飛輪殼擠壓鑄造數(shù)值模擬與設(shè)計(jì)優(yōu)化

黃海峰，王東方

（南京工業(yè)大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，江蘇南京 211816）

飛輪殼是發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)中必不可少的部件，它安裝在發(fā)動(dòng)機(jī)與變速箱之間，聯(lián)結(jié)變速器與發(fā)動(dòng)機(jī)，內(nèi)側(cè)安裝飛輪總成，外接曲軸箱、起動(dòng)機(jī)、油底殼，并起著聯(lián)接、承重、防護(hù)、動(dòng)力傳遞支點(diǎn)作用[1]。因?yàn)轱w輪殼承受重量和外力，所以對(duì)于發(fā)動(dòng)機(jī)總成而言飛輪殼的機(jī)械性能有著很高的要求，因此選擇合理的鑄造成型方案就成了關(guān)鍵。以鋁合金代替灰鑄鐵鑄造飛輪殼是輕量化方法之一，同時(shí)采用擠壓鑄造代替?zhèn)鹘y(tǒng)壓鑄能將鋁合金液體在沖頭壓力下進(jìn)行塑性變形凝固，使其具有鍛件的高壓結(jié)晶的力學(xué)性能[2～4]。在此分析的基礎(chǔ)上本文以鋁合金飛輪殼為研究對(duì)象采用一模一件擠壓鑄造方法進(jìn)行鑄造，使用ProCAST 軟件對(duì)鋁合金飛輪殼鑄件的充型凝固模擬過程分析，根據(jù)模擬結(jié)果改進(jìn)得到優(yōu)化方案，消除缺陷，同時(shí)提升鑄件力學(xué)性能。

1 仿真模型與初始工藝設(shè)計(jì)

1.1 幾何模型的建立及網(wǎng)格劃分

本文研究對(duì)象為飛輪殼，屬于薄壁鑄件，平均壁厚為7.52mm，最大壁厚為31.25mm，最薄處為5mm，輪廓基本尺寸為672mm×541mm×192mm，鑄件整體結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，屬于壁厚差大鑄件，選用間接擠壓鑄造工藝，根據(jù)鑄件結(jié)構(gòu)特征采用中心澆注方式澆注，利用UG 建立帶有壓室和澆注系統(tǒng)的飛輪殼三維模型并構(gòu)建虛擬砂箱，如圖1 所示，其中內(nèi)澆口直徑大小由選定的立式間接壓鑄機(jī)的沖頭大小決定。

圖1 鑄件及澆注系統(tǒng)實(shí)體模型

將三維圖總裝配模型導(dǎo)入ProCAST 軟件中Visual mesh 模塊中進(jìn)行網(wǎng)格劃分，其中鑄件和壓室沖頭網(wǎng)格劃分為5mm，模具網(wǎng)格劃分為20mm，二維網(wǎng)格數(shù)為4098794 個(gè)，體網(wǎng)格3874443 個(gè)。

1.2 材料參數(shù)設(shè)定

本文飛輪殼鑄件材料選擇為AlSi9Cu3鋁合金，該鋁合金固相線為514℃，液相線為580℃，此類合金具有高鑄造性能，塑性流動(dòng)性好，同時(shí)收縮率只有0.5%～0.6%，可熱處理與機(jī)加工。模具、沖頭、壓室的材料均為H13 鋼，鑄件和模具材料的熱物性參數(shù)如表1 所示。

表1 鑄件和模具的熱物性參數(shù)

1.3 初始條件及邊界條件設(shè)定

擠壓鑄造數(shù)值模擬主要工藝參數(shù)有沖頭壓速、保壓壓力、保壓時(shí)間、澆鑄溫度以及模具預(yù)熱溫度等。澆鑄溫度會(huì)直接影響鑄件的質(zhì)量產(chǎn)生大量縮松縮孔，溫度過高導(dǎo)致鑄件粘模具內(nèi)壁降低模具壽命增大生產(chǎn)成本。澆注溫度過低鑄件會(huì)出現(xiàn)澆不足冷隔等缺陷，根據(jù)鑄件形狀大小選取澆注溫度在660～720℃之間，模具預(yù)熱溫度選擇在180～250℃之間，制定具體初始工藝參數(shù)方案如表2 所示。

表2 初始工藝參數(shù)

1.4 保壓補(bǔ)縮的設(shè)定

目前ProCAST 軟件針對(duì)擠壓鑄造保壓補(bǔ)縮有兩種方法：澆口補(bǔ)縮法和補(bǔ)縮面補(bǔ)縮法，澆口補(bǔ)縮法的使用不需要壓室和沖頭的設(shè)置，可以直接在澆口處設(shè)定。由于本文設(shè)計(jì)了澆注系統(tǒng)和壓室，所以采用的是補(bǔ)縮面補(bǔ)縮法，在軟件中開啟Gate-Feed 功能，選定鋁合金液與內(nèi)澆口接觸的補(bǔ)縮面上的中心節(jié)點(diǎn)設(shè)定為補(bǔ)縮點(diǎn)，實(shí)現(xiàn)保壓補(bǔ)縮的過程模擬。

2 初始工藝數(shù)值模擬分析

2.1 充型過程模擬分析

鋁合金液充滿型腔的時(shí)間為5.2s，圖2 為鑄件充型25%、50%、75%、100%時(shí)金屬液的流動(dòng)和溫度變換情況，從充型模擬過程中可以看出，由于為立式反重力擠壓鑄造，合金液由下而上低速填充，確保金屬液順序填充型腔，整個(gè)過程也較為平穩(wěn)，利于模腔內(nèi)氣體排出，過程中并無明顯卷氣、紊流、夾雜情況出現(xiàn)，整個(gè)充型過程中金屬液的溫度都在609℃之上，金屬液具有較好的流動(dòng)性，無充不滿現(xiàn)象，說明該中心澆注方式的選擇是合理的。

圖2 不同澆注時(shí)間下充型過程的溫度場

2.2 凝固過程模擬分析

凝固過程中的溫度場變化分布如圖3 所示。由于鑄件壁厚薄厚復(fù)雜不均勻，圖3b 中t=30.37s時(shí)凝固率達(dá)到50%可以看出金屬液在鑄件的較薄區(qū)域和遠(yuǎn)離澆口區(qū)域處開始先行凝固，溫度下降到了406℃，主要位于殼體底部右側(cè)屬于過度薄壁區(qū)域。圖3c 中t=40.37s 時(shí)凝固率達(dá)到40%可以看出大部分區(qū)域溫度已經(jīng)下降到了固相線以下，而底部有兩處厚度較大區(qū)域1、2，周體上有兩處懸置口處壁厚較大區(qū)域3、4，這四處區(qū)域的溫度仍較高（在液相溫度之上）。圖3d 中大機(jī)電柱1 處兩端懸置口3、4 處的溫度仍高于合金液固相線溫度503℃，無法做到順序凝固，且3、4 處遠(yuǎn)離澆口處沖頭的補(bǔ)縮壓力難以傳遞到，極易產(chǎn)生凝固時(shí)孤立液相區(qū)，形成熱節(jié)點(diǎn)，最終會(huì)造成縮松縮孔。

圖3 凝固過程溫度場變化

2.3 缺陷預(yù)測(cè)模擬分析

圖4 所示為充型凝固完成后鑄件縮松縮孔分布圖，從圖4 中可以看出縮松縮孔產(chǎn)生的位置符合凝固過程模擬分析的結(jié)果相接近，且3、4 處的縮松縮孔較為嚴(yán)重，整體縮松縮孔體積為5942mm3。

圖4 原始工藝方案的縮松縮孔分布

3 優(yōu)化方案及仿真結(jié)果與分析

3.1 確定優(yōu)化方案

由于初始工藝方案在數(shù)值模擬時(shí)缺陷較為嚴(yán)重，無法得到符合要求的鑄件，需要對(duì)鑄件生產(chǎn)工藝進(jìn)行優(yōu)化：（1）對(duì)澆注系統(tǒng)尺寸進(jìn)行優(yōu)化，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式得出在底處內(nèi)澆道與鑄件連接處流速應(yīng)該在一定范圍內(nèi)，故而將其內(nèi)澆道傾斜了一定角度，減緩鋁合金屬液在通過內(nèi)澆口進(jìn)入模具型腔內(nèi)的流速，從而保證合金液的流動(dòng)平穩(wěn)；（2）在鑄件上下周邊加設(shè)集渣包；（3）對(duì)于因?yàn)楸诤癫痪鶎?dǎo)致的冷卻梯度不均勻從而易產(chǎn)生縮松縮孔處，將壁厚較大的地方進(jìn)行添加水冷卻系統(tǒng)，冷卻水溫度20℃，調(diào)整凝固時(shí)的溫度場分布，盡量實(shí)現(xiàn)鑄件的順序凝固。改進(jìn)后的模型如圖5 所示，其他水冷工藝參數(shù)見表3。

表3 冷卻工藝參數(shù)

圖5 工藝優(yōu)化后的三維模型

3.2 優(yōu)化方案模擬

對(duì)優(yōu)化后的工藝方案進(jìn)行了數(shù)值模擬，充凝固過程的溫度場變化如圖6 所示，可以看出整個(gè)充型過程金屬液平穩(wěn)充滿型腔，無明顯的金屬液飛濺，金屬液分離回流現(xiàn)象明顯消除；凝固過程中，當(dāng)t=73.6s 時(shí)，除了四周薄壁開始凝固外，施加冷卻系統(tǒng)的壁厚處表面也開始逐漸凝固，主要是靠近澆口處的金屬液還未完全凝固，基本滿足順序凝固原則。對(duì)優(yōu)化后的鑄造缺陷進(jìn)行預(yù)測(cè)，如圖7 所示，缺陷大部分已經(jīng)消除，縮松縮孔體積為187.56mm3，說明優(yōu)化方案可以明顯提高鑄件質(zhì)量。

圖6 優(yōu)化后的充型過程及凝固溫度場變化

圖7 優(yōu)化工藝方案后縮松縮孔分布圖

4 結(jié)論

（1）運(yùn)用成形過程數(shù)值模擬方法模擬鋁合金飛輪殼擠壓鑄造的充型和凝固過程的溫度場和孔隙率，預(yù)測(cè)飛輪殼中可能存在缺陷的位置，以消除縮松縮孔為目的，對(duì)飛輪殼擠壓鑄造工藝進(jìn)行改進(jìn)及優(yōu)化。

（2）通過初始工藝方案下的仿真結(jié)果分析，對(duì)內(nèi)澆道調(diào)整角度、增設(shè)集渣包、增加冷卻系統(tǒng)。改進(jìn)后的方案可以有效解決壁厚處凝固較慢問題，改善溫度梯度，基本實(shí)現(xiàn)順序凝固，消除大部分原始工藝缺陷。