基于仿真模擬殼體缺陷機(jī)理分析及工藝改進(jìn)

吳曉明，彭 超，王 玉，郭 蓓

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

0 引言

ZL104屬于典型的亞共晶鋁硅合金，其氣密性、流動(dòng)性和抗裂性能優(yōu)良，強(qiáng)度高，耐腐蝕好，鑄造性能和切削加工性能良好，廣泛用于承受大負(fù)荷的航天、航空發(fā)動(dòng)機(jī)傳動(dòng)機(jī)匣、泵殼體零件，是目前應(yīng)用最為廣泛鋁合金。然而，鋁硅合金結(jié)晶溫度區(qū)間很寬，呈糊狀凝固方式。該合金在凝固時(shí)，液相析出α相，該相極易長(zhǎng)成發(fā)達(dá)樹枝晶，這些小晶體連成骨架，形成無(wú)數(shù)封閉的小熔池，熔池中的液相在凝固過程因骨架阻礙得不到外部液體補(bǔ)縮而形成疏松。其次，骨架會(huì)阻礙液相熔池液相收縮，產(chǎn)生拉應(yīng)力，導(dǎo)致液相破裂產(chǎn)生疏松。某型號(hào)燃料泵低壓殼體材料為ZL104，因合金鑄造特性及原有工藝裕度不高，在大批量生產(chǎn)過程中，部分產(chǎn)品在機(jī)加工過程中發(fā)現(xiàn)肉眼可見疏松缺陷，導(dǎo)致產(chǎn)品報(bào)廢，直接影響發(fā)動(dòng)機(jī)的裝配進(jìn)度。

鑄造數(shù)字化仿真模擬技術(shù)通過將數(shù)值計(jì)算技術(shù)、圖形可視化技術(shù)等數(shù)值仿真模擬技術(shù)與傳統(tǒng)鑄造專業(yè)凝固理論、流體力學(xué)等學(xué)科集成，通過對(duì)鑄造過程的流場(chǎng)、溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)、微觀組織等進(jìn)行仿真計(jì)算，預(yù)測(cè)判定缺陷產(chǎn)生位置，是應(yīng)用最為廣泛的鑄造缺陷預(yù)判技術(shù)，廣泛用于航空、航天、汽車等行業(yè)鑄造過程缺陷機(jī)理分析、工藝設(shè)計(jì)及改進(jìn)。隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)迅速發(fā)展，極大推進(jìn)了鑄造仿真模擬的發(fā)展速度，陸續(xù)從宏觀模擬走向微觀模擬，并開發(fā)出一系列的模擬軟件，如:ProCAST、MAGMA、華鑄CAE等。

本文利用Procast軟件進(jìn)行可視化仿真模擬，運(yùn)用X光透視、內(nèi)窺鏡檢查等手段，結(jié)合鑄件結(jié)構(gòu)分析，確定鑄造缺陷產(chǎn)生原因，提出改進(jìn)措施，結(jié)合試驗(yàn)驗(yàn)證，消除薄弱環(huán)節(jié)，切實(shí)保證產(chǎn)品質(zhì)量，提高產(chǎn)品可靠性，提升工藝設(shè)計(jì)裕度，切實(shí)實(shí)現(xiàn)工藝設(shè)計(jì)由簡(jiǎn)單滿足產(chǎn)品設(shè)計(jì)，適應(yīng)單件研制、小批量生產(chǎn)向適應(yīng)多產(chǎn)品、變批量生產(chǎn)轉(zhuǎn)變。

1 鑄件結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及生產(chǎn)問題

1.1 產(chǎn)品簡(jiǎn)介及結(jié)構(gòu)分析

渦輪泵作為液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的“心臟”，是發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力的源泉。某型號(hào)低壓殼體是啟動(dòng)渦輪泵的重要組成部分，該產(chǎn)品主要由啟動(dòng)渦輪殼體對(duì)接端、中間錐孔、側(cè)面法蘭、渦道內(nèi)腔、一級(jí)泵殼體對(duì)接端及凸臺(tái)組成，其輪廓尺寸240 mm×220 mm×180 mm，內(nèi)腔結(jié)構(gòu)復(fù)雜，呈半封閉的“U”型結(jié)構(gòu)，為大曲率變截面，從入口方向內(nèi)腔空間逐漸變小，中間由隔板進(jìn)行分割。該產(chǎn)品采用砂型鑄造工藝生產(chǎn)，通過X光透視、表面熒光檢查分別對(duì)內(nèi)部質(zhì)量、表面質(zhì)量進(jìn)行檢查，內(nèi)部不允許有疏松、縮孔、夾雜等缺陷，表面不允許有線狀缺陷和積聚狀缺陷。

為保證合金充型良好，減輕合金氧化，采用底注式澆注系統(tǒng)。為分散熱量，減輕局部過熱，從一級(jí)泵殼體對(duì)接端的4個(gè)對(duì)稱內(nèi)澆口引入金屬液，由下而上逐層按順序充填型腔。頂部啟動(dòng)渦輪殼體對(duì)接端放置冒口對(duì)頂部厚大熱節(jié)部位的補(bǔ)縮。為加速底部一級(jí)泵殼體對(duì)接端厚大法蘭、側(cè)面法蘭端面及傳感器對(duì)接孔等厚大熱節(jié)部位的冷卻速度，以獲得良好的補(bǔ)縮順序，減輕或抑制疏松缺陷產(chǎn)生。如圖1所示的產(chǎn)品結(jié)構(gòu)。但是啟動(dòng)渦輪殼體對(duì)接端、大法蘭由渦道連接，壁厚為典型的兩頭厚，中間薄，呈“沙漏”結(jié)構(gòu)(見圖1)，中間薄壁部位凝固時(shí)間短，補(bǔ)縮通道若提早關(guān)閉，便會(huì)在底部厚大部位產(chǎn)生疏松缺陷，原工藝方案如圖2所示。

圖1 產(chǎn)品結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of product

圖2 原工藝方案Fig.2 Previous processing design

1.2 問題描述

啟動(dòng)渦輪燃料泵水試裝配過程，使用內(nèi)窺鏡對(duì)低壓殼體

φ

4軸承冷卻孔進(jìn)行檢查時(shí)，發(fā)現(xiàn)

φ

4內(nèi)孔1/3圓周面存在鑄造缺陷，缺陷位置見圖3，內(nèi)窺鏡形貌見圖4。鑄件剖切后，可見明顯的縮孔缺陷，見圖5。該關(guān)鍵部位的疏松缺陷問題，會(huì)降低渦輪泵的可靠性，直接造成產(chǎn)品報(bào)廢，產(chǎn)品合格率僅30%，需開展研究解決此問題。

圖3 缺陷位置Fig.3 The position of defect

圖4 缺陷形貌(內(nèi)窺鏡)Fig.4 The morphologies of defect(endoscope)

圖5 剖切后缺陷形貌Fig.5 The morphologies of defect after section

1.3 缺陷產(chǎn)生原因分析

φ

4軸承冷卻孔位于渦道與一級(jí)泵殼體對(duì)接端法蘭的交匯處，該冷卻孔通過機(jī)加而成。該區(qū)域附近的渦道壁厚僅為5 mm，內(nèi)腔隔板厚度為12 mm，筒壁厚為16 mm，軸承冷卻孔入口處厚23 mm，筋板厚為10 mm，大法蘭厚為25 mm，各部分壁厚差異極大，見圖6。

圖6 φ4軸承冷卻孔結(jié)構(gòu)Fig.6 Structure of bearing of shafts

該處疏松缺陷問題產(chǎn)生，反映出該缺陷位置凝固順序、補(bǔ)縮能力未達(dá)到設(shè)想效果，與冷鐵設(shè)計(jì)不合理、缺乏有效補(bǔ)縮源有關(guān)。通過過程復(fù)查發(fā)現(xiàn)，問題批產(chǎn)品的出爐溫度較低，合金液流動(dòng)性降低，影響了缺陷部位的充填。

1.4 仿真模擬結(jié)果

不同時(shí)刻鑄件充型過程如圖7所示，由圖可知，整個(gè)充型過程耗時(shí)20 s，合金液于1.13 s時(shí)從鑄件兩側(cè)4個(gè)內(nèi)澆口進(jìn)入型腔。20 s時(shí)，完成冒口充填。59 s時(shí)，隔板、側(cè)面法蘭及渦道部分溫度降低明顯。89 s時(shí)，一級(jí)泵殼體對(duì)接端法蘭因放置冷鐵而強(qiáng)化散熱，溫度顯著降低，但仍高于澆道溫度，其所對(duì)應(yīng)下端渦道部分降溫不明顯。

圖7 充型過程溫度變化Fig.7 Filling temperature at different time

不同時(shí)刻鑄件凝固過程固相分?jǐn)?shù)見圖8，由圖可知，鑄件69 s時(shí)，側(cè)面法蘭處渦道部分開始凝固。159 s時(shí)，中間錐管部分所對(duì)應(yīng)的渦道部分，底部一級(jí)泵殼體對(duì)接端因添加冷鐵快速冷卻至固相。此時(shí)，冒口部位仍處于液相區(qū)，可實(shí)現(xiàn)對(duì)啟動(dòng)渦輪殼體對(duì)接端的補(bǔ)縮。204 s時(shí)，渦道區(qū)域已經(jīng)冷卻凝固，直接關(guān)閉了渦道上側(cè)部位與下側(cè)部位的補(bǔ)縮通道，而此時(shí)渦道與一級(jí)泵殼體對(duì)接端法蘭的交匯處(

φ

4軸承冷卻孔)為0.7～0.8，仍以液相形式存在，在后續(xù)凝固過程產(chǎn)生體積收縮，因缺乏金屬液補(bǔ)縮，而產(chǎn)生疏松缺陷。

圖8 凝固過程固相分?jǐn)?shù)變化Fig.8 Solid phase at different time during solidification process

圖9為原方案冷鐵設(shè)計(jì)，其中1#冷鐵緊貼一級(jí)泵殼體對(duì)接端內(nèi)腔，2#冷鐵則緊貼一級(jí)泵殼體對(duì)接端厚大部位，3#冷鐵則緊貼啟動(dòng)渦輪殼體對(duì)接端，冷鐵材質(zhì)均為鋁合金。因1#冷鐵高度過高，使得缺陷部位所對(duì)應(yīng)的散熱能力過快，更加速上部薄壁渦道部分的冷卻速度，使壁處過早的凝固，其次，底部一級(jí)泵殼體對(duì)接端冷鐵高度不足，加之，下部分冷鐵材質(zhì)為鋁合金，使得一級(jí)泵殼體對(duì)接端所對(duì)應(yīng)的下端部位的冷卻速度過慢。缺陷所處部位上半部分冷卻速度快，而下端冷卻速度慢，導(dǎo)致凝固時(shí)溫度梯度不合理，未能形成自下而上的凝固順序。其次，缺陷部位除了依靠上端補(bǔ)縮通道的補(bǔ)縮源外，無(wú)額外補(bǔ)縮能力。

圖9 原工藝方案冷鐵設(shè)計(jì)Fig.9 Iron chill of previous processing design

2 工藝優(yōu)化與驗(yàn)證

2.1 工藝優(yōu)化方案制定

2.1.1 改變冷鐵材質(zhì)及尺寸

通過改變冷鐵結(jié)構(gòu)以及材質(zhì)，調(diào)整了原有不合理的凝固溫度場(chǎng)，建立起暢通的補(bǔ)縮通。冷鐵方案見圖10，1#冷鐵材料改為紫銅，加強(qiáng)該部位的冷卻速度，同時(shí)，降冷鐵高度，以減小對(duì)一級(jí)泵殼體對(duì)接端渦道區(qū)域的冷卻速度。其次，加2#冷鐵的冷鐵高度，提高對(duì)一級(jí)泵殼體對(duì)接端的冷卻速度，優(yōu)化冷卻溫度場(chǎng)。

2.3.5 頭痛、頭暈發(fā)生率 納入 8 個(gè)研究［6‐10，12‐13，16］，各研究間為同質(zhì)性（P=0.96，I2=0%），采用固定效應(yīng)模型進(jìn)行Meta‐分析（圖5）。結(jié)果顯示卡貝縮宮素組的頭痛、頭暈發(fā)生率與縮宮素組無(wú)顯著性差異（OR=0.69，95%CI=0.43～1.08，P=0.11）。

圖10 改進(jìn)后冷鐵Fig.10 Iron chill after improvement

2.1.2 添加側(cè)冒口

采用模數(shù)法進(jìn)行冒口設(shè)計(jì)，模數(shù)

M

為鑄件或鑄件被補(bǔ)縮部分的體積

V

與其表面積

A

的比值(

M

=

V/A

)。實(shí)現(xiàn)順序凝固，應(yīng)保證冒口最后凝固，即冒口凝固時(shí)間大于鑄件基體凝固時(shí)間，計(jì)算公式如下

(1)

式中:

M

為冒口模數(shù)；

M

為鑄件模數(shù)；

K

為冒口凝固系數(shù)；

K

為鑄件凝固系數(shù)。對(duì)于普通冒口，

K

=

K

， 因而式(1) 可以寫成

M

=

fM

(2)

式中

f

為換算系數(shù)，對(duì)于鋁合金，一般按1.2計(jì)算。軸承冷卻處需補(bǔ)縮部位可視作圓柱體，以熱節(jié)圓的最大直徑作為圓柱體的直徑，熱節(jié)圓最大直徑按照A.Heuvers氏滾圓法確定，

D

為37.5 mm，具體如圖11所示。

圖11 冒口計(jì)算方法Fig.11 Feeding value of riser

圓柱體的高度為筋板的厚度，即

H

為12 mm。圓柱體冒口計(jì)算公式為

(3)

式中:

D

為熱節(jié)圓最大直徑；

H

為熱節(jié)圓高度。

圖12 改進(jìn)方案的暗冒口Fig.12 Blind riser after improvement

2.1.3 提高金屬液流動(dòng)能力

低壓殼體澆注溫度通過出爐溫度、轉(zhuǎn)移時(shí)間進(jìn)行控制，轉(zhuǎn)移時(shí)間越長(zhǎng)，合金液熱量損失越多，澆注溫度則越低。在當(dāng)前轉(zhuǎn)移時(shí)間基礎(chǔ)上，通過試驗(yàn)驗(yàn)證及歷史數(shù)據(jù)的統(tǒng)計(jì)分析，在工藝規(guī)程及歷史包絡(luò)允許范圍內(nèi)，適當(dāng)提高澆注溫度由725 ℃增加至745 ℃，延長(zhǎng)液態(tài)金屬在砂型中的流動(dòng)時(shí)間，為筒壁及

φ

4軸承冷卻孔提供補(bǔ)縮用合金液，消除缺陷。

2.2 改進(jìn)方案仿真模擬

對(duì)于改進(jìn)后的方案進(jìn)行模擬結(jié)果見圖13，由圖可知，充型69 s后鑄件的渦道內(nèi)壁開始出現(xiàn)凝固，渦道壁處開始出現(xiàn)了糊狀凝固區(qū)域，隨后在1#冷鐵、2#冷鐵的作用下，一級(jí)泵殼體對(duì)接端底部法蘭及渦道內(nèi)壁開始出現(xiàn)凝固，因冷鐵改為銅，冷卻能力提高，下部分金屬液的凝固速度加快，同時(shí)隨冷鐵高度的降低，延遲了渦道壁瓶頸區(qū)域的冷卻時(shí)間，保證補(bǔ)縮通道暢通，同時(shí)側(cè)冒口提供的補(bǔ)縮源，保證了缺陷部位可以得到有效的金屬液補(bǔ)充，軸承冷卻孔未見殘留的孤立合金液，原問題能夠得到改善或解決。但是一級(jí)泵殼體對(duì)接端右側(cè)部位，在189 s凝固時(shí)，因其無(wú)補(bǔ)縮，出現(xiàn)部分孤立液相區(qū)，同時(shí)因該位置呈“內(nèi)凹”結(jié)構(gòu)無(wú)法添加外部補(bǔ)縮源，該位置可能會(huì)出現(xiàn)部分疏松。

2.3 改進(jìn)效果評(píng)價(jià)

小批量投產(chǎn)16件，X光透視合格率由改進(jìn)前的30%提高至68.7%，機(jī)加工后

φ

4軸承冷卻孔附近再無(wú)疏松缺陷問題，與仿真模擬預(yù)測(cè)結(jié)果相符。鑄件原始疏松缺陷位于一級(jí)泵殼體對(duì)接端右側(cè)部位(具體位置見圖13)。該部位厚大，凝固速度慢，冷鐵已無(wú)法改變其最后凝固的結(jié)果。其次，該位置空間狹小，存在結(jié)構(gòu)干涉，無(wú)法添加冒口，用于缺陷部位補(bǔ)縮。該部位為產(chǎn)品結(jié)構(gòu)造成瓶頸，無(wú)法通過鑄造工藝優(yōu)化解決問題，只能通過現(xiàn)場(chǎng)的精益化控制，穩(wěn)定產(chǎn)品合格率。

圖13 改進(jìn)方案固相分?jǐn)?shù)分布圖Fig.13 Solid phase at different time during solidification process after improvement

本文解決了加工后鑄件關(guān)鍵部位-軸承孔缺陷問題，鑄造合格率得到明顯提升，保證型號(hào)順利交付。

3 結(jié)論

1)針對(duì)某型號(hào)啟動(dòng)渦輪燃料泵低壓殼體缺陷問題，采用內(nèi)窺鏡檢查、剖切檢查確定缺陷的形貌、位置，并運(yùn)用Procast仿真模擬軟件對(duì)原方案進(jìn)行仿真模擬，結(jié)合溫度場(chǎng)、固相分?jǐn)?shù)及產(chǎn)品結(jié)構(gòu)分析，確定了溫度場(chǎng)不協(xié)調(diào)、缺乏有效補(bǔ)縮源是鑄造疏松缺陷產(chǎn)生的根本原因。

2)通過調(diào)整冷鐵材質(zhì)及尺寸，改善凝固溫度場(chǎng)，并添加側(cè)冒口及提高出爐溫度，改善缺陷部位補(bǔ)縮能力，建立了良好的補(bǔ)縮通道，

φ

4軸承冷卻孔附近合金液得到補(bǔ)充，基本消除疏松缺陷。3)

φ

4軸承冷卻孔對(duì)側(cè)區(qū)(一級(jí)泵殼體對(duì)接端右側(cè))因結(jié)構(gòu)限制無(wú)法放置冒口仍出現(xiàn)缺陷。后續(xù)將開展工藝方案優(yōu)化研究，進(jìn)一步提升產(chǎn)品合格率。