消失模閥體鑄造工藝的優(yōu)化

□ 曹志強(qiáng) □ 陳 興

寧波大學(xué) 機(jī)械工程與力學(xué)學(xué)院 浙江寧波 315211

1 研究背景

隨著鑄造行業(yè)朝專業(yè)化、智能化、綠色化方向發(fā)展,消失模鑄造技術(shù)與傳統(tǒng)的砂型鑄造相比,可獲得高質(zhì)量、高精度和高性能的鑄件,被國(guó)內(nèi)外鑄造界譽(yù)為“鑄造工業(yè)的綠色革命”和“21世紀(jì)的鑄造技術(shù)”[1-2]。隨著消失模鑄件被廣泛應(yīng)用于火電設(shè)備、汽車和航空航天及兵器等軍工領(lǐng)域,對(duì)消失模鑄造產(chǎn)品的開(kāi)發(fā)成本、鑄件質(zhì)量和經(jīng)濟(jì)效益提出了越來(lái)越高的要求[3-4]。

鑄造過(guò)程中諸多缺陷與工藝過(guò)程的設(shè)計(jì)優(yōu)化密切相關(guān)。隨著鑄造過(guò)程模擬仿真研究的不斷發(fā)展,越來(lái)越多的計(jì)算機(jī)模擬仿真技術(shù)應(yīng)用于鑄造行業(yè)中[5-7]。蔣夢(mèng)麒等[8]以渦輪熔模鑄件澆注系統(tǒng)設(shè)計(jì)為例,將Box-Behnken試驗(yàn)設(shè)計(jì)和遺傳算法結(jié)合,得到無(wú)缺陷且工藝出品率達(dá)到80.53%的渦輪鑄件。王豆豐等[9]采用Anycasting軟件,并采用正交試驗(yàn)方法,對(duì)鋁合金發(fā)火座進(jìn)行了優(yōu)化,并分析不同條件下合金的充填和凝固,預(yù)測(cè)縮松、縮孔的位置及大小。高浩斐等[10]基于ProCAST軟件對(duì)閥體零件鑄造的充型和凝固進(jìn)行了模擬,預(yù)測(cè)了鑄造過(guò)程中可能產(chǎn)生的縮松、縮孔等缺陷,根據(jù)模擬結(jié)果,優(yōu)化了工藝方案,進(jìn)而改善了熔模鑄件的品質(zhì)。Wang Donghong等[11]將耦合數(shù)值模擬技術(shù)與響應(yīng)面分析法相結(jié)合,利用建立的二階響應(yīng)方程尋求最優(yōu)工藝參數(shù)組合,實(shí)現(xiàn)了熔模鑄件模擬的快速優(yōu)化。Li Junhong等[12]采用ProCAST軟件對(duì)壓力鑄造過(guò)程進(jìn)行模擬,用Box-Behnken法設(shè)計(jì)了數(shù)值仿真研究方案,記錄了變速箱蓋收縮孔隙度的響應(yīng),有效地探索了消除缺陷的最優(yōu)工藝參數(shù)。Dong Changchun等[13]采用InteCAST軟件,對(duì)同一鑄鋼件使用三種不同試驗(yàn)方法,比較了遺傳算法、果蠅算法和內(nèi)點(diǎn)算法的優(yōu)化效果,數(shù)值模擬分析結(jié)果表明,采用三種算法都可以較好地提高鑄件的質(zhì)量。蔡慶等[14]運(yùn)用ProCAST軟件研究了ZL205A在金屬型鑄造過(guò)程的熱裂行為,使用溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)模型對(duì)鑄件熱裂部位進(jìn)行了模擬預(yù)測(cè),提高了鑄件質(zhì)量。Liu Shanshan等[15]利用ProCAST軟件研究了連鑄過(guò)程生產(chǎn)的雙相不銹鋼的熱裂問(wèn)題,根據(jù)熱撕裂指標(biāo)準(zhǔn)則,分析了操作參數(shù)對(duì)熱撕裂敏感性的影響規(guī)律。趙會(huì)彬等[16]采用ProCAST軟件對(duì)真空整體精密鑄造中不同澆注溫度下鑄件的凝固過(guò)程進(jìn)行對(duì)比分析,結(jié)合模擬結(jié)果對(duì)熱裂進(jìn)行預(yù)測(cè),結(jié)果表明,數(shù)值模擬預(yù)測(cè)與鑄件熱裂產(chǎn)生相契合。

筆者采用ProCAST軟件對(duì)消失模鑄造閥體進(jìn)行數(shù)值模擬,通過(guò)優(yōu)化澆注系統(tǒng),消除了縮松、縮孔缺陷問(wèn)題,在此基礎(chǔ)上采用Box-Behnken試驗(yàn)設(shè)計(jì)進(jìn)行工藝優(yōu)化,選取不同的澆注溫度、真空度和澆注速度進(jìn)行模擬,分析不同工藝條件下的閥體消失模鑄件的熱裂傾向,得到最優(yōu)工藝參數(shù)組合。

2 建模

2.1 充?？刂品匠?/h3>

鑄件充型過(guò)程中,液態(tài)金屬的流動(dòng)需滿足流體動(dòng)力學(xué)規(guī)律,可通過(guò)完全的納維-斯托克斯流動(dòng)方程進(jìn)行計(jì)算。首先需要滿足質(zhì)量守恒連續(xù)性方程[17],為:

(1)

式中:u、v、w依次為速度矢量在坐標(biāo)系中x、y、z方向上的分量。

假設(shè)流體為不可壓縮且密度不變,則簡(jiǎn)化的動(dòng)量方程表達(dá)式為[18]:

(2)

(3)

(4)

式中:t為時(shí)間;P為壓強(qiáng);gx、gy、gz依次為x、y、z三個(gè)方向上的重力加速度分量;γ為運(yùn)動(dòng)黏度;ρ流體密度。

在鑄件金屬液充型過(guò)程中,采用能量方程描述溫度變化,為[19]:

(5)

式中:C為材料比熱容;T為溫度;λ為導(dǎo)熱系數(shù);L為凝固潛熱;f為固相分?jǐn)?shù);?2為拉普拉斯算子。

充型過(guò)程中,金屬液前沿與模樣之間有著復(fù)雜的熱力學(xué)和動(dòng)力學(xué)變化,模樣在高溫金屬液的熱輻射作用下受熱燃燒氣化,在金屬液前沿與模樣之間存在一層間隙稱為氣隙層。魏尊杰等[20]教授提出充型過(guò)程中的氣隙壓力模型,為:

(6)

氣隙尺寸Δδ為:

(7)

式中:Pi、Pi+1分別為i、i+1時(shí)刻的氣隙壓力;δi、δi+1分別為i、i+1時(shí)刻的氣隙厚度;P0為大氣壓力;Ti、Ti+1分別為i、i+1時(shí)刻的金屬液溫度;LP為模樣的氣化潛熱;Tm為模樣的溫度;Vp為發(fā)氣量;K為透氣性;xc為厚度;S為鑄件的截面積;F為鑄件的周長(zhǎng);Δt為時(shí)間步長(zhǎng);αp為金屬液與模樣之間的有效對(duì)流換熱系數(shù);ρp為模樣的密度。

在消失模鑄造充型中,如不考慮模樣內(nèi)部導(dǎo)熱,則自由表面換熱邊界條件為:

(8)

式中:?T/?n為沿自由表面法線方向的液態(tài)金屬的溫度梯度;Ls為模樣的潛熱;u1為沿自由表面法線方向的液態(tài)金屬的流動(dòng)速度;k為傳熱系數(shù);ds為一個(gè)計(jì)算單位的自由表面積。

2.2 鑄件幾何模型

高壓閥閥體鑄件材料為碳鋼ZG230-450,韌性及塑性好,鑄造性能優(yōu)。閥體的輪廓尺寸為300 mm×170 mm×82 mm,體積為2 912 290 mm3,局部最大厚度為51 mm,整體結(jié)構(gòu)較復(fù)雜,呈非對(duì)稱結(jié)構(gòu)。閥體的三維模型如圖1所示。

▲圖1 閥體三維模型

2.3 材料模型

如果視高溫金屬液為不可壓縮的牛頓流體[21],那么應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系為:

τij=-ηdui/dxj

(9)

式中:τij為切應(yīng)力;dui/dxj為剪切變形速率;η為流體黏度。

ZG230-450材料黏度與溫度的關(guān)系如圖2所示。

▲圖2 ZG230-450黏度與溫度關(guān)系

2.4 網(wǎng)格劃分

通過(guò)SolidWorks軟件建立的模型,可導(dǎo)入ProCAST軟件中的MeshCAST模塊對(duì)閥體鑄件進(jìn)行網(wǎng)格劃分與修復(fù),采用四面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分。劃分完成后,面網(wǎng)格有41 558個(gè),體網(wǎng)格有529 446個(gè)。網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖3所示。

▲圖3 鑄件模型網(wǎng)格劃分

2.5 邊界條件與熱物性參數(shù)

消失模泡沫模樣與金屬液接觸會(huì)產(chǎn)生大量的氣體,這些氣體可通過(guò)砂型排出。泡沫模樣與砂型熱物性參數(shù)的正確選擇,能夠有效地提高消失模鑄造模擬的精度,其熱物性數(shù)據(jù)分別見(jiàn)表1、表2。ProCAST軟件模擬參數(shù)設(shè)定如下:澆口杯材料賦予ZG230-450,砂型材料為Sand Permeable Foam,應(yīng)力類型定義為剛體,泡沫模樣材料賦予FOAM。金屬與泡沫接觸面類型為EQUIV,泡沫與砂型、金屬與砂型接觸面類型為COINC,泡沫與砂型的換熱系數(shù)為150 W/(m2·K),金屬與砂型的換熱系數(shù)為500 W/(m2·K),澆注位置的冷卻方式選擇空冷,初始澆注溫度設(shè)置為1 580 ℃,泡沫模樣和砂型初始溫度設(shè)置為25 ℃,澆注速度設(shè)置為89 mm/s,真空度設(shè)置為0.05 MPa,模擬類型參數(shù)切換為消失模模式。

表1 泡沫模樣熱物性參數(shù)

表2 砂型熱物性參數(shù)

3 鑄件充模模擬分析

3.1 頂注式與側(cè)注式澆注

消失模鑄造澆注系統(tǒng)與傳統(tǒng)的砂型鑄造不同,盡可能以簡(jiǎn)單為主。因閥體結(jié)構(gòu)內(nèi)孔多,且分布較為復(fù)雜,壁厚不均勻,可采用頂注式和側(cè)注式澆注。頂注式澆注結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單且無(wú)橫澆道,為確保充型過(guò)程能順利完成,充型過(guò)程中澆注溫度要高于其液相線溫度。頂注式澆注充型結(jié)束后鑄件模擬結(jié)果如圖4所示?？梢园l(fā)現(xiàn),鑄件的溫度場(chǎng)分布呈現(xiàn)非均勻分布,各處的溫度差異明顯,鑄件右上方靠近定位孔附近區(qū)域溫度較高,進(jìn)而影響鑄件凝固,難以滿足順序凝固原則。這種不均勻的凝固會(huì)引起鑄件的非均勻體積收縮,可導(dǎo)致鑄件內(nèi)產(chǎn)生縮松、縮孔。縮松、縮孔在鑄件內(nèi)部呈散亂分布,且出現(xiàn)在鑄件壁厚較大的區(qū)域,這是因?yàn)榇颂帨囟容^高,凝固時(shí)冷卻較慢,難以補(bǔ)縮。

▲圖4 頂注式澆注鑄件模擬結(jié)果

由于澆注類型、位置的確定對(duì)鑄件的平穩(wěn)充型和凝固影響較大,合理的澆注方式應(yīng)該能夠消除縮松、縮孔。如前所述,頂注式澆注系統(tǒng)鑄件難以補(bǔ)縮,易出現(xiàn)縮松、縮孔。通過(guò)對(duì)閥體結(jié)構(gòu)的分析,在鑄件局部壁厚較大處,采用設(shè)計(jì)三個(gè)橫澆道的側(cè)注式澆注系統(tǒng),并根據(jù)鑄件可能熱節(jié)位置和結(jié)構(gòu)設(shè)置三個(gè)冒口。側(cè)注式澆注充型結(jié)束后鑄件模擬結(jié)果如圖5所示?？梢钥闯?鑄件溫度整體較低,冒口及冒口附件區(qū)域是最后凝固的位置,基本滿足鑄件順序凝固原則。由于冒口和澆注方式的改進(jìn),該澆注方案鑄件中縮松、縮孔缺陷殘留在冒口內(nèi)部,得到無(wú)缺陷的鑄件。

▲圖5 側(cè)注式澆注鑄件模擬結(jié)果

3.2 澆注溫度影響

不同澆注溫度的影響如圖6所示。澆注溫度對(duì)鑄件有一定的影響,應(yīng)力集中部位發(fā)生在靠近冒口附近的圓孔處。當(dāng)澆注溫度分別為1 600 ℃和1 560 ℃時(shí),有效應(yīng)力最大值分別為232 MPa和230 MPa?？芍?隨著澆注溫度的提高,鑄件的有效應(yīng)力增大。為了更加深入地研究應(yīng)力變化,在鑄件上選取了圖3所示點(diǎn)16765、點(diǎn)18046、點(diǎn)23060、點(diǎn)30796四個(gè)觀察點(diǎn)。不同澆注溫度下各點(diǎn)的溫度曲線趨勢(shì)基本一致,遠(yuǎn)離澆冒口處的點(diǎn)18046溫度下降最快,點(diǎn)16765和點(diǎn)30796較為接近。各點(diǎn)的應(yīng)力曲線的趨勢(shì)不同,結(jié)合溫度曲線可知,點(diǎn)18046遠(yuǎn)離澆冒口最先凝固,應(yīng)力最小,點(diǎn)30796在冒口附近,應(yīng)力最大。對(duì)比模擬結(jié)果可知,由于冒口附近凝固較慢,是應(yīng)力集中容易產(chǎn)生的部位。

▲圖6 不同澆注溫度的影響

3.3 真空度影響

不同真空度的影響如圖7所示。當(dāng)真空度分別為0.04 MPa和0.06 MPa時(shí),有效應(yīng)力最大值分別為210 MPa和232 MPa。應(yīng)力較大的部位整體分布在冒口附近,其余部分呈低應(yīng)力狀態(tài)。不同真空度下各點(diǎn)的溫度曲線先升高再降低,遠(yuǎn)離澆冒口處的點(diǎn)18046最先凝固,溫度下降最快。真空度0.04 MPa和0.06 MPa時(shí),所取點(diǎn)的應(yīng)力曲線變化趨勢(shì)相差較大。真空度較低時(shí),橫澆道與鑄件連接處的點(diǎn)23060與冒口附近的點(diǎn)30796在一定范圍內(nèi)應(yīng)力波動(dòng)較大,說(shuō)明真空度對(duì)應(yīng)力的影響較大。對(duì)比模擬結(jié)果,采用降低真空度的工藝,可以減小冒口與鑄件結(jié)合部位的應(yīng)力值。

▲圖7 不同真空度的影響

3.4 澆注速度影響

不同澆注速度的影響如圖8所示。當(dāng)澆注速度分別為74 mm/s和104 mm/s時(shí),有效應(yīng)力最大值分別為221 MPa和202 MPa。不同澆注速度下,各點(diǎn)的溫度曲線呈現(xiàn)先升高再降低的趨勢(shì),靠近澆冒口處的點(diǎn)最先凝固,溫度下降較為緩慢。同一節(jié)點(diǎn)不同澆注速度下應(yīng)力曲線變化接近,說(shuō)明澆注速度的變化不會(huì)出現(xiàn)復(fù)雜的應(yīng)力波動(dòng)。保持其它條件不變,經(jīng)模擬計(jì)算得出,提高澆注速度可以降低應(yīng)力的增幅。

▲圖8 不同澆注速度的影響

4 Box-Behnken試驗(yàn)設(shè)計(jì)

消失模鑄造過(guò)程中澆注溫度、澆注速度、真空度、鑄型溫度等這些工藝因素,對(duì)鑄件成型均有影響。根據(jù)鑄件結(jié)構(gòu)選擇合適的澆注工藝參數(shù),最終確定澆注溫度、澆注速度和真空度這三個(gè)主要工藝條件作為影響因素。筆者試驗(yàn)的目的主要是探究在澆注溫度為1 560～1 600 ℃,真空度為0.04～0.06 MPa,澆注速度為74～104 mm/s時(shí),鑄件熱裂缺陷傾向。選用側(cè)注式澆注系統(tǒng),分析鑄件熱裂傾向較大的部位,根據(jù)熱裂指數(shù)最大值,采用Box-Behnken效應(yīng)面法,通過(guò)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果分析,尋求最優(yōu)工藝參數(shù)組合,最大程度提高鑄件質(zhì)量。

Box-Behnken試驗(yàn)設(shè)計(jì)可以評(píng)價(jià)指標(biāo)和因素間的非線性關(guān)系,尋找出優(yōu)化區(qū)域,建立優(yōu)化區(qū)域的模型,從而找出響應(yīng)的最優(yōu)值。采用熱裂指數(shù)Y作為響應(yīng)值。在ProCAST軟件中,基于應(yīng)力應(yīng)變的熱裂判據(jù)定義了熱裂指數(shù),該指數(shù)定性地說(shuō)明了鑄件發(fā)生熱裂的傾向[22]。澆注溫度T、真空度M、澆注速度V三個(gè)因素的水平見(jiàn)表3。評(píng)價(jià)指標(biāo)為鑄件中熱裂指數(shù)的大小。熱裂指示器中熱裂指數(shù)的大小能直接反映鑄件的熱裂缺陷傾向,熱裂指數(shù)越大,熱裂發(fā)生的概率越大。

表3 試驗(yàn)因素水平

采用Design-expert軟件進(jìn)行Box-Behnken試驗(yàn)設(shè)計(jì),試驗(yàn)方案共由17組試驗(yàn)構(gòu)成。利用ProCAST軟件對(duì)各組試驗(yàn)進(jìn)行模擬,試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表4。

通過(guò)Design-expert軟件對(duì)表4數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合,得到回歸方程:

表4 試驗(yàn)結(jié)果

Y=8.475 07-0.010 795T+6.309 18M

-0.001 611 72V-0.003 525TM

+1.233 3×10-6TV+4.333 3×10-4MV

+3.428 75×10-6T2-6.585M2

-2.26×10-6V2

(10)

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果,構(gòu)建二階響應(yīng)模型,并對(duì)建立的數(shù)學(xué)模型進(jìn)行顯著性檢驗(yàn)和方差分析。模型的顯著性以P表示,P越小,代表模型越顯著?；貧w方程的擬合度用R2表示,R2越大,表明擬合度越大。整體模型P為0.000 8,失擬項(xiàng)P為0.135 3,大于0.05,不顯著,回歸方程R2為0.951 6,表明該回歸二次方程極其顯著,即可用此模型進(jìn)行預(yù)測(cè)和分析。模型真實(shí)值與預(yù)測(cè)值如圖9所示,橫坐標(biāo)為真實(shí)值,縱坐標(biāo)為二階回歸方程擬合得到的預(yù)測(cè)響應(yīng)值,斜線表示預(yù)測(cè)值與真實(shí)值相等。由圖9可知,擬合點(diǎn)在斜線周圍,說(shuō)明二階模型的可信度較高。

▲圖9 模型真實(shí)值與預(yù)測(cè)值

響應(yīng)曲面圖可以直觀地反映各試驗(yàn)因素交互作用對(duì)響應(yīng)值的影響,所選范圍內(nèi)的最高點(diǎn)代表最優(yōu)值,整體曲面坡度陡峭程度越大,表示兩因素交互作用對(duì)響應(yīng)值影響越大。熱裂預(yù)測(cè)值三維響應(yīng)曲面圖如圖10所示。

圖10(b)在三組圖中顯示最為陡峭,且等高線較為密集,說(shuō)明真空度和澆注速度交互作用對(duì)熱裂缺陷傾向影響較大,在所選范圍內(nèi)隨真空度和澆注速度的降低而下降。圖10(a)在三組圖中顯示最為平緩,說(shuō)明當(dāng)澆注速度一定時(shí),真空度和澆注溫度二者的交互作用對(duì)熱裂缺陷的影響較小。

▲圖10 熱裂預(yù)測(cè)值三維響應(yīng)曲面圖

響應(yīng)面試驗(yàn)優(yōu)化得到的最佳工藝條件為澆注溫度1 576.01 ℃、真空度0.04 MPa、澆注速度104 mm/s,在此工藝參數(shù)下預(yù)測(cè)的熱裂指數(shù)為0.010 11。

5 優(yōu)化分析

5.1 試驗(yàn)結(jié)果分析

確定最優(yōu)工藝參數(shù),試驗(yàn)結(jié)果澆注溫度為1576.01 ℃,真空度為0.04 MPa,澆注速度為104 mm/s。Box-Behnken試驗(yàn)設(shè)計(jì)通過(guò)對(duì)響應(yīng)面試驗(yàn)的分析和評(píng)價(jià),更加形象直觀,而且通過(guò)Design-expert軟件的輔助處理,提高了試驗(yàn)結(jié)果的可靠性。因此,在試驗(yàn)條件尋優(yōu)過(guò)程中,Box-Behnken試驗(yàn)設(shè)計(jì)可以連續(xù)對(duì)試驗(yàn)水平進(jìn)行分析。

通過(guò)ProCAST軟件模擬消失模鑄造閥體的最優(yōu)工藝參數(shù)組合,其余參數(shù)條件保持不變。響應(yīng)面試驗(yàn)優(yōu)化中對(duì)最優(yōu)工藝參數(shù)進(jìn)行適當(dāng)修正,做圓整處理,最終確定澆注溫度為1 576 ℃,真空度為0.04 MPa,澆注速度為104 mm/s,對(duì)應(yīng)的熱裂指數(shù)為0.010 74,與模型預(yù)測(cè)值0.010 11較為一致。最優(yōu)工藝參數(shù)下鋼液充型過(guò)程模擬結(jié)果如圖11所示。由模擬結(jié)果可以看出,合理的真空度設(shè)置使整個(gè)充型過(guò)程連續(xù)、平穩(wěn),不容易產(chǎn)生冷隔、澆不足等缺陷。

▲圖11 最優(yōu)工藝參數(shù)下鋼液充型模擬結(jié)果

最優(yōu)工藝參數(shù)下閥體凝固過(guò)程溫度場(chǎng)如圖12所示。在凝固前期,由于澆注系統(tǒng)體積小,較為均勻,所以澆注系統(tǒng)凝固較快,凝固率為22.3%時(shí),小部分橫澆道鋼水溫度已經(jīng)處于固相線溫度以下,大部分仍處于液相線以上。凝固率達(dá)到50.1%時(shí),鑄件上方的冒口溫度仍高于液相線溫度,保證對(duì)鑄件進(jìn)行補(bǔ)縮,鑄件接近冒口和內(nèi)澆道區(qū)域開(kāi)始緩慢凝固。凝固率達(dá)到80.7%時(shí),鑄件表面大部分都已經(jīng)凝固,鑄件內(nèi)部凝固狀態(tài)良好,未出現(xiàn)孤立的液相區(qū),冒口部分尚未完全凝固,并繼續(xù)對(duì)鑄件繼續(xù)進(jìn)行補(bǔ)縮。隨著溫度降低,鋼液黏度逐漸增大,流動(dòng)性降低,澆注系統(tǒng)、閥體鑄件和冒口全部凝固,金屬液不再具有流動(dòng)性。

▲圖12 最優(yōu)工藝參數(shù)下閥體凝固過(guò)程溫度場(chǎng)

最優(yōu)工藝參數(shù)組合下的縮松、縮孔分布未留在鑄件內(nèi)部,由于冒口部分材料溫度高,冷卻慢,縮松、縮孔最終殘留在冒口,說(shuō)明該設(shè)計(jì)在滿足熱裂預(yù)測(cè)的同時(shí),有效地消除了縮松、縮孔缺陷。

5.2 熱裂傾向分析

當(dāng)鑄件中應(yīng)力或變形超過(guò)該狀態(tài)下合金的強(qiáng)度極限或者應(yīng)變能力時(shí),鑄件便會(huì)產(chǎn)生熱裂紋,為了驗(yàn)證熱裂預(yù)測(cè)結(jié)果,結(jié)合該部位的應(yīng)力進(jìn)行分析。鑄件應(yīng)力如圖13所示。在圓孔處,即冒口附近鑄件的熱節(jié)部位,該部分散熱較慢,冒口部分最后凝固。較大溫度差引起此處的應(yīng)力水平高于鑄件其他部分,在鑄件與冒口結(jié)合部位附近造成應(yīng)力集中,達(dá)到一定界限后,促使熱裂紋產(chǎn)生。通過(guò)Box-Behnken試驗(yàn)設(shè)計(jì)優(yōu)化后,所選節(jié)點(diǎn)位置的溫度變化曲線如圖14所示,應(yīng)力變化曲線如圖15所示。可以看出,所取點(diǎn)的應(yīng)力曲線變化趨勢(shì)較為接近,初始一段時(shí)間,應(yīng)力隨時(shí)間上升增大明顯,隨著溫度下降引起相變后,應(yīng)力值有所下降,這是因?yàn)橄嘧円痼w積膨脹所致,隨著冷卻時(shí)間的進(jìn)行,奧氏體相變引起應(yīng)力值上升。由于最大應(yīng)力遠(yuǎn)小于該溫度下鑄件的強(qiáng)度極限,尚不足以導(dǎo)致熱裂的發(fā)生。

▲圖13 ProCAST軟件鑄件應(yīng)力▲圖14 ProCAST軟件溫度變化曲線▲圖15 ProCAST軟件應(yīng)力變化曲線▲圖16 ProCAST軟件熱裂預(yù)測(cè)結(jié)果

響應(yīng)面優(yōu)化方案鑄件的熱裂預(yù)測(cè)結(jié)果如圖16所示。原圖為彩色,圖中不同的顏色代表熱裂發(fā)生的概率。顏色由紫色到紅色,表明該部位熱裂傾向增大。當(dāng)顏色靠近黃色或紅色時(shí),可能發(fā)生熱裂。原圖顏色基本為紫色或藍(lán)色,表示熱裂發(fā)生的傾向較小。表明采用Box-Behnken試驗(yàn)設(shè)計(jì),熱裂傾向有所改善。

6 結(jié)束語(yǔ)

采用ProCAST軟件對(duì)頂注式和側(cè)注式澆注方案進(jìn)行數(shù)值模擬,對(duì)溫度場(chǎng)和縮松、縮孔缺陷圖分析,發(fā)現(xiàn)側(cè)注式方案易滿足順序凝固原則,且可以得到無(wú)缺陷鑄件。

通過(guò)Box-Behnken試驗(yàn)設(shè)計(jì)進(jìn)行優(yōu)化,發(fā)現(xiàn)各影響因素對(duì)鑄件缺陷的主次影響順序?yàn)檎婵斩?、澆注速度、澆注溫度?/p>

對(duì)響應(yīng)面優(yōu)化方案中的熱裂預(yù)測(cè)結(jié)果進(jìn)行分析,在澆注溫度為1 576 ℃,真空度為0.04 MPa,澆注速度為104 mm/s時(shí),熱裂指數(shù)為0.010 74,熱裂傾向下降明顯。Box-Behnken優(yōu)化設(shè)計(jì)對(duì)實(shí)際生產(chǎn)具有一定的指導(dǎo)意義。