會(huì)出現(xiàn)的鑄造缺陷，如縮孔、縮松的分布和尺寸進(jìn)行了預(yù)測(cè)，并對(duì)其澆注系統(tǒng)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)。

1 澆注系統(tǒng)設(shè)計(jì)

1.1 壓鑄件的結(jié)構(gòu)特征和材料性能分析

文中研究的鎂合金汽車發(fā)動(dòng)機(jī)缸體的三維實(shí)體模型如圖1所示，壓鑄件的的外形輪廓尺寸為491 mm×302 mm×283 mm。此鑄件壁厚極不均勻，最大壁厚為40 mm，最小壁厚僅為4 mm，缸體結(jié)構(gòu)十分復(fù)雜，鑄造難度相當(dāng)大。該缸體的材質(zhì)是AZ91D鎂合金，內(nèi)部4個(gè)缸筒的材料為AlSi17Cu3。

圖1 發(fā)動(dòng)機(jī)缸體的三維實(shí)體模型Fig.1 Three-dimensional solid model of the engine cylinder body

AZ91D鎂合金具有優(yōu)良的鑄造性能、較高的強(qiáng)度和高屈服點(diǎn)，在汽車壓鑄件上得到了廣泛應(yīng)用。AZ91D鎂合金化學(xué)成分見表1。材料在650℃左右的一些物理參數(shù)值見表2[2]。

表1 AZ91D合金的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table1 Chemical composition of AZ91D alloy

表2 AZ91D物理參數(shù)Table2 Physical parameters of AZ91D

1.2 澆注系統(tǒng)的設(shè)計(jì)

1.2.1 內(nèi)澆道的設(shè)計(jì)

內(nèi)澆道的截面積一般按流量計(jì)算法計(jì)算，其公式為:

式中:Ag為內(nèi)澆道截面積，mm2;m為通過內(nèi)澆口的金屬液質(zhì)量，g;ρ為液態(tài)金屬的密度，g/cm3;vg為金屬液的流速，m/s;t為型腔的充填時(shí)間，s[3]。

該缸體壓鑄件質(zhì)量為15.2 kg，溢流槽的質(zhì)量取壓鑄件的10% ～20%，這里取20%，所以m=18.24 kg。鎂合金在650℃時(shí)的密度ρ=1.68 g/cm3，vg=60 m/s，計(jì)算得到Ag=1058 mm2。內(nèi)澆口面積確定之后，隨之要確定內(nèi)澆口的厚度和寬度。內(nèi)澆口厚度一般在1～3 mm之間，這里取3 mm，內(nèi)澆口的寬度為360 mm。

1.2.2 橫澆道設(shè)計(jì)

橫澆道的長(zhǎng)度和寬度應(yīng)在一定取值范圍內(nèi)，若橫澆道過薄，則熱量損失大;若過厚，則冷卻速度緩慢，影響生產(chǎn)率，增大金屬的消耗。橫澆道長(zhǎng)度保持一定，能對(duì)金屬液起到穩(wěn)流和導(dǎo)向的作用。橫澆道的截面積在任何情況下都要大于內(nèi)澆口的截面積，這里選擇扇形橫澆道。根據(jù)模具設(shè)計(jì)手冊(cè)和設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)，橫澆道的具體尺寸設(shè)計(jì)如下:橫澆道截面積為7200 mm2，橫澆道的厚度由直澆道處的45 mm遞減到內(nèi)澆口處的20 mm。

1.2.3 直澆道設(shè)計(jì)

直澆道由澆口套和分流錐構(gòu)成，其結(jié)構(gòu)形式因壓鑄機(jī)類型的不同而不同。經(jīng)過對(duì)鎂合金缸體結(jié)構(gòu)的分析，結(jié)合該壓鑄件特點(diǎn)，選擇臥式冷室壓鑄機(jī)，直接采用其壓室作為澆注系統(tǒng)的直澆道，壓室直徑為120 mm[4]。初始澆注系統(tǒng)的有限元模型如圖2所示。

圖2 初始澆注系統(tǒng)Fig.2 Initial gating system

2 模擬前處理

2.1 模擬網(wǎng)格模型的建立

把鑄件的三維實(shí)體模型從UG6.0以IGS格式導(dǎo)出，使用鑄造模擬軟件中的網(wǎng)格劃分模塊對(duì)壓鑄件進(jìn)行面網(wǎng)格以及體網(wǎng)格劃分。要求網(wǎng)格均勻，單元總數(shù)適當(dāng)。在不影響模擬結(jié)果的情況下，為了減少計(jì)算時(shí)間，模型的澆注系統(tǒng)和溢流槽部位的網(wǎng)格尺寸比鑄件本體大1倍。文中主要研究鎂合金壓鑄過程中的流場(chǎng)和溫度場(chǎng)情況，因此模具不是重點(diǎn)計(jì)算對(duì)象[5]。壓鑄件模型網(wǎng)格劃分后的有限元模型中，體網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為424362，單元數(shù)為1949204，如圖3所示。

圖3 鑄件有限元模型Fig.3 Finite element model of casting

2.2 壓鑄工藝參數(shù)的選擇

影響壓鑄件質(zhì)量的壓鑄工藝參數(shù)有許多。文中主要研究的壓鑄工藝參數(shù)包括壓射速度、模具預(yù)熱溫度、金屬液澆注溫度等。壓鑄工藝參數(shù)對(duì)保證鑄件質(zhì)量和發(fā)揮壓鑄機(jī)的最大生產(chǎn)率有著重要影響。該試驗(yàn)研究的主要工藝參數(shù):澆注溫度為670℃，模具預(yù)熱溫度為220℃，壓射速度為8.5 m/s。

3 模擬結(jié)果的分析與澆注系統(tǒng)的優(yōu)化

3.1 初始澆注系統(tǒng)模擬結(jié)果分析

圖4 充型所用時(shí)間Fig.4 The filling time

圖5 初始澆注系統(tǒng)的充型狀態(tài)Fig.5 The filling state of initial gating system

初始澆注系統(tǒng)金屬液充滿型腔所用的時(shí)間如圖4所示，整個(gè)充型過程耗時(shí)0.13 s，初始澆注系統(tǒng)金屬液在各時(shí)段充型型腔的狀態(tài)如圖5所示。金屬液先充滿澆注系統(tǒng)，大約在0.02 s時(shí)通過內(nèi)澆口進(jìn)入模具型腔。金屬液進(jìn)入型腔后，沿缸體的壁部由上往下充型。由圖5b可觀察到，金屬液在4個(gè)缸筒處的流動(dòng)受阻，分別由缸筒的兩邊環(huán)繞充填，兩股金屬液在缸筒的另一面匯合。由于金屬液在此匯合，前端金屬液易形成渦流現(xiàn)象，因而可以預(yù)測(cè)在該匯合處出現(xiàn)氣孔或氧化夾雜等缺陷的傾向較大[6]。待金屬液平穩(wěn)進(jìn)入型腔后，開始沿著鑄件散開，最后充填溢流槽。在充型過程中金屬液溫度場(chǎng)分布比較合理，金屬液溫度保持在AZ91D的液相線595℃以上，保持了良好的流動(dòng)性，這樣就保證了金屬液在整個(gè)充型過程順利充型，且鑄件不存在欠鑄缺陷，金屬液充滿型腔前不會(huì)提前凝固。

圖6 鑄件各部位凝固時(shí)間Fig.6 Solidification time of each part of the casting

金屬液在整個(gè)型腔充型完成后凝固。鑄件充型結(jié)束后各部位的凝固時(shí)間如圖6所示，從總體上看，壓鑄件達(dá)到完全凝固時(shí)所需要的時(shí)間為80.52 s。鑄件在不同凝固時(shí)間的固相率如圖7所示。由圖7可以看出鑄件的凝固順序，發(fā)現(xiàn)在最大厚壁處存在孤立液相區(qū)。由于金屬液在鑄件薄壁處先凝固而溢流槽又先于厚壁區(qū)凝固，因而阻礙了其對(duì)該液相區(qū)的補(bǔ)縮作用，該區(qū)域易形成縮孔縮松。由圖6、圖7可以看出，厚度均勻的缸體壁部和溢流槽最先凝固，接著是鑄件內(nèi)部，澆注系統(tǒng)的凝固時(shí)間最長(zhǎng)。

圖7 不同凝固時(shí)間的固相率Fig.7 The solid fractions of different solidification times

縮孔是鑄件在凝固初期由于補(bǔ)縮不良而產(chǎn)生的封閉或敞露的孔洞，形狀極不規(guī)則，孔壁粗糙并帶有枝狀晶。初始澆注系統(tǒng)下形成縮孔、縮松的位置和尺寸如圖8所示，深色是存在縮孔縮松的區(qū)域，顏色對(duì)應(yīng)右側(cè)色標(biāo)可查出相應(yīng)的縮孔體積分?jǐn)?shù)值。

圖8 鑄件縮孔縮松Fig.8 Shrinkage porosity of casting

3.2 澆注系統(tǒng)的優(yōu)化

3.2.1 澆注系統(tǒng)的改進(jìn)

由圖8可以看出，鑄件縮孔縮松較多且分布集中，澆注系統(tǒng)中很小的幾何差異都可能導(dǎo)致鑄件質(zhì)量很大的不同。為了減少鑄件的縮孔縮松缺陷，對(duì)鑄件的澆注系統(tǒng)進(jìn)行了改進(jìn)。改進(jìn)后的澆注系統(tǒng)如圖9所示，內(nèi)澆道的尺寸不變，橫澆道改用平直形，厚度為20 mm。

3.2.2 改進(jìn)后的澆注系統(tǒng)模擬結(jié)果分析

工藝參數(shù)不變，對(duì)改進(jìn)后的澆注系統(tǒng)模型進(jìn)行數(shù)值模擬，所得縮孔縮松結(jié)果如圖10所示。

圖9 改進(jìn)后的澆注系統(tǒng)Fig.9 Improved gating system

圖10 改進(jìn)后澆注系統(tǒng)的縮孔縮松Fig.10 Shrinkage porosity of improved gating system

縮孔縮松的最大體積分?jǐn)?shù)約為0.693%，其位置在溢流槽，對(duì)鑄件的質(zhì)量影響不大。相對(duì)于初始澆注系統(tǒng)，改進(jìn)后縮孔縮松較少，且分布較分散，明顯地改善了鑄件的質(zhì)量。

4 結(jié)語(yǔ)

筆者針對(duì)鎂合金發(fā)動(dòng)機(jī)缸體的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，合理設(shè)計(jì)了缸體澆注系統(tǒng)，并利用鑄造分析軟件對(duì)其充型和凝固過程進(jìn)行了模擬，得出下列結(jié)論。

1)金屬液通過優(yōu)化后的澆注系統(tǒng)進(jìn)入鑄件模型后，按順序平穩(wěn)充填型腔，溢流槽是整個(gè)鑄件最后填充的部位。充型過程中沒有金屬液飛濺，不存在欠鑄和澆不足現(xiàn)象，充型結(jié)束前沒有凝固出現(xiàn)。

2)澆注系統(tǒng)形狀和幾何尺寸對(duì)金屬液的充型和鑄件的質(zhì)量有著重要影響。澆注系統(tǒng)中很小的幾何差異都可能導(dǎo)致鑄件質(zhì)量很大的不同。對(duì)澆注系統(tǒng)尺寸進(jìn)行優(yōu)化可以大大提高壓鑄件質(zhì)量。

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