基于MAGMA的發(fā)動機缸體鑄造工藝優(yōu)化

蘭喬 劉弈 謝正茂

摘 要：發(fā)動機缸體作為汽車的核心部件之一，其質(zhì)量優(yōu)劣直接決定了汽油機的性能和工作壽命。為了提高發(fā)動機缸體性能，對NT型發(fā)動機缸體的鑄造工藝進行設計，并采用MAGMA模擬軟件對初步設計工藝進行模擬優(yōu)化。在此過程中，通過MAGMA軟件重點研究了缸體在鑄造過程中的充型性、液相殘余和缺陷分布，分析了充型不平穩(wěn)以及缺陷產(chǎn)生的原因，隨后以此作為重要依據(jù)，優(yōu)化設計了鑄件的澆冒口系統(tǒng)。經(jīng)模擬驗證，該優(yōu)化工藝能夠解決鑄件液態(tài)成型時存在的問題，最終確定了合理的發(fā)動機缸體鑄造工藝參數(shù)。

關鍵詞：發(fā)動機缸體；數(shù)值模擬；MAGMA；鑄造工藝

發(fā)動機缸體鑄件作為汽車發(fā)動機的核心部件之一，屬于典型的薄壁、復雜、多芯的難制造零件，被譽為鑄造之花[1]。為了獲得質(zhì)量合格的缸體鑄件，需要對缸體的鑄造工藝進行設計并驗證，改善澆注過程中的質(zhì)量缺陷。將數(shù)值模擬與工藝設計結(jié)合，能有效縮短發(fā)動機缸體模具設計周期，能夠降低發(fā)動機缸體的研制成本投入，從而提高企業(yè)的經(jīng)濟效益。

本文以NT型發(fā)動機缸體為研究對象，采用MAGMA數(shù)值模擬軟件，按照工藝設計→數(shù)值模擬分析→優(yōu)化設計→數(shù)值模擬分析→最優(yōu)工藝的思路，對NT型發(fā)動機缸體鑄件的鑄造工藝進行研究，從而獲得NT型缸體的最優(yōu)工藝。該研究對于同類型缸體鑄造工藝的設計可提供一定的參考價值。

1 有限元模型的建立

1.1 模型的確定及材料的選取

NT灰鑄鐵發(fā)動機缸體的三維模型如圖1所示。

NT缸體最大輪廓尺寸為1146 mm×547 mm×598mm（長×寬×高），缸體單件鑄件重390kg，其材質(zhì)選擇為HT250合金灰鑄鐵，缸體最小壁厚為5.8mm，主要壁厚為7.2mm。

1.2 發(fā)動機缸體澆注工藝設計

NT型缸體鑄件結(jié)構(gòu)復雜、壁厚不均且體積較大，結(jié)合工廠實際的生產(chǎn)條件及鑄件結(jié)構(gòu)，最終選擇一型一件的鑄造方式，選用立澆、底注式澆注的澆注方式對缸體進行鑄造生產(chǎn)，具體的分型位置如圖2所示。經(jīng)過系列計算[24]，最終確定了NT型缸體澆注金屬液重量為510kg，澆注時間為28s，A阻= 2050mm2。為獲得良好的充型性，選擇了開放式澆注系統(tǒng)，其中ΣA直：ΣA橫：ΣA內(nèi)=1∶2∶4的比例，因此橫澆道截面ΣA橫=4354mm2，內(nèi)澆道截面ΣA內(nèi)=8680mm2。

同時，結(jié)合缸體的結(jié)構(gòu)及灰鑄鐵的特性，最終選擇單頸縮頂冒口對鑄件進行補縮。該冒口的形式及參數(shù)如圖3所示。其中，冒口直徑D=（1.02.0）δ，高度H=（1.52.0）D，冒口頸高度h=30，冒口頸直徑d=0.55D。NT缸體需補縮的部位為缸筒頂面附近，經(jīng)測量得其熱節(jié)圓直徑δ=50mm，結(jié)合鑄造工藝手冊及相關文獻[46]，選擇了冒口直徑D=2.0，H=1.5的設計參數(shù)。計算可知，冒口中D=100mm，H=150mm，h=30mm，d=55mm。冒口共計12個，均布于缸體頂面兩側(cè)。

進一步，為減緩金屬液從直澆道流下的沖擊力，使其平穩(wěn)地進入橫澆道，在直澆道與橫澆道過渡處開設圓角過渡連接，從而避免較大的紊流區(qū)域，其示意圖如圖4所示；同時在橫澆道處設置3°的拔模斜度，以進一步減小金屬液的飛濺及紊流程度，帶有拔模斜度的橫澆道如圖5所示。結(jié)合上述對澆注工藝的設計數(shù)據(jù)，澆注系統(tǒng)的最終三維模型如圖6所示，其澆注工藝參數(shù)具體見表1。

2 初步模擬結(jié)果分析

2.1 充型模擬結(jié)果分析

圖7為采用MAGMA軟件對NT缸體初步工藝方案充型時間模擬圖。該圖反映了金屬液到達鑄型中的不同位置時需花費的時間。

由圖7可以件直澆道、橫澆道在短時間內(nèi)充滿，隨后金屬液由內(nèi)澆道進入并填充鑄型。內(nèi)澆道均布于缸體兩側(cè)，使金屬液均勻地從缸體兩側(cè)引入，控制了金屬液流入型腔的順序。鑄件的充型過程從缸體下部開始，隨后逐漸填充滿整個型腔，直至充型結(jié)束，符合底注式澆注的特點。

需要注意的是，當金屬液通過內(nèi)澆道進入缸體中時，圖7中缸體底部不規(guī)則顏色變化反映了金屬液在由最后一個內(nèi)澆道進入到型腔時存在一定的紊流區(qū)，這可能是金屬液的動能過大，而橫澆道并末端并未起到緩沖作用所致。隨后，金屬液面相對平穩(wěn)地上升，直至充滿整個型腔。

為探究金屬液由內(nèi)澆道進入缸體時產(chǎn)生金屬液紊流區(qū)原因，對金屬液充型的具體過程進行了模擬計算，如圖8所示。

圖8為不同時刻金屬液的充型位置示意圖。金屬液從直澆道過渡到橫澆道時由于勢能轉(zhuǎn)化，金屬液到達橫澆道時具有很大的動能。

從圖8中可以看到，當頭股金屬液順著橫澆道流動至橫澆道末端時，在橫澆道末端處設置的緩沖段并沒有起到減小金屬液動能的作用，使得頭股金屬液與橫澆道末端碰撞，發(fā)生反向回流?；亓鞯慕饘僖号c后方正向流動的金屬液匯合后，產(chǎn)生了很大的飛濺，致使匯合后的金屬液從最后一個內(nèi)澆道進入型腔，導致了金屬液的不平穩(wěn)充型，如圖8（c）所示。隨后，金屬液逐漸將橫澆道填滿，依次通過內(nèi)澆道逐漸進入型腔進行充型，直到將型腔充滿為止。

由于頭股進入到型腔的金屬液產(chǎn)生了較大的飛濺，因此充型過程前期并不是十分平穩(wěn)，這與圖7中金屬液的紊流區(qū)相吻合。

2.2 凝固過程中液相殘余分布模擬分析

在鑄造數(shù)值模擬軟件中，可通過液相殘余分析鑄件的凝固過程。圖9為金屬液在凝固過程中的殘余液相分數(shù)分布模擬圖。為便于觀察，對缸體進行切片，觀察缸體內(nèi)部的凝固過程。根據(jù)右側(cè)顏色卡尺與殘余液相分數(shù)之間的對照關系圖可知，隨著標尺顏色由上（白色）至下（藍色）的逐漸變化，型腔內(nèi)的殘余液相分數(shù)依次降低。除此以外，顏色卡尺上端還存在灰色的空缺區(qū)，對應的是缸體中的冒口頂部的一部分，這是由于缺失金屬液所導致金屬液空缺區(qū)。

以缸體第六缸筒補縮過程為例，由圖9中（a）與（f）可知，在剛凝固時，冒口及缸體上部的殘余液相最多。隨著凝固過程的進行，缸體中金屬液不斷產(chǎn)生液態(tài)收縮，冒口處金屬液在重力壓頭的作用下向缸體中提供金屬液，補充鑄件中已收縮的部分，發(fā)揮冒口補縮的作用。

隨著上述過程的不斷進行，冒口中提供的金屬液不斷被消耗，冒口中Empty區(qū)域（灰色部分）增大，仍無法補充缸體中金屬液收縮時所帶來的體積損失。因此，冒口中金屬液先行冷卻而凝固，其下方被補縮部位的補縮通道關閉，在缸體中形成孤立液相區(qū)，殘余液相隨著溫度的降低將產(chǎn)生液態(tài)及凝固收縮，如果收縮過程得不到充分補縮，則該處可能產(chǎn)生縮孔、縮松。由于冒口中的金屬液流入被補縮部位，冒口中金屬液損失過多，其金屬液空缺區(qū)不斷向鑄件中延伸，直到延伸至缸體缸筒附近，最終導致鑄件缸筒附近存在明顯的缺陷，如圖9（e）、圖9（f）所示。

2.3 缸體缺陷模擬

MAGMASOFT軟件中，采用PROSITY（縮孔分析率）判據(jù)對鑄件中可能產(chǎn)生縮孔縮松的部位進行分析。圖10為上述澆注系統(tǒng)在MAGMA軟件中PROSITY判據(jù)的模擬結(jié)果，使用該判據(jù)可以顯示出鑄件表面及內(nèi)部的縮孔、縮松缺陷及其所在位置。右側(cè)的卡尺顏色對應著出現(xiàn)縮松縮孔的概率大小。藍綠色區(qū)域表示縮孔縮松率為零，即沒有縮松縮孔；而白色區(qū)域表示縮孔率非常高，接近100%。

因模擬時采用了相對苛刻的模擬條件，加之缸體本體中出現(xiàn)縮松縮孔概率不足2%，此為可以接受的缺陷，這些缸體內(nèi)部的縮孔縮松缺陷在此不作討論。

從圖10中可以看出，在缸體上部第六缸冒口處存在著比較嚴重的縮孔缺陷，且該缺陷已從冒口處延伸至鑄件內(nèi)部，影響到了鑄件的質(zhì)量，這與圖9中冒口中存在的Empty區(qū)域相吻合。結(jié)合前節(jié)分析可知，這是冒口中金屬液的損失所導致的缺陷。該缺陷可以通過增大冒口容納金屬液的能力來消除。

需要注意是，在圖9（e）以及圖9（f）所示孤立液相區(qū)，并沒有在圖10中對應的位置發(fā)現(xiàn)有明顯的缺陷，這一現(xiàn)象可以通過灰鑄鐵自身的特性以及均衡凝固理論加以解釋：金屬液從澆注到凝固主要會經(jīng)歷三個收縮階段，即液態(tài)收縮階段、凝固收縮階段以及固態(tài)收縮階段。在凝固收縮階段中，灰鑄鐵將發(fā)生共晶轉(zhuǎn)變在奧氏體樹枝晶中析出石墨，由此產(chǎn)生石墨化膨脹，可抵消部分或全部凝固過程中產(chǎn)生的收縮。缸體第六缸附近相對較為厚大，當冒口補縮通道關閉后在缸體第六缸附近區(qū)域形成孤立液相區(qū)。由于逐層凝固方式是灰鑄鐵的一個固有特性，在孤立液相區(qū)開始凝固時，會在孤立液相區(qū)周圍首先形成固相，逐漸向液相區(qū)中心凝固。由于液相到固相的轉(zhuǎn)變伴隨著石墨析出所帶來的石墨化膨脹，周圍凝固析出的石墨將會對中部液相區(qū)產(chǎn)生膨脹，以抵消孤立液相區(qū)中心金屬液冷卻時產(chǎn)生的收縮。因此，鑄件越是厚大部分，凝固時石墨析出時帶來的石墨化膨脹效果越明顯。

綜合上述分析可以看出，冒口的存在對缸體中金屬液的液態(tài)收縮的確起到了一定程度的液態(tài)補縮作用，使得冒口下方被補縮部位沒有產(chǎn)生明顯缺陷，應予以保留；但是該補縮過程進行到一定程度時，冒口中的金屬液在重力壓頭的作用下不斷向鑄件中補充，導致冒口中的金屬液損失過多帶來了缺陷，該缺陷延伸至鑄件內(nèi)部對鑄件質(zhì)量產(chǎn)生了影響，因此需對冒口重新進行設計。

3 基于數(shù)值模擬的NT型缸體鑄造工藝優(yōu)化

初步數(shù)值模擬的結(jié)果顯示，在上述工藝中主要存在兩個問題：一是金屬液充型的平穩(wěn)性不足，金屬液在由最后一個內(nèi)澆道進行型腔時產(chǎn)生了較大的飛濺，使充型前期存在有局部的紊流區(qū)；二是在缸體頂面，靠近冒口處存在金屬液的空缺區(qū)，該缺陷延伸至鑄件內(nèi)部，對鑄件的完整性造成了一定影響?；诖?，為獲得外形完整，性能達標的鑄件，需對缸體現(xiàn)有鑄造工藝進行優(yōu)化，優(yōu)化工藝應主要從改善缸體金屬液的充型性以及優(yōu)化冒口設計兩方面進行。

3.1 缸體充型優(yōu)化

為提高金屬液充型平穩(wěn)性，將橫澆道末端延長，并將其設置為階梯狀，希望對金屬液起到緩沖作用，降低金屬液充型過程中的紊流程度。橫澆道的優(yōu)化示意圖如圖11所示。

從圖12中不難看出，金屬液幾乎是從缸體兩側(cè)均布的內(nèi)澆口處同時進行缸體中進行充型，金屬液從內(nèi)澆口進行型腔時，并未產(chǎn)生明顯的飛濺現(xiàn)象。從圖中金屬液溫度分布可以看出，橫澆道末端的金屬液溫度相對較低，這是頭股金屬液剛進入鑄型時與周圍介質(zhì)產(chǎn)生了強烈的換熱，溫度下降快，因此在圖12中存在著顏色差異。低溫金屬液被儲存在橫澆道末端，而未進入鑄型中，這對改善鑄型的充型性以及缸體鑄件的質(zhì)量有積極意義。

同時，與圖8中初始的工藝方案相對比，該充型過程十分平穩(wěn)，說明該優(yōu)化方案對改善金屬液在澆注系統(tǒng)中的流動狀態(tài)有明顯效果。

經(jīng)前面分析可知，金屬充型不平穩(wěn)的原因主要是橫道角末端并未有效的減小金屬液動能，致使其發(fā)生回流，并與正向流動的金屬液發(fā)生碰撞。階梯型澆道好處在于當金屬液流向末端與型壁產(chǎn)生碰撞時，能夠有效地“壓”住金屬液，增加金屬液與鑄型壁碰撞的可能，從而有效的減小金屬液的動能，阻止其產(chǎn)生卷氣、回流。

另外，由于橫澆道末端加長，產(chǎn)生碰撞后的冷污金屬液能夠被存儲在橫澆道末端，未進入到鑄型之中，這能夠有效改善鑄件的質(zhì)量。圖13是優(yōu)化后鑄件金屬液充型鑄件的時間模擬圖，與圖7相比，金屬液幾乎是同時從內(nèi)澆道進入到鑄型中，這說明金屬液充型的平穩(wěn)程度已得到極大的改善。

3.2 缸體凝固過程優(yōu)化

在初步工藝設計中，數(shù)值模擬結(jié)果顯示在缸體第六缸頂面存在著明顯的缺陷。經(jīng)分析，該缺陷是由于冒口尺寸設計偏小，當冒口中金屬液損失過多時候，冒口中的金屬液空缺區(qū)延伸至鑄件內(nèi)部所導致。當在第六缸中，需補縮的部位仍為缸筒頂面附近，其熱節(jié)圓與另外五缸相同，其直徑δ均為50mm。根據(jù)冒口的初始設計方案及數(shù)值模擬結(jié)果，現(xiàn)保留冒口直徑不變，將其高度H在設計范圍內(nèi)取較大值2.0，即優(yōu)化后冒口高度由150mm提高到200mm，以改善冒口對缸體的液態(tài)補縮效果。將冒口加高后，同時保留其余工藝參數(shù)不變，對優(yōu)化后缸體的凝固過程進行模擬，其結(jié)果如圖14所示。

（a）殘余液相fs=95% （b）殘余液相fs=80%

（c）殘余液相fs=50%（d）殘余液相fs=20%

（e）殘余液相fs=5%（f）殘余液相fs=1%

圖14 工藝優(yōu)化后缸體凝固過程的殘余液相分布

圖14為工藝優(yōu)化后缸體凝固過程中殘余液相分布模擬圖。為便于觀察缸體內(nèi)部的凝固過程，對缸體鑄件進行了切片處理。

結(jié)合初始工藝方案的圖9及優(yōu)化工藝方案的圖14可以看出，工藝優(yōu)化后，缸體的凝固順序并沒有太大改變，冒口下方仍存在著明顯的殘余液相區(qū)，缸筒附近仍是鑄件中最后凝固的區(qū)域。進一步對比圖9中的（e）、（f）以及圖14中（e）、（f）可知，冒口的空缺區(qū)保留在冒口中，而未延伸到鑄件內(nèi)部。

3.3 優(yōu)化后缸體缺陷模擬

圖15為工藝優(yōu)化后PROSITY判據(jù)中縮松縮孔分布示意圖。與圖10相比而冒口增高后，第六缸冒口中的缺陷有較大的改善：與圖10對比可知，第六缸冒口中的缺陷區(qū)有所“上移”。這是因為冒口增高后存儲的金屬液增多，因此在凝固過程中能夠提供足夠的金屬液對需補縮的部位進行進一步補縮，不會因金屬液不足而導致冒口中產(chǎn)生大面積的空缺區(qū)。這說明優(yōu)化工藝方案對缸體內(nèi)部缺陷的消除是合理的。

綜上所述，改善澆注系統(tǒng)結(jié)構(gòu)及調(diào)整冒口設計尺寸的方案符合要求，確定該工藝方案為最終實際生產(chǎn)的工藝方案。

4 結(jié)論

通過對NT缸體鑄件結(jié)構(gòu)進行分析，選擇了立澆工藝方案、底注式開放式澆注系統(tǒng)對缸體進行澆注。并且進一步通過MAGMA數(shù)值模擬及優(yōu)化，最終確定了NT型缸體鑄件的澆注參數(shù)及澆冒口優(yōu)化方案：澆注溫度1400℃，澆注時間28s，直澆道阻流截面ΣA阻=2050mm2，橫澆道中段ΣA橫=4354mm2，內(nèi)澆道截面積之和ΣA內(nèi)=8680mm2；并輔以直澆道末端圓弧過渡設計、橫澆道拔模設計以及橫道道末端階梯型設計保證金屬液充型的平穩(wěn)性；同時采用12個單頸縮頂冒口均布于缸體頂面兩側(cè)，以補充金屬液冷卻時產(chǎn)生的收縮，通過分析模擬過程中縮孔問題產(chǎn)生的原因，最終采用加高冒口的方式，優(yōu)化設計了冒口尺寸，其直徑D=100mm，高度H=200mm，得到適于NT缸體的最優(yōu)澆注工藝方案。

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作者簡介：蘭喬（1991），男，碩士研究生，主要研究方向為產(chǎn)品質(zhì)量檢測及失效分析、鑄造工藝等。

通訊作者：劉弈（1990），男，碩士研究生，主要研究方向為材料成型及加工工程。