鑄件數(shù)值模擬參數(shù)優(yōu)化

趙亞楠 趙曉光 何 毅

(一重集團天津重型裝備工程研究有限公司，天津300457)

使用ProCAST軟件進行模擬計算時，參數(shù)設置不同，得到的結果也有一定的差異。為了明確一套符合一重鑄件縮孔缺陷預測的基本計算模型，本文以3 t試驗件為例，開展了正交試驗分析，明確影響縮孔分布的主要因素。同時，進行單因素分析，明確該因素對縮孔分布的影響趨勢。最后，結合3 t試驗件的實際澆鑄結果，給出合理的模擬參數(shù)取值。

1 前處理設置

1.1 有限元模型

以3 t試驗件為研究對象，建立幾何模型并劃分網(wǎng)格，試驗件三維計算模型見圖1。試驗件材料為ZG270-500，成分見表1。其物性參數(shù)均由ProCAST軟件計算得出。ZG270-500導熱系數(shù)、密度、熱焓和固相分數(shù)隨溫度的變化見圖2。

圖1 3 t試驗件三維計算模型Figure 1 Three dimensional calculation model of 3t test piece

表1 ZG270-500合金成分(質(zhì)量分數(shù)，%)Table 1 Composition of alloy ZG270-500 (mass fraction, %)

圖2 ZG270-500導熱系數(shù)、密度、熱焓和固相分數(shù)隨溫度的變化圖Figure 2 Change drawing of ZG270-500 coefficient of thermal conductivity, density, enthalpy, and solid fraction with temperature

冷鐵材料為ZG230-450，砂箱為呋喃樹脂砂(面砂)和硅砂。所有物性參數(shù)均為隨溫度變化的曲線，提高計算的可信度。

1.2 邊界條件設置

本計算在冒口頂部設置合理的熱流密度和換熱系數(shù)來取代發(fā)熱劑的作用。各個界面之間的換熱系數(shù)視重要程度分別設置常數(shù)與隨溫度變化的曲線，界面換熱系數(shù)設置見表2。其中，砂箱外側(cè)采用空冷，試驗件與砂箱之間的界面換熱系數(shù)是隨時間變化的曲線(見圖3)，澆注溫度為1546℃。

2 正交試驗設計

ProCAST軟件中用于計算縮孔縮松的參數(shù)主要有3個[1]，分別為MACROFS、PIPEFS和FEEDLEN。除軟件本身的計算參數(shù)影響外，冒口上方發(fā)熱劑覆蓋劑的保溫性能也是影響冒口補縮能力的重要因素，因此，本文選取MACROFS、PIPEFS、FEEDLEN、發(fā)熱劑覆蓋劑的保溫性能作為影響縮孔的因素，進行了四因素三水平的正交試驗設計(見表3)。

表2 界面換熱系數(shù)設置(單位：W/(m2·K))Table 2 The coeficient setting of interface heat transfer(Unit: W/(m2·K))

圖3 鑄件-砂型換熱系數(shù)隨溫度的變化圖Figure 3 Change diagram of heat transfer coefficient of casting sand mold with temperature

根據(jù)模擬結果(見圖4)，以一次縮孔深度與二次縮孔深度作為分析標準，通過正交分析(見表4)發(fā)現(xiàn)，對于一次縮孔的深度，MACROFS因素對其影響最大，HTC、FEEDLEN次之，PIPEFS影響最不明顯；對于二次縮孔的深度，4個因素的影響程度由大到小依次為PIPEFS、HTC、MACROFS、FEEDLEN，但4個因素的影響程度相差不大。綜合來看，對于縮孔的位置判定，明確MACROFS、發(fā)熱劑覆蓋劑的保溫性能十分關鍵。

表3 四因素三水平的正交表設計Table 3 Orthogonal table design of four factors and three levels

圖4 9個正交試驗的縮孔分布圖Figure 4 The porosity distribution diagram of 9 orthogonal experiments

表4 縮孔深度正交分析Table 4 Orthogonal analysis of porosity depth

3 縮孔敏感因素分析

3.1 ProCAST計算縮孔的參數(shù)對縮孔的影響

PIPEFS增大，一次縮孔上方的形狀由直錐形變?yōu)閳A滑的碗形(見圖5)。理論上講，PIPEFS增大，一次縮孔深度增大，而本計算中PIPEFS對一次縮孔影響較小，可能原因：冒口上方的保溫效果較好，PIPEFS對其影響有限。

MACROFS增大，一次縮孔上方的形狀由圓滑的碗形變?yōu)橹卞F形(見圖6)。MACROFS增大，鋼液的補縮能力提高，配合FEEDLEN，能夠?qū)⒁涯探Y殼的自由表面重新熔化，達到PIPEFS值以下，液面繼續(xù)下降，因此，一次縮孔深度增大。同理，二次縮孔上升，形狀變圓。

MACROFS=0.7的水平中，F(xiàn)EEDLEN增大，對自由表面的重新熔化影響有限(見圖7)，因此，一次縮孔幾乎沒有變化；FEEDLEN增大，鋼液的補縮能力提高，鑄件更加緊實致密，二次縮孔變大。初步判斷，相較而言，MACROFS對縮孔的影響要大于FEEDLEN。

3.2 冒口上方界面換熱系數(shù)對縮孔的影響

冒口上方的界面換熱系數(shù)增大，散熱量增多，自由表面的鋼液凝固加快，導致一次縮孔深度變淺(見圖8)。鋼液凝固變快，導致鋼液的補縮能力下降，因此，二次縮孔增大。

圖5 PIPEFS對縮孔的影響Figure 5 The effects of PIPEFS to porosity

圖6 MACROFS對縮孔的影響Figure 6 The effects of MACROFS to porosity

圖8 冒口上方界面換熱系數(shù)對縮孔的影響Figure 8 The effects of heat transfer coefficient at the upper interface of the rise to porosity

3.3 模擬結果與試驗結果對比

圖9 模擬的冒口形貌與實際形貌對比圖Figure 9 Comparison of simulated riser morphology with the actual morphology

圖10 冒口形貌尺寸對比圖Figure 10 Contrast diagram of the shape and size of the riser

通過上述一系列的敏感性試驗，設置合理的模擬參數(shù)，得到的最終模擬結果(見圖9)顯示，一次縮孔與冒口底部距離87 mm，二次縮孔距離43 mm，其中，模擬計算中的二次縮孔區(qū)域不代表此處有孔洞，而是該位置處致密度沒有達到100%。實際鑄件的冒口處一次縮孔與冒口底部距離98 mm，且未出現(xiàn)二次縮孔。從模擬計算與實際冒口中的縮孔形貌對比圖(見圖10)可以看出，模擬計算結果與實際結果吻合較好。

4 結論

本文開展了一系列縮孔敏感性試驗，結合實際澆鑄結果，得出一套適用于一重實際生產(chǎn)的鑄件模擬計算方法，具體參數(shù)推薦值如下：

(1)現(xiàn)場冒口上方保溫效果較好，推薦使用HTC=1 W/(m2·K)；

(2)MACROFS選取較大值，推薦使用0.99；

(3)PIPEFS選取較大值，推薦使用0.5；

(4)FEEDLEN影響不大，推薦使用較小值1 mm。

以上結論是在一次澆鑄實驗基礎上得出的，模擬參數(shù)的通用性還有待進一步的實驗驗證。