鑄件缺陷機(jī)理分析及凝固溫度場(chǎng)工藝優(yōu)化

王 玉，吳曉明，任新苗，高懷勝

(西安航天發(fā)動(dòng)機(jī)有限公司，陜西 西安 710100)

0 引言

目前，現(xiàn)役長(zhǎng)征系列運(yùn)載火箭鑄件生產(chǎn)沿用20世紀(jì)60年代的傳統(tǒng)黏土砂鑄造工藝技術(shù)，鑄件內(nèi)部夾雜、針(氣)孔等缺陷多，鑄件尺寸和重量不穩(wěn)定、鑄件表面粗糙度大，廢品率高，成為制約發(fā)動(dòng)機(jī)鑄件產(chǎn)品質(zhì)量與批量交付瓶頸。而樹(shù)脂砂造型工藝具有成形性好、尺寸精度高、生產(chǎn)效率高等優(yōu)點(diǎn)，結(jié)合鍶變質(zhì)工藝，已被廣泛應(yīng)用于航空航天等軍工領(lǐng)域[1-4]。

為了提高工藝穩(wěn)定性，減小鑄件質(zhì)量波動(dòng)，解決鑄件生產(chǎn)薄弱環(huán)節(jié)，杜絕由鋁合金鑄件缺陷導(dǎo)致的各類(lèi)質(zhì)量問(wèn)題，開(kāi)展了樹(shù)脂砂工藝轉(zhuǎn)化研究，目前已完成10余種產(chǎn)品轉(zhuǎn)化。但在轉(zhuǎn)化過(guò)程中，由于鑄造工藝使用的型砂熱物性參數(shù)、透氣性以及鑄型物理性能相差較大，且國(guó)內(nèi)外文獻(xiàn)未見(jiàn)其熱物性參數(shù)相關(guān)報(bào)道，某批次Y進(jìn)口管鑄件內(nèi)部存在大面積疏松缺陷。

ProCAST是法國(guó)ESI公司針對(duì)鑄造工藝優(yōu)化而開(kāi)發(fā)專(zhuān)業(yè)的CAE系統(tǒng)，是目前應(yīng)用最為廣泛的鑄造仿真模擬軟件。該軟件可對(duì)鑄件成形過(guò)程中的流場(chǎng)、溫度場(chǎng)及應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行仿真分析，預(yù)測(cè)鑄件質(zhì)量，為工藝方案優(yōu)化提供支撐[5-10]。

本文以Y進(jìn)口管為研究對(duì)象，采用ProCAST軟件對(duì)充型及凝固過(guò)程進(jìn)行可視化仿真模擬，并開(kāi)展試驗(yàn)件研究，運(yùn)用X光透視、理化分析等手段，確定鑄造缺陷產(chǎn)生原因，并以此開(kāi)展了改進(jìn)工藝研究，確定最佳的工藝方案。

1 產(chǎn)品簡(jiǎn)介、生產(chǎn)現(xiàn)狀

1.1 產(chǎn)品簡(jiǎn)介

Y進(jìn)口管是連接氧泵與氧化劑儲(chǔ)箱的通道，采用ZL104合金(表1)鑄造而成，立體圖如圖1所示，由加強(qiáng)肋(6條)、傳感器接管嘴對(duì)接平臺(tái)(1個(gè)，以下簡(jiǎn)稱(chēng)三角平臺(tái))、泄流閥對(duì)接平臺(tái)(2個(gè)，以下簡(jiǎn)稱(chēng)圓形平臺(tái))、上部圓形法蘭和下部梅花瓣法蘭組成，6條加強(qiáng)筋將筒壁均勻劃分為6個(gè)區(qū)域。鑄件具體要求為：I類(lèi)鑄件，采用X光透視對(duì)內(nèi)部質(zhì)量進(jìn)行檢查，不允許存在夾雜與疏松等缺陷。

圖1 X光透視分區(qū)Fig.1 X-ray perspective area

表1 化學(xué)成分

1.2 生產(chǎn)現(xiàn)狀

開(kāi)展樹(shù)脂砂工藝轉(zhuǎn)化后，Y進(jìn)口管鑄件尺寸精度由GB/T6414 7—1999 CT12級(jí)提高到CT10級(jí)，鑄件非加工表面粗糙度Ra值從50 μm降低到25 μm。但是由于樹(shù)脂砂與黏土砂熱物性參數(shù)的差距，轉(zhuǎn)化初期，首批次生產(chǎn)50件鑄件產(chǎn)品合格率僅60%，X光透視檢查發(fā)現(xiàn)有20件在加強(qiáng)筋與梅花瓣法蘭背部相交處以及三角平臺(tái)下方均出現(xiàn)了大面積的鑄造缺陷，缺陷位置如圖2所示。

將其三角平臺(tái)下方缺陷人為打斷，從宏觀(guān)形貌圖3(a)可以看出斷口平直，無(wú)明顯的塑性變形，從微觀(guān)形貌圖3(b)可以看出，斷口存在大量的枝晶，呈現(xiàn)解理斷裂特征，不存在尖銳突變的銳邊，未見(jiàn)金屬、非金屬夾雜，可見(jiàn)離散、連續(xù)斷續(xù)分布的大小不一的孔洞，按文獻(xiàn)[11]的方法判定缺陷類(lèi)型為疏松。

圖2 缺陷位置Fig.2 The position of the defect

圖3 缺陷形貌Fig.3 The morphology of the defect

通過(guò)缺陷類(lèi)型進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，疏松缺陷占比90%，其他類(lèi)型缺陷為5%，如夾雜、裂紋等。

2 鑄造工藝仿真模擬及缺陷產(chǎn)生機(jī)理分析

2.1 數(shù)學(xué)模型建立

鑄造過(guò)程的仿真模擬是對(duì)澆注系統(tǒng)、補(bǔ)縮系統(tǒng)及鑄件在時(shí)間域、空間域進(jìn)行有限離散，得到一系列相關(guān)的離散變量值，基于相關(guān)物理模型，通過(guò)數(shù)值計(jì)算求解方程，得出并分析鑄造過(guò)程中的流場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)的變化，并結(jié)合鑄造缺陷的形成特征預(yù)測(cè)鑄件成形質(zhì)量[12]。

在鑄造仿真模擬中，一般將金屬液視為黏性不可壓縮牛頓流體，通過(guò)連續(xù)質(zhì)量守恒方程和動(dòng)量守恒方程描述其流動(dòng)過(guò)程，通過(guò)能量守恒方程描述金屬液與鑄型之間的熱交換過(guò)程。

1)連續(xù)質(zhì)量守恒方程

(1)

式中：u，v，w為速度矢量在坐標(biāo)系中x，y，z方向上的分量；D為散度。

2)動(dòng)量守恒方程

動(dòng)量守恒方程是由牛頓第二定律推導(dǎo)出的黏性流體動(dòng)量方程

(2)

式中：ρ為密度，kg/m3；p為壓力，Pa；ν為運(yùn)動(dòng)速度，m/s；g為重力加速度，m/s2；2為拉普拉斯算子，

3)能量守恒方程

(3)

式中：T為溫度，K；c為比熱，J/(kg·K)；λ為導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；S為內(nèi)熱源，K[13-15]。

仿真模擬流程如圖4所示。

圖4 仿真模擬流程圖Fig.4 Flow chart of simulation

2.2 三維仿真模型建立及網(wǎng)格剖分

采用UG三維建模軟件建立三維數(shù)字化模型，如圖5所示。

圖5 三維模型Fig.5 3D model

網(wǎng)絡(luò)剖分時(shí)要保證計(jì)算精度和計(jì)算效率的有效統(tǒng)一，需簡(jiǎn)化模型以減少網(wǎng)格數(shù)量，提高計(jì)算速度，同時(shí)還應(yīng)兼顧精度。由于鑄件不同部位厚度相差較大，因此，需綜合考慮壁厚部分計(jì)算精度和模擬計(jì)算量，采用非一致性網(wǎng)格劃分的原理，用不同網(wǎng)格長(zhǎng)度劃分鑄件面網(wǎng)格。鑄件部分網(wǎng)格大小為3 mm，澆道冒口、澆道及砂箱的網(wǎng)格長(zhǎng)度為4 mm，體網(wǎng)格數(shù)為5 664 418，節(jié)點(diǎn)數(shù)為10 333 154，劃分結(jié)果如圖6所示。其中面網(wǎng)格為三角形單元，而體網(wǎng)格為四面體單元。

圖6 網(wǎng)格劃分流程Fig.6 Grid generation process

2.3 參數(shù)設(shè)置

2.3.1 材料熱物性參數(shù)及邊界條件

精確的熱物性參數(shù)及邊界條件是確保計(jì)算準(zhǔn)確度的關(guān)鍵，直接決定仿真結(jié)果的可靠性。熱傳導(dǎo)反求由物體內(nèi)溫度測(cè)量值來(lái)確定物體邊界狀況(統(tǒng)稱(chēng)為邊界條件，包括表面熱流、物體的物形參數(shù)等)[16-18]，廣泛應(yīng)用于材料熱物性參數(shù)及邊界條件確定。聯(lián)合華中科技大學(xué)，基于CAE軟件，進(jìn)行熱物性參數(shù)反求，反求流程如圖7所示，熱電偶分布見(jiàn)圖8。具體方案為：通過(guò)對(duì)實(shí)際鋁合金試件/鑄件以及鑄型中的特征點(diǎn)進(jìn)行測(cè)溫，獲得鋁合金鑄件澆注凝固過(guò)程中準(zhǔn)確的特征點(diǎn)溫度曲線(xiàn)，對(duì)比鑄造仿真模擬軟件得到的曲線(xiàn)，經(jīng)多方案正交模擬計(jì)算，反求出與實(shí)際曲線(xiàn)最為吻合的方案為方案二，如圖9所示。該方案所設(shè)置的熱物性參數(shù)，即為與實(shí)際更為接近的合金熱物性參數(shù)。

圖7 熱物性參數(shù)求解流程Fig.7 Process of solving thermal physical parameters

圖8 熱電偶位置分布圖Fig.8 Thermocouple location map

圖9 反求曲線(xiàn)與試驗(yàn)曲線(xiàn)Fig.9 Simulation and test curves

將反求得到的Zl104合金的熱物性參數(shù)及邊界條件對(duì)模型賦值。

2.3.2 澆注溫度

根據(jù)熱物性參數(shù)反求，得到ZL104固液相線(xiàn)為551～580 ℃。澆注溫度與產(chǎn)品最小壁厚有關(guān)，壁厚越小，澆注溫度則應(yīng)越高，以保證合金液滿(mǎn)足充型要求。結(jié)合相似壁厚產(chǎn)品生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)，初步設(shè)置澆注溫度為690 ℃，后續(xù)根據(jù)仿真結(jié)果而調(diào)整。

2.3.3 澆注速度的確定

卡爾金公式[19]是鑄造過(guò)程中用于計(jì)算澆注速度常用公式，計(jì)算可得澆注速度為15.3 cm/s。

2.4 充型及凝固過(guò)程仿真模擬

不同時(shí)刻合金液的充型流動(dòng)狀態(tài)和溫度分布情況如圖10所示。整個(gè)充型過(guò)程耗時(shí)9.98 s，合金液首先充滿(mǎn)直澆道，途經(jīng)橫澆道、暗冒口和內(nèi)澆道，于1.38 s時(shí)從鑄件兩側(cè)進(jìn)入型腔，沿高度方向自下而上充型。整個(gè)充型過(guò)程相對(duì)平穩(wěn)，但溫度場(chǎng)分布不均勻，遠(yuǎn)離內(nèi)澆口的梅花瓣法蘭，由于沒(méi)有金屬液的補(bǔ)充，加之底部冷鐵激冷作用，溫度降低較快。

圖10 充型過(guò)程溫度場(chǎng)分布圖Fig.10 Temperature distribution diagram of filling process

圖11為鑄件凝固過(guò)程固相分?jǐn)?shù)分布，由圖可知，鑄件38.7 s時(shí)，1區(qū)、2區(qū)、4區(qū)、5區(qū)的梅花瓣法蘭開(kāi)始凝固，固相分?jǐn)?shù)為0.3～0.5，介于固相及液相之間屬于糊狀區(qū)域，固相中生成大量枝晶，但未形成封閉骨架，此時(shí)合金液仍能夠流動(dòng)，但已存在的枝晶阻礙液體的流動(dòng)。接近內(nèi)澆口的3區(qū)、6區(qū)溫度較高，還未開(kāi)始凝固。98.7 s時(shí)，梅花瓣法蘭處固相分?jǐn)?shù)已經(jīng)達(dá)到0.8～1.0，此時(shí)固相形成的骨架相互交錯(cuò)，枝晶間的液相無(wú)法順暢流動(dòng)，殘余液相轉(zhuǎn)變?yōu)楣滔鄷r(shí)的體積收縮，是形成微觀(guān)空洞的來(lái)源。冒口部位仍處于高溫糊狀區(qū)域，補(bǔ)縮通道只剩下靠近內(nèi)澆道的部分筋條部位。靠近澆口的筋條部位在內(nèi)部冷鐵的激冷作用下， 108.7 s出現(xiàn)固相，補(bǔ)縮通道完全封閉。118.7 s時(shí)，除了筋板與梅花瓣相交處以及三角平臺(tái)下方、冒口以及內(nèi)澆道暗冒口部位外，全部轉(zhuǎn)變?yōu)楣滔?，此時(shí)在這些部位孤立的糊狀液相區(qū)由于得不到補(bǔ)縮，凝固過(guò)程中因體積收縮必然會(huì)產(chǎn)生孔洞型疏松缺陷。因此在此部位易形成疏松等缺陷，這與實(shí)際產(chǎn)品缺陷位置吻合。

圖11 固相分?jǐn)?shù)分布圖Fig.11 Solid fraction distribution diagram

2.5 缺陷產(chǎn)生機(jī)理分析

凝固收縮是鑄件形成疏松的主要原因。ZL104為典型的層狀凝固合金，疏松主要源于枝晶間的補(bǔ)縮不足，其產(chǎn)生原因一般為不合理的凝固順序。

圖12為原方案熱節(jié)部位冷鐵示意圖，其中3#冷鐵由4塊四分之一圓環(huán)組成，每2塊圓環(huán)之間有5 mm的間隙，3#冷鐵貫穿了整個(gè)鑄件的內(nèi)腔，并且與2#冷鐵相鄰，增加了冷鐵的蓄熱能力，缺陷部位所對(duì)應(yīng)的冷鐵的厚度是鑄件壁厚的2倍，過(guò)厚的冷鐵使激冷效果強(qiáng)烈，從而使薄壁過(guò)早凝固，阻斷了補(bǔ)縮通道，使最后凝固的缺陷區(qū)沒(méi)有補(bǔ)縮源，在后續(xù)的凝固收縮過(guò)程中出現(xiàn)了疏松等缺陷。因此，冷鐵設(shè)計(jì)不合理是導(dǎo)致Y進(jìn)口管疏松缺陷產(chǎn)生的根本原因。

圖12 原方案冷鐵Fig.12 Original chiller

3 工藝優(yōu)化與驗(yàn)證

3.1 工藝優(yōu)化方案制定

疏松缺陷一般通過(guò)改變充型方式、優(yōu)化補(bǔ)縮能力、調(diào)整凝固順序等方法進(jìn)行消除。

由充型結(jié)果可知，原工藝方案充型過(guò)程平穩(wěn)，未見(jiàn)異常。因結(jié)構(gòu)限制，缺陷位置無(wú)法通過(guò)添加冒口增加補(bǔ)縮源達(dá)到提高補(bǔ)縮能力的效果。因此，解決該問(wèn)題可行方法為優(yōu)化冷鐵結(jié)構(gòu)，協(xié)調(diào)各部分冷卻速度，優(yōu)化凝固過(guò)程溫度場(chǎng)分布，建立自下而上的凝固順序，保證補(bǔ)縮通道的暢通。

針對(duì)3#階梯形冷鐵結(jié)構(gòu)不合理問(wèn)題，制定了改進(jìn)方案：去掉階梯形冷鐵中間部分，從而切斷了冷鐵的連續(xù)性，降低了冷鐵的激冷作用，保證鑄件薄壁自下而上凝固，從而消除疏松缺陷，3#冷鐵改變后形狀如圖13所示。

圖13 改進(jìn)后冷鐵Fig.13 Improved chiller

3.2 工藝優(yōu)化方案仿真模擬

對(duì)改進(jìn)后方案進(jìn)行模擬，結(jié)果如圖14所示。充型時(shí)間43.7 s時(shí)鑄件的梅花瓣法蘭開(kāi)始出現(xiàn)凝固，同時(shí)薄壁開(kāi)始出現(xiàn)糊狀凝固區(qū)。鑄件的梅花瓣法蘭先于薄壁凝固，直至153.7 s時(shí)厚壁才開(kāi)始凝固，保證了鑄件自下而上的凝固順序，確保補(bǔ)縮通道暢通，由于凝固收縮而減少的合金液得到了冒口的補(bǔ)縮，在203.7 s時(shí)，可以看出原方案缺陷的部位未見(jiàn)殘留的孤立合金液，從而可以斷定此處的缺陷能夠得到改善或解決。

圖14 改進(jìn)方案固相分?jǐn)?shù)分布圖Fig.14 Improved solid fraction distribution diagram

3.3 工藝優(yōu)化方案驗(yàn)證

按照工藝優(yōu)化方案進(jìn)行試生產(chǎn)，投產(chǎn)14件，13件X光透視合格，僅1件出現(xiàn)夾雜缺陷，未見(jiàn)疏松缺陷，合格率達(dá)到92.8%，驗(yàn)證結(jié)果與仿真結(jié)果一致。工藝改進(jìn)前后產(chǎn)品效果如表2所示。

表2 改進(jìn)效果對(duì)比

傳統(tǒng)試錯(cuò)工藝設(shè)計(jì)模式，需要至少2輪的工藝驗(yàn)證，以完善工藝方案，其周期至少在4個(gè)月。而基于鑄造仿真模擬的鑄造工藝設(shè)計(jì)模式，運(yùn)用先進(jìn)仿真模擬技術(shù)，通過(guò)充型過(guò)程目視化呈現(xiàn)，將原先的理論分析轉(zhuǎn)化為流場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)以及溫度場(chǎng)分析，實(shí)現(xiàn)了工藝方案的快速驗(yàn)證，研制周期僅1個(gè)月，縮短了75%。

4 結(jié)論

1)針對(duì)某批Y進(jìn)口管鑄造缺陷問(wèn)題，運(yùn)用微觀(guān)組織分析、X光透視確定缺陷位置、類(lèi)型，并運(yùn)用Pro CAST仿真模擬軟件對(duì)充型和凝固過(guò)程進(jìn)行模擬，確定了冷鐵設(shè)計(jì)不合理是產(chǎn)生鑄造疏松缺陷的根本原因。

2)通過(guò)冷鐵結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)，優(yōu)化凝固溫度場(chǎng)分布，建立自下而上的凝固順序，經(jīng)仿真及生產(chǎn)驗(yàn)證，基本消除了鑄造疏松缺陷，鑄件工序產(chǎn)品合格率由60%提高到92.8%，鑄造優(yōu)化試驗(yàn)周期由4個(gè)月以上縮短至1個(gè)月，縮短了75%。