基于ProCAST的ZL114A尾段殼體凝固成形數(shù)值模擬與工藝優(yōu)化

樊振中，叢延，吳凌華，李衛(wèi)東，羅磊，張楊，劉國(guó)，張勇為，王剛，肖佑濤

基于ProCAST的ZL114A尾段殼體凝固成形數(shù)值模擬與工藝優(yōu)化

樊振中1,2*，叢延3，吳凌華4，李衛(wèi)東5，羅磊4，張楊5，劉國(guó)5，張勇為5，王剛5，肖佑濤5

（1.中國(guó)航發(fā)北京航空材料研究院，北京 100095；2.北京市先進(jìn)鋁合金材料及應(yīng)用工程技術(shù)研究中心，北京 100095；3.北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076；4.海裝西安局駐成都地區(qū)第四軍事代表室，成都 610100；5.四川航天長(zhǎng)征裝備制造有限公司，成都 610100）

針對(duì)ZL114A尾段殼體研制需求，利用低壓充型液態(tài)成形工藝與數(shù)值仿真計(jì)算，預(yù)測(cè)疏松缺陷分布位置及嚴(yán)重程度，通過改進(jìn)工藝來減少疏松缺陷，進(jìn)而提高生產(chǎn)合格率?；赑roCAST軟件對(duì)ZL114A尾段殼體低壓充型凝固過程進(jìn)行仿真計(jì)算，分析充型凝固過程中的流動(dòng)場(chǎng)與溫度場(chǎng)分布、充型時(shí)間、流動(dòng)長(zhǎng)度與凝固時(shí)間，預(yù)測(cè)疏松缺陷分布位置及嚴(yán)重程度，結(jié)合枝晶相干點(diǎn)雙電偶熱分析法測(cè)試結(jié)果，對(duì)低壓充型工藝進(jìn)行設(shè)計(jì)優(yōu)化。由尾段殼體凝固疏松缺陷的仿真計(jì)算結(jié)果與枝晶相干點(diǎn)溫度測(cè)試結(jié)果可知，低壓充型增壓速度得到提高，保壓時(shí)間有所延長(zhǎng)，對(duì)安裝凸臺(tái)冷鐵材質(zhì)與厚度進(jìn)行設(shè)計(jì)優(yōu)化后，疏松缺陷得到顯著改善。通過數(shù)值仿真計(jì)算指導(dǎo)了鑄造工藝設(shè)計(jì)，制備得到了滿足技術(shù)指標(biāo)要求的ZL114A尾段殼體。

ZL114A鋁合金；數(shù)值模擬；凝固成形；工藝優(yōu)化；力學(xué)性能；尾段殼體

鋁合金因其密度低、比強(qiáng)度高、比剛度高、耐蝕性佳、加工性能優(yōu)異且成形性能好等特點(diǎn)而在航空航天、新能源汽車、船舶和海洋裝備中得到了廣泛的應(yīng)用[1-6]。與變形鋁合金、粉末鋁合金不同，鑄造鋁合金的制造成本低、生產(chǎn)周期短，可采用液態(tài)成形工藝實(shí)現(xiàn)復(fù)雜結(jié)構(gòu)的一體化成形制造，其結(jié)構(gòu)可靠性高，且具有良好的耐蝕性能與連接成形工藝性能[7-8]。

考慮到裝備結(jié)構(gòu)制件的使役技術(shù)指標(biāo)，一般選用鋁硅系鑄造合金進(jìn)行液態(tài)成形制造。在熔鑄階段，通過添加硅相變質(zhì)元素或Zr、Sc等晶粒細(xì)化元素，可改善共晶硅相的尺寸、取向、形貌及分布，細(xì)化初生α-基體尺寸與二次枝晶臂間距SDAS尺寸，以及提高合金的鑄態(tài)力學(xué)性能[9-10]。在T5、T6熱處理階段，通過調(diào)控?zé)崽幚砉に噮?shù)，可提高M(jìn)g、Si強(qiáng)化元素的過飽和固溶度，細(xì)化Mg2Si強(qiáng)化相的析出尺寸，提高M(jìn)g2Si強(qiáng)化相的析出密度，顯著提升材料的塑韌性，實(shí)現(xiàn)合金的力學(xué)性能匹配調(diào)控[11-13]。

在裝備結(jié)構(gòu)制件批量生產(chǎn)過程中，除合金材料成分優(yōu)化與精密熱處理調(diào)控外，液態(tài)成形工藝設(shè)計(jì)直接決定和影響了結(jié)構(gòu)制件的生產(chǎn)成本與成品率。若在凝固過程中，液態(tài)成形工藝設(shè)計(jì)不當(dāng)會(huì)產(chǎn)生冶金缺陷，造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失，因此，實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)制件液態(tài)成形工藝的設(shè)計(jì)優(yōu)化，對(duì)提高產(chǎn)品出品率和降低批量制造成本至關(guān)重要。傳統(tǒng)的工藝試錯(cuò)法研制周期長(zhǎng)、研發(fā)成本高，采用數(shù)值仿真計(jì)算分析可實(shí)現(xiàn)液態(tài)成形過程中合金熔體充型和凝固的直觀觀察以及缺陷大小、分布的精準(zhǔn)預(yù)測(cè)，進(jìn)而優(yōu)化液態(tài)成形工藝，降低產(chǎn)品的研制周期與研發(fā)成本[14-18]。20世紀(jì)60年代，有研究者首次使用計(jì)算機(jī)模擬鑄造過程中的溫度場(chǎng)；20世紀(jì)80年代，鑄造充型過程及應(yīng)力場(chǎng)的數(shù)值模擬開始普及；20世紀(jì)90年代，開始對(duì)鑄件微觀組織進(jìn)行模擬。目前國(guó)外商業(yè)化鑄造模擬軟件主要為MAGMA Soft、ProCAST、Flow-3D等，國(guó)內(nèi)鑄造模擬研究起始于20世紀(jì)70年代末，代表性的軟件包括清華大學(xué)的FT-STAR與華中科技大學(xué)的華鑄CAE等[18-24]。本文以尾段殼體為研究對(duì)象，通過ProCAST仿真軟件對(duì)尾段殼體液態(tài)成形低壓鑄造工藝進(jìn)行計(jì)算分析，確定尾段殼體充型流動(dòng)場(chǎng)與凝固溫度場(chǎng)的分布情況，探究成品率的關(guān)鍵影響因素，并對(duì)液態(tài)成形工藝進(jìn)行設(shè)計(jì)優(yōu)化，完成尾段殼體組織性能的測(cè)試評(píng)估，以期指導(dǎo)結(jié)構(gòu)制件類產(chǎn)品的工藝設(shè)計(jì)并為其設(shè)計(jì)選材提供工藝數(shù)據(jù)支撐。

1 尾段殼體鑄件結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與數(shù)值模型建立

1.1 尾段殼體鑄件結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

試驗(yàn)所用原材料為Al錠（質(zhì)量分?jǐn)?shù)為99.99%）、Mg錠（質(zhì)量分?jǐn)?shù)為99.9%，按3.0%燒損比例配制）、Al-12Si中間合金、Al-5Ti-B中間合金、Al-4Be中間合金與Al-6Sb中間合金。按照表1所示的ZL114A合金化學(xué)成分進(jìn)行配制，其中Mg元素取上限，Si元素取中下限，Si、Mg元素的質(zhì)量比為7.0～8.5。采用電阻式坩堝爐進(jìn)行熔煉，過熱溫度為820 ℃，采用六氯乙烷與氬氣進(jìn)行精煉除氣處理，精煉溫度為720～740 ℃，精煉時(shí)間為16～24 min，扒渣靜置10～ 15 min后降溫添加Mg錠，隨后攪拌6～10 min，待熔體溫度控制為（715±5）℃時(shí)進(jìn)行澆鑄。ZL114A尾段殼體材料狀態(tài)為T6，T6熱處理工藝參數(shù)如表2所示。ZL114A尾段殼體金相腐蝕劑為低濃度混合酸（HF、HCl、HNO3、H2O的體積比為2︰3︰5︰195），采用AX10-ZIESS型光學(xué)顯微鏡觀測(cè)微觀組織，利用WDW-100KN萬能試驗(yàn)機(jī)測(cè)試力學(xué)性能，試樣為5 mm標(biāo)準(zhǔn)拉伸試棒，應(yīng)變速率為0.1 mm/min。

表1 ZL114A鋁合金材料化學(xué)成分

Tab.1 Chemical composition of ZL114A aluminum alloy wt.%

表2 ZL114A鋁合金T6熱處理工藝參數(shù)

Tab.2 T6 heat treatment process parameters of ZL114A aluminum alloy

ZL114A尾段殼體為回轉(zhuǎn)體結(jié)構(gòu)，直徑≥500 mm，高度≥300 mm，上法蘭為連接區(qū)，蒙皮壁厚≤3 mm，下法蘭與發(fā)動(dòng)機(jī)相連，布置多處減重槽孔，見圖1a。由于尾段殼體與導(dǎo)彈發(fā)動(dòng)機(jī)相連，因此內(nèi)置了多處安裝凸臺(tái)，凸臺(tái)直徑分別為15、20、30 mm，凸臺(tái)高度≥20 mm，凸臺(tái)與蒙皮連接區(qū)域形成了多處凝固熱節(jié)，在液態(tài)成形時(shí)易產(chǎn)生疏松缺陷，見圖1b。如圖1c所示，尾段殼體沿水平方向截面存在較大的壁厚差異，蒙皮壁厚≤3 mm，法蘭區(qū)域壁厚≥45 mm，壁厚差異≥15，在充型凝固時(shí)，過大的壁厚差異易在凝固末期產(chǎn)生嚴(yán)重的“凝固反抽”，降低鑄態(tài)組織的致密性，影響尾段殼體的力學(xué)性能。基于圖1所示的ZL114A尾段殼體結(jié)構(gòu)示意圖，需對(duì)尾段殼體進(jìn)行凝固成形工藝設(shè)計(jì)，以降低尾段殼體的壁厚差異，同時(shí)著重考慮安裝凸臺(tái)位置的凝固熱節(jié)，從液態(tài)成形工藝設(shè)計(jì)上提高ZL114A尾段殼體的成形工藝性能。

如圖2a所示，對(duì)ZL114A尾段殼體進(jìn)行液態(tài)成形工藝設(shè)計(jì)，蒙皮壁厚增厚至18 mm，上下法蘭區(qū)域壁厚內(nèi)腔增厚至50 mm，法蘭區(qū)域與蒙皮區(qū)域壁厚差異由≥15降至≤3；尾段殼體內(nèi)腔增設(shè)1 mm工藝補(bǔ)正量，安裝凸臺(tái)與蒙皮連接區(qū)域的凝固熱節(jié)嚴(yán)重程度大幅降低。ZL114A尾段殼體采用低壓充型凝固成形工藝，鑄型材質(zhì)為PEP-SET樹脂砂鑄型，采用縫隙澆道對(duì)尾段殼體進(jìn)行壓力充型和壓力補(bǔ)縮，縫隙澆道設(shè)計(jì)形式見圖2b，縫隙澆道工藝設(shè)計(jì)參數(shù)見式（1）。與縫隙澆道相連蒙皮壁厚為18 mm，縫隙澆道有10個(gè)，縫隙澆道間隔距離設(shè)置為150 mm，縫隙澆道內(nèi)澆口厚度為20 mm，縫隙澆道內(nèi)澆口寬度為45 mm，縫隙澆道立筒直徑為85 mm，縫隙澆道內(nèi)澆口截面積為96 834 mm2，橫澆道截面積為82 352 mm2，直澆道直徑為120 mm，面積為11 304 mm2，直澆道、橫澆道、內(nèi)澆口的截面面積比為1︰7.2︰8.6，為開放式澆注系統(tǒng)。

式中：為縫隙澆道數(shù)量；為鑄件周長(zhǎng)；為縫隙澆道內(nèi)澆口厚度；0為與縫隙澆道緊鄰位置鑄件壁厚；為縫隙澆道內(nèi)澆口寬度；為縫隙澆道立筒直徑。

ZL114A尾段殼體為QJ 3185-2018A Ⅱ類鑄件，內(nèi)腔尺寸精度要求為HB6103—2004 CT8級(jí)，采用附鑄試樣進(jìn)行力學(xué)性能驗(yàn)收，從每塊附鑄試樣中切取加工出3根力學(xué)性能拉伸試棒，3根中有2根合格即認(rèn)為力學(xué)性能合格，力學(xué)性能拉伸試棒尺寸如圖3所示。附鑄試樣T6態(tài)力學(xué)性能要求如下：m（抗拉強(qiáng)度）≥320 MPa，P0.2（屈服強(qiáng)度）≥260 MPa，（伸長(zhǎng)率）≥4%，（彈性模量）≥67 GPa（彈性模量測(cè)試值僅提供數(shù)據(jù)作為參考，不作為評(píng)判合格的依據(jù)）。為了提高ZL114A尾段殼體低壓充型液態(tài)成形凝固冷卻速度，在尾段殼體上法蘭頂端、內(nèi)側(cè)布置激冷冷鐵，冷鐵材質(zhì)為45#鋼（冷鐵經(jīng)熱烘烤脫除表面油脂和水分后使用，冷鐵熱烘烤溫度為300 ℃±5 ℃，熱烘烤時(shí)間為2～3 h），頂端冷鐵厚度為15 mm，為便于低壓充型時(shí)鑄型型腔內(nèi)的氣體排出，在頂端冷鐵處設(shè)置排氣孔，排氣孔直徑為3 mm，內(nèi)側(cè)冷鐵厚度為30 mm；為盡量降低安裝凸臺(tái)與蒙皮連接區(qū)域凝固熱節(jié)的影響，在尾段殼體所有內(nèi)腔安裝凸臺(tái)側(cè)面均布置激冷冷鐵，冷鐵材質(zhì)為黃銅，冷鐵厚度為40 mm；在蒙皮與縫隙澆道連接間隔區(qū)域布置激冷冷鐵，冷鐵材質(zhì)為工業(yè)純鋁，冷鐵厚度為20 mm；在下法蘭底端、內(nèi)側(cè)布置激冷冷鐵，冷鐵材質(zhì)為45#鋼，底端冷鐵厚度為40 mm，內(nèi)側(cè)冷鐵厚度為30 mm；將附鑄試樣布置在縫隙澆道立筒上，共布置4處附鑄試樣，附鑄試樣尺寸為100 mm×100 mm×20 mm，在附鑄試樣底端布置激冷冷鐵，材質(zhì)為45#鋼，冷鐵厚度為20 mm，如圖2c所示?；谏a(chǎn)研制經(jīng)驗(yàn)，將ZL114A尾段殼體徑向凝固收縮率設(shè)置為0.80%，高向凝固收縮率設(shè)置為0.65%。ZL114A尾段殼體低壓充型液態(tài)成形模具設(shè)計(jì)示意圖如圖4所示，液態(tài)成形模具為四箱合箱造型，分別為底箱、橫澆道箱、縫隙澆道箱與蓋箱，為了實(shí)現(xiàn)尾段殼體內(nèi)腔HB6103—2004 CT8尺寸精度制造要求，型芯采用整體型芯造型，整體型芯模具見圖4d，底箱、橫澆道箱、縫隙澆道箱與蓋箱模具材質(zhì)為紅松木，整體型芯模具為金屬型模具，材質(zhì)為ZL101A。ZL114A尾段殼體低壓充型液態(tài)成形工藝參數(shù)如表3所示，充型增壓速度為0.5 kPa/s，PEP-SET樹脂砂低壓充型澆鑄溫度為25 ℃。

圖1 尾段殼體結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 尾段殼體凝固成形工藝設(shè)計(jì)示意圖

圖3 力學(xué)性能拉伸試棒尺寸示意圖

1.2 數(shù)值模型與材料熱物性參數(shù)建立

將ZL114A尾段殼體低壓充型液態(tài)成形工藝三維模型導(dǎo)入ProCAST仿真計(jì)算軟件meshCAST中進(jìn)行網(wǎng)格剖分和網(wǎng)格修復(fù)，為了保證計(jì)算結(jié)果的精度，設(shè)置網(wǎng)格剖分尺寸為2.5 mm，網(wǎng)格剖分后面網(wǎng)格數(shù)量為18 642，體網(wǎng)格數(shù)量為214 386，見圖5a。待ZL114A尾段殼體低壓充型液態(tài)成形工藝網(wǎng)格剖分結(jié)束后，在meshCAST中建立鑄型網(wǎng)格，鑄型材料設(shè)置為Resin Bonded Sand，網(wǎng)格剖分尺寸為8 mm，網(wǎng)格剖分?jǐn)?shù)量為12 376，見圖5b。鑄件/鑄型界面換熱系數(shù)類型選擇COINC，換熱系數(shù)設(shè)置為800 W/(m2·K)，選擇低壓鑄造模塊，砂型冷卻方式為空冷，計(jì)算結(jié)束條件為ZL114A尾段殼體溫度低于100 ℃。采用Jmat-PRO材料相圖軟件計(jì)算得到ZL114A合金材料的固相率、密度、熱導(dǎo)率與熱焓熱物性參數(shù)隨凝固溫度變化數(shù)值，如圖5c～f所示，并輸入至ProCAST仿真計(jì)算軟件中，由ZL114A合金材料固相率隨凝固溫度變化曲線（見圖5c）可知，ZL114A合金材料液相線溫度為615 ℃，固相線溫度為550 ℃。

圖4 尾段殼體凝固成形模具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)示意圖

表3 ZL114A尾段殼體低壓充型液態(tài)成形工藝參數(shù)

Tab.3 Low-pressure filling process parameters of ZL114A tail section shell

2 數(shù)值仿真計(jì)算分析與材料組織性能測(cè)試

2.1 充型流動(dòng)場(chǎng)

ZL114A尾段殼體低壓充型液態(tài)成形流動(dòng)場(chǎng)仿真計(jì)算結(jié)果如圖6所示。合金熔體在充型壓力作用下由升液管充填至直澆道，隨后于2.15 s完成對(duì)橫澆道的充填，如圖6a和圖6b所示。完成橫澆道填充后，在充型壓力作用下沿縫隙澆道立筒繼續(xù)充填，之后開始逐步充填樹脂砂鑄型型腔，如圖6c和圖6d箭頭位置所示。當(dāng)?shù)蛪撼湫?.17 s時(shí)，樹脂砂鑄型型腔已實(shí)現(xiàn)體積80%以上的充填，如圖6e箭頭所示；當(dāng)?shù)蛪撼湫?.18 s時(shí)，ZL114A尾段殼體完成了完整充填，見圖6f。由圖6可知，合金熔體在低壓充型過程中的充填順序?yàn)樽韵露希麄€(gè)充型流動(dòng)過程較為平穩(wěn)，未產(chǎn)生明顯的卷氣、紊流等現(xiàn)象，低壓充型總時(shí)長(zhǎng)為6.18 s。

2.2 凝固固相場(chǎng)

ZL114A尾段殼體低壓充型液態(tài)成形凝固固相場(chǎng)計(jì)算結(jié)果如圖7所示。在ZL114A尾段殼體低壓充型結(jié)束后，尾段殼體整體為液態(tài)，固相率為0%，見圖7a。在充型增壓壓力作用下，合金熔體受鑄件/鑄型界面換熱和激冷冷鐵傳熱影響，在冷鐵位置處首先凝固形核結(jié)晶，起始于尾段殼體上法蘭激冷冷鐵位置，見圖7b箭頭位置。尾段殼體上法蘭區(qū)域在71.60 s時(shí)的固相率達(dá)到75%以上，僅剩激冷冷鐵相鄰區(qū)域未完全達(dá)到固相，見圖7c箭頭位置。繼續(xù)冷卻凝固至401.60 s，尾段殼體上法蘭、蒙皮與下法蘭區(qū)域均開始形核結(jié)晶，固相率達(dá)到80%以上，僅剩縫隙澆道對(duì)接區(qū)域未完全達(dá)到固相，此時(shí)合金熔體在充型增壓壓力的補(bǔ)縮作用下對(duì)尾段殼體進(jìn)行壓力補(bǔ)縮，提高了尾段殼體的凝固組織致密度。當(dāng)冷卻凝固至1 316.50 s時(shí)，尾段殼體已完全達(dá)到固相，此時(shí)僅?？p隙澆道立筒、橫澆道與直澆道部分區(qū)域仍殘留少數(shù)液相，見圖7e。當(dāng)凝固至1 881.50 s時(shí)，尾段殼體冷卻凝固過程結(jié)束，固相率達(dá)到100%，見圖7f。

由圖7可知，尾段殼體凝固過程為順序凝固，凝固次序沿高度方向?yàn)樽韵露希貜较蚍较驗(yàn)樽詢?nèi)向外?？紤]到激冷冷鐵的傳熱系數(shù)（2 680 W/(m2·K)）遠(yuǎn)高于鑄件/鑄型界面換熱系數(shù)（500 W/(m2·K)），凝固形核結(jié)晶起始于激冷冷鐵位置，并在低壓充型增壓壓力的補(bǔ)縮作用下，合金熔體沿縫隙澆道內(nèi)澆口持續(xù)對(duì)尾段殼體進(jìn)行補(bǔ)縮，當(dāng)尾段殼體完全凝固后，合金熔體沿縫隙澆道立筒、橫澆道與直澆道逐序凝固，直至整個(gè)凝固冷卻過程結(jié)束。

圖5 尾段殼體網(wǎng)格剖分與ZL114A合金材料熱物性參數(shù)

圖6 尾段殼體低壓充型流動(dòng)場(chǎng)

圖7 尾段殼體低壓充型凝固固相場(chǎng)

2.3 疏松缺陷

ZL114A尾段殼體充型凝固工藝性能與疏松缺陷仿真計(jì)算結(jié)果如圖8所示。由圖8a可知，ZL114A尾段殼體低壓充型液態(tài)成形過程充型平穩(wěn)，沿重力方向自下而上完成了對(duì)鑄型型腔的完整充填，充型總時(shí)長(zhǎng)為6.18 s。由圖8b計(jì)算結(jié)果可知，在ZL114A尾段殼體低壓充型液態(tài)成形過程中，合金熔體流動(dòng)長(zhǎng)度峰值為212.4 mm，低于ZL114A合金的砂型流動(dòng)長(zhǎng)度（370 mm），ZL114A合金良好的工藝流動(dòng)性能確保了尾段殼體的完整充型。ZL114A尾段殼體凝固時(shí)長(zhǎng)計(jì)算結(jié)果如圖8c所示，可知尾段殼體冷卻凝固過程具有明顯的凝固次序，尾段殼體先于縫隙澆道凝固完畢，縫隙澆道先于橫澆道凝固完畢，直澆道為最后凝固區(qū)域，整個(gè)冷卻凝固過程總時(shí)長(zhǎng)為4 286.6 s，按表3所示的工藝參數(shù)設(shè)置900 s保壓時(shí)間，此時(shí)尾段殼體已基本凝固完畢，可進(jìn)行補(bǔ)縮壓力的卸壓。ZL114A尾段殼體冷卻凝固結(jié)束時(shí)的疏松分布計(jì)算結(jié)果如圖8d所示，可知尾段殼體存在較為嚴(yán)重的疏松缺陷，集中分布于尾段殼體內(nèi)腔的安裝凸臺(tái)處與厚大壁厚位置處。

圖8 尾段殼體疏松缺陷計(jì)算結(jié)果

2.4 低壓充型凝固成形工藝設(shè)計(jì)優(yōu)化

ZL114A尾段殼體冷卻凝固過程起始于與鑄件型腔接觸的冷鐵位置，部分晶粒形核結(jié)晶，并不斷長(zhǎng)大成樹枝狀枝晶，隨著枝晶的不斷長(zhǎng)大，兩相鄰枝晶互相接觸搭接，此時(shí)對(duì)應(yīng)的枝晶長(zhǎng)度即為凝固后的最終晶粒尺寸，此時(shí)的熔體溫度即為枝晶相干點(diǎn)溫度。枝晶相干點(diǎn)溫度的確定主要通過雙電偶熱分析法和連續(xù)扭矩法，本文采用雙電偶熱分析法測(cè)定了ZL114A尾段殼體的枝晶相干點(diǎn)溫度。分別在鑄型型腔的中間位置與邊緣位置布置了K型熱電偶，鑄型型腔中間位置與邊緣位置的K型熱電偶測(cè)溫頭位于同一高度，均距鑄件型腔底部30 mm，通過多通道溫度記錄儀采集ZL114A尾段殼體自合金熔體澆鑄至冷卻凝固結(jié)束階段的溫度變化曲線，溫度數(shù)據(jù)采集頻率為10 Hz，K型熱電偶在鑄件型腔中的位置見圖9a。當(dāng)鑄件型腔邊緣K型熱電偶的溫度與鑄件型腔中心位置K型熱電偶的溫度差值首次達(dá)到最小值時(shí)，對(duì)應(yīng)的鑄件型腔中心位置熱電偶的溫度即為枝晶相干點(diǎn)溫度，對(duì)應(yīng)的時(shí)間即為枝晶相干點(diǎn)時(shí)間。由圖9b所示的K型熱電偶測(cè)溫溫度曲線和溫差曲線測(cè)試結(jié)果可知，ZL114A尾段殼體枝晶相干點(diǎn)時(shí)間為31.7 s。考慮到ZL114A尾段殼體內(nèi)腔安裝凸臺(tái)處的冷鐵材質(zhì)為黃銅，且厚度較大（40 mm）、激冷效果較強(qiáng)，當(dāng)ZL114A合金熔體流動(dòng)至安裝凸臺(tái)激冷冷鐵區(qū)域時(shí)，合金熔體急速冷卻后呈糊狀凝固組織，流動(dòng)性能顯著下降，補(bǔ)縮效果較差。將充型增壓速度設(shè)置為0.5 kPa/s，ZL114A尾段殼體低壓充型總壓力為充型壓力、充型增壓壓力與結(jié)殼壓力之和，為45 kPa，在低壓充型過程中，到達(dá)總壓力時(shí)長(zhǎng)為90 s，遠(yuǎn)高于枝晶相干點(diǎn)時(shí)間，即當(dāng)ZL114A尾段殼體鑄件型腔凝固形核的枝晶已相互搭接時(shí)，低壓充型總壓力僅為15.85 kPa，難以實(shí)現(xiàn)對(duì)ZL114A尾段殼體鑄件型腔的有效壓力補(bǔ)縮。結(jié)合圖8c的凝固時(shí)長(zhǎng)計(jì)算結(jié)果可知，當(dāng)保壓900 s后卸除充型壓力時(shí)，縫隙澆道立筒、橫澆道與直澆道大部分區(qū)域仍處于液固糊狀區(qū)，充型壓力卸除后會(huì)產(chǎn)生一定程度的“凝固反抽”，進(jìn)而降低充型壓力的補(bǔ)縮效果，最終導(dǎo)致ZL114A尾段殼體產(chǎn)生嚴(yán)重疏松缺陷。

基于ZL114A尾段殼體枝晶相干點(diǎn)測(cè)試結(jié)果與圖8d所示的計(jì)算結(jié)果，將ZL114A尾段殼體內(nèi)腔安裝凸臺(tái)激冷冷鐵由黃銅更換為45#鋼，厚度由40 mm降至25 mm；低壓充型增壓速度由0.5 kPa/s提升至1.5 kPa/s，保壓時(shí)間由900 s延長(zhǎng)至1 200 s。對(duì)工藝設(shè)計(jì)優(yōu)化后的ZL114A尾段殼體充型與凝固過程進(jìn)行仿真計(jì)算分析，如圖9c所示，ZL114A尾段殼體低壓充型過程仍較為平穩(wěn)，未出現(xiàn)明顯的紊流，疏松缺陷嚴(yán)重程度顯著降低，見圖9d。

圖9 尾段殼體枝晶相干點(diǎn)測(cè)試與流動(dòng)長(zhǎng)度、疏松分布計(jì)算結(jié)果

3 力學(xué)性能測(cè)試與組織性能分析

3.1 力學(xué)性能測(cè)試

待ZL114A尾段殼體凝固結(jié)束后，切取附鑄試樣并加工成力學(xué)性能拉伸試棒進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)試，以消除加工刀痕對(duì)力學(xué)性能測(cè)試結(jié)果的影響，分別采用800#、1200#、1500#與3000#砂紙打磨拉伸試棒的表面，力學(xué)性能測(cè)試結(jié)果如表4所示?？芍?，ZL114A尾段殼體附鑄試樣的平均抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、伸長(zhǎng)率與彈性模量分別為347 MPa、285 MPa、8.5%與72 GPa，滿足了技術(shù)指標(biāo)要求。對(duì)ZL114A尾段殼體上法蘭、蒙皮與下法蘭區(qū)域進(jìn)行本體取樣測(cè)試，測(cè)試結(jié)果如圖10所示，尾段殼體上法蘭和蒙皮區(qū)域的本體抗拉強(qiáng)度較為接近，均高于下法蘭區(qū)域的抗拉強(qiáng)度，蒙皮區(qū)域本體試樣屈服強(qiáng)度最高，其次為上法蘭區(qū)域，下法蘭區(qū)域屈服強(qiáng)度最低；上法蘭、蒙皮與下法蘭區(qū)域本體試樣伸長(zhǎng)率差異明顯，蒙皮區(qū)域伸長(zhǎng)率最高；3個(gè)區(qū)域的彈性模量基本一致，未觀察到明顯的差異。分析認(rèn)為，由于下法蘭區(qū)域壁厚較大，且在冷卻凝固過程中為最后凝固的部位，鑄態(tài)組織比上法蘭、蒙皮區(qū)域的組織粗大，導(dǎo)致材料強(qiáng)度與塑韌性略差，但均滿足技術(shù)指標(biāo)要求。

3.2 內(nèi)腔尺寸與組織性能

待ZL114A尾段殼體低壓鑄造后對(duì)凝固尺寸進(jìn)行藍(lán)光掃描比對(duì)分析，結(jié)果見圖11。采用AXE-G7移動(dòng)式三維光學(xué)掃描儀進(jìn)行藍(lán)光掃描，經(jīng)國(guó)防科技工業(yè)第一計(jì)量測(cè)試研究中心校準(zhǔn)，校準(zhǔn)證書編號(hào)為GFJGJL1001220906113。

表4 ZL114A尾段殼體附鑄試樣力學(xué)性能測(cè)試結(jié)果

Tab.4 Mechanical properties test results of specimen of ZL114A tail section shell

圖10 尾段殼體力學(xué)性能測(cè)試結(jié)果

由藍(lán)光掃描比對(duì)分析結(jié)果可知，尾段殼體內(nèi)腔尺寸無超差區(qū)域，所有內(nèi)腔尺寸均為正值，對(duì)于內(nèi)腔尺寸超厚區(qū)域，可采用機(jī)械加工進(jìn)行去除，在批量段將ZL114A尾段殼體徑向凝固收縮率由0.80%調(diào)整為1.00%，將高度方向凝固收縮率由0.65%調(diào)整為0.95%，內(nèi)腔尺寸精度達(dá)到HB 6103—2004 CT8級(jí)，可節(jié)省內(nèi)腔機(jī)械加工工序，實(shí)現(xiàn)近凈成形精密鑄造，降低ZL114A尾段殼體的批量生產(chǎn)制造成本與生產(chǎn)周期。

ZL114A尾段殼體上法蘭區(qū)域、蒙皮區(qū)域與下法蘭區(qū)域鑄態(tài)組織晶粒形貌與拉伸斷口測(cè)試結(jié)果如圖12所示。ZL114A合金為Al-Si系鑄造鋁合金，鑄態(tài)組織主要包括α-Al基體、（α-Al+Si）共晶體、Mg2Si相與Al3Ti相等，在固溶處理時(shí)，Mg2Si溶入α-Al基體中形成過飽和固溶體，在175 ℃以下時(shí)效時(shí)，過飽和固溶體分解產(chǎn)生GP Ⅰ區(qū)或GP Ⅱ區(qū)，達(dá)到最佳強(qiáng)化效果，進(jìn)一步提高時(shí)效溫度后將轉(zhuǎn)變?yōu)棣?相或最終平衡相β（Mg2Si）相。通過添加微量的Al-Ti-B中間合金形成Al3Ti或TiB2等高熔點(diǎn)化合物，以Al3Ti、TiB2相作為α-Al基體的結(jié)晶核心彌散分布，進(jìn)而細(xì)化α-Al基體晶粒，提高合金的力學(xué)性能。本文在ZL114A合金熔鑄階段未添加硅相變質(zhì)元素做變質(zhì)處理，鑄態(tài)組織中的共晶硅相形貌呈現(xiàn)為板條狀、粗塊狀，與下法蘭區(qū)域共晶硅相形貌相比，尾段殼體上法蘭區(qū)域、蒙皮區(qū)域的共晶硅相未出現(xiàn)明顯的集中分布，且蒙皮區(qū)域的共晶硅相尺寸更為細(xì)小，硅相的長(zhǎng)寬比最低。在上法蘭區(qū)域、蒙皮區(qū)域與下法蘭區(qū)域的拉伸斷口表面可觀察到明顯的沿晶斷裂帶與長(zhǎng)條狀韌窩，力學(xué)性能測(cè)試時(shí)拉伸應(yīng)力集中分布于（Al+Si）共晶組織，（Al+Si）共晶組織中Si相為硬脆相，Al相為FCC晶體結(jié)構(gòu)，滑移面多、材料塑性好；當(dāng)拉伸應(yīng)力超出（Al+Si）共晶組織材料的屈服極限時(shí)，產(chǎn)生微觀塑性應(yīng)變，在（Al+Si）共晶組織中出現(xiàn)微裂紋，且微裂紋沿硬脆Si相界面快速擴(kuò)展，當(dāng)硬脆Si相表面微裂紋完全擴(kuò)展后，Si相顆粒被剝離脫落，在拉伸斷口表面形成凹坑（微觀韌窩）。與上法蘭區(qū)域、蒙皮區(qū)域相比，下法蘭區(qū)域沿晶斷裂帶寬度明顯增大，數(shù)量有所上升，且韌窩尺寸更為粗大，見圖12d、圖12e與圖12f箭頭位置?；谀淌杷扇毕莘抡嬗?jì)算結(jié)果與枝晶相干點(diǎn)溫度測(cè)試結(jié)果，對(duì)尾段殼體凝固成形工藝進(jìn)行設(shè)計(jì)優(yōu)化，調(diào)整低壓充型液態(tài)成形工藝參數(shù)，將尾段殼體內(nèi)腔安裝凸臺(tái)冷鐵材質(zhì)由黃銅替換為45#鋼，同時(shí)將冷鐵厚度由40 mm降至25 mm，調(diào)控了凝固固相場(chǎng)的分布，使疏松缺陷數(shù)量大大減少，獲得了完整無缺陷的ZL114A尾段殼體鑄件，如圖13所示，且ZL114A尾段殼體的生產(chǎn)合格率顯著提高。

圖11 尾段殼體藍(lán)光掃描尺寸測(cè)試結(jié)果

圖12 晶粒形貌與拉伸斷口測(cè)試結(jié)果

圖13 工藝改進(jìn)后的尾段殼體實(shí)物

4 結(jié)論

1）基于ProCAST軟件對(duì)ZL114A尾段殼體充型凝固過程進(jìn)行了仿真計(jì)算分析，ZL114A尾段殼體低壓充型總時(shí)長(zhǎng)為6.18 s，冷卻凝固總時(shí)長(zhǎng)為1 881.50 s，充型順序?yàn)樽韵露?，凝固次序?yàn)樽詢?nèi)向外與自上而下。通過觀察及分析充型與凝固過程流動(dòng)場(chǎng)、溫度場(chǎng)、充型時(shí)間、流動(dòng)長(zhǎng)度與凝固時(shí)間等計(jì)算結(jié)果，預(yù)測(cè)了疏松缺陷的分布位置與嚴(yán)重程度。

2）根據(jù)疏松缺陷計(jì)算結(jié)果并結(jié)合凝固過程中枝晶相干點(diǎn)雙電偶熱分析法，提高了低壓充型增壓速度，延長(zhǎng)了保壓時(shí)間，并對(duì)內(nèi)腔安裝凸臺(tái)位置的冷鐵材質(zhì)及厚度進(jìn)行了工藝優(yōu)化，工藝改進(jìn)后尾段殼體疏松缺陷改善顯著。

3）ZL114A尾段殼體附鑄試樣的平均抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、伸長(zhǎng)率與彈性模量分別為347 MPa、285 MPa、8.5%與72 GPa，本體切取試樣上法蘭區(qū)域和蒙皮區(qū)域的力學(xué)性能基本相當(dāng)，均高于下法蘭區(qū)域的力學(xué)性能；徑向、高向凝固收縮率分別由0.80%和0.65%提高至1.00%和0.95%，內(nèi)腔尺寸精度達(dá)到HB 6103-2004 CT8級(jí)。鑄態(tài)晶粒組織主要由α-Al基體、（α-Al+Si）共晶體、Mg2Si相與Al3Ti等相組成，共晶硅相形貌呈板條狀、粗塊狀，材料斷裂機(jī)制為沿晶斷裂與韌窩斷裂，韌窩尺寸粗大且呈板條狀。

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Numerical Simulation and Forming Optimization of ZL114A Tail Section Shell Solidification Process Based on ProCAST

FAN Zhenzhong1,2*, CONG Yan3, WU Linghua4, LI Weidong5, LUO Lei4, ZHANG Yang5, LIU Guo5, ZHANG Yongwei5, WANG Gang5, XIAO Youtao5

(1. Beijing Institute of Aeronautical Materials, Beijing 100095, China; 2.Beijing Advanced Engineering Technology and Application Research Center of Aluminum Materials, Beijing 100095, China; 3. Beijing Institute of Astronautical Systems Engineering, Beijing 100076, China; 4. The Fourth Military Representative Office of Xi'an Bureau of Seafarers in Chengdu Area, Chengdu 610100, China; 5. Sichuan Aerospace Changzheng Equipment Manufacturing Co., Ltd., Chengdu 610100, China)

The work aims to use numerical simulation analysis in conjunction with low-pressure filling process to forecast the micro-shrinkage distribution and severity of the ZL114A tail section shell according to the development needs, reducing the micro-shrinkage defects and improving the production conformity. The low-pressure filling and solidification process of the ZL114A tail section shell was simulated by ProCAST software to analyze the flow field and temperature field distribution, filling time, flow length and solidification time and predict the distribution location and severity of micro-shrinkage. Combined with the dendritic coherent point double-eletric-couple thermoanalysis test results, the design of filling process was optimized. Based on the simulation calculation of solidification shrinkage defects and the dendrite coherent point temperature test results, the pressurizing speed was improved and the pressure holding time was extended. After the design optimization of the material and thickness of the chill, a significant reduction in severity of micro-shrinkage was observed. The ZL114A tail section shell in conformity with technical standards is prepared based on the results of numerical simulation computation for guiding the solidification process design.

ZL114A aluminum alloy; numerical simulation; solidification; process optimization; mechanical properties; tail section shell

10.3969/j.issn.1674-6457.2024.03.009

TG244

A

1674-6457(2024)03-0096-12

2024-01-05

2024-01-05

樊振中, 叢延, 吳凌華, 等. 基于ProCAST的ZL114A尾段殼體凝固成形數(shù)值模擬與工藝優(yōu)化[J]. 精密成形工程, 2024, 16(3): 96-107.

FAN Zhenzhong, CONG Yan, WU Linghua, et al. Numerical Simulation and Forming Optimization of ZL114A Tail Section Shell Solidification Process Based on ProCAST[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2024, 16(3): 96-107.

（Corresponding author）