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    隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，數(shù)值模擬在鑄造過程中得到廣泛的應(yīng)用，可用于預(yù)測鑄造缺陷，如縮孔、縮松、熱裂、冷隔等，進(jìn)而優(yōu)化鑄造工藝，實(shí)現(xiàn)理想的型腔填充。壓鑄過程中壓射速度、澆注溫度和模具預(yù)熱溫度等工藝參數(shù)對鑄件品質(zhì)影響顯著。曹文炅等利用數(shù)值模擬技術(shù)對船用柴油機(jī)活塞同時凝固工藝進(jìn)行模擬，準(zhǔn)確反映了熱節(jié)產(chǎn)生的位置；錢進(jìn)通過優(yōu)化澆注工藝方案等方法，獲得球鐵件凝固的溫度場，進(jìn)而獲得致密鑄件。

  缸體零件結(jié)構(gòu)復(fù)雜、多變，型腔和孔較多，同時具有不規(guī)則的外形和內(nèi)腔。鋁合金缸體因?yàn)橘|(zhì)量輕，導(dǎo)熱性良好，從而使用越來越普遍。

    本課題利用ProCAST軟件模擬某公司鋁合金氣缸缸體的壓鑄充型和凝固過程，預(yù)測在壓鑄過程中縮孔、縮松等缺陷產(chǎn)生的位置，分析其原因，優(yōu)化工藝方案，改變工藝參數(shù)，從而提高鑄件品質(zhì)。

1  模擬前處理

1.1  模型的建立

    利用三維軟件建立澆注系統(tǒng)模型，見圖1。缸體外形尺寸為77 mm×84 mm×150 mm，質(zhì)量為0.868 kg，澆注系統(tǒng)質(zhì)量為0. 174 kg。直澆道選用沉入式，內(nèi)澆口設(shè)置在缸體壁厚處，可減小金屬液充型時的阻力，同時也可以起到補(bǔ)縮作用，內(nèi)澆口數(shù)目為4個。溢流槽分布在離澆口最遠(yuǎn)的位置以及金屬液最后充型的位置。

    在ProCAST的Meshcast模塊里對模型進(jìn)行網(wǎng)格剖分，生成體網(wǎng)格。為保證模擬準(zhǔn)確性，應(yīng)保證圓弧曲面劃分合理，截面內(nèi)保證有一個以上的自由單元。此模型生成的節(jié)點(diǎn)數(shù)為110 379，單元數(shù)為547 301。

1.2  工藝參數(shù)的確定

    缸體材質(zhì)為ADC12，其熱物性參數(shù)見表1。其液相線溫度為580℃，固相線溫度為518℃。需用系統(tǒng)中預(yù)期成分接近的A356合金。模擬試驗(yàn)中，選用H13鋼作為模具材料，模具與外界的傳熱一般設(shè)置為空冷。

    邊界條件要根據(jù)邊界的形狀以及傳熱的情況而定，邊界的傳熱情況通常用邊界傳熱系數(shù)來衡量，包括鑄件與鑄件、鑄件和鑄型環(huán)境的界面?zhèn)鳠嵯禂?shù)兩部分。壓鑄件和模具之間存在界面?zhèn)鳠�，且屬于金屬一金屬型傳熱。對于鋁合金壓鑄來說，界面?zhèn)鳠嵯禂?shù)常取1 000～

2 000 W/（m2·℃），本模擬取1 500 W/(m2·℃)。壓鑄模擬時，主要考慮壓射速度、澆注溫度和模具預(yù)熱溫度這3個工藝參數(shù)。本課題采用的壓射速度為10 m/s，澆注溫度為700℃，模具預(yù)熱溫度為100℃，模擬時間總步數(shù)為3 000，模擬終止溫度為50。C。

2  模擬結(jié)果與分析

    充型過程見圖2，整個充型過程時間為0. 187 s。澆注系統(tǒng)采用的是分叉式澆道。0. 007 6 s時，中間兩股金屬液從橫澆道經(jīng)過內(nèi)澆口注入模具的型腔，見圖2a;在0.039 s時，另外兩股金屬液流入型腔，在壓力作用下，金屬液一部分沿鑄件內(nèi)壁向上方凸臺處流動，一部分向下流動，之后兩股金屬液平穩(wěn)的向型腔底部匯聚，見圖2b;在0.137 s時，兩股金屬液即將匯聚，由于兩股金屬液的流動方向不同，在匯聚時易引起金屬液的飛濺，致使充型不平穩(wěn)，且金屬液前端可能出現(xiàn)不同程度的氧化，從而造成卷氣和氧化夾雜缺陷，見圖2c;在兩股金屬液匯聚之后，金屬液恢復(fù)平穩(wěn)，在0. 178 s時，最終金屬液將充滿溢流槽，見圖2d。在整個過程中，沒有產(chǎn)生澆不足的情況。由于澆注速度較大，在充型結(jié)束時型腔內(nèi)的溫度仍然接近澆注溫度700℃。

    ADC12合金凝固過程見圖3。充型完成后，金屬液溫度開始下降，在0. 398 s時開始凝固，在31. 39 s時最終凝固，之后冷卻到設(shè)定的溫度。從圖3可以看出，缸體上各部位凝固是不同步的，中間薄壁處溫度下降較快，首先凝固，且橫澆道和內(nèi)澆口溫度下降較鑄件快，可能出現(xiàn)早期凝固現(xiàn)象。從圖3a可見，缸體上2處的溫度明顯高于缸體l處的溫度，因此，1處比2處先凝固，造成2處無法由澆口處得到補(bǔ)縮，且4處的溫度低于3處的溫度，4處比3處先凝固；從圖3c和圖3d可見，在t=26. 855 s和t-36. 435 s時分別處于缸體凝固的后期和凝固剛結(jié)束的狀態(tài)，此時可以看到在3、4、2、1處的溫度依次降低，3處壁最厚，冷卻速度最慢，最后凝固，且在此處并沒有設(shè)置冒口，因此在缸體的凸臺處可能會出現(xiàn)縮松、縮孔缺陷。

    圖4為ADC12合金的凝固缺陷預(yù)測。由圖4a可知，在充型0. 175 s時壓鑄件出現(xiàn)氧化夾渣處的充型情況，橢圓位置標(biāo)注的是金屬液在缸體里最后填充的地方，可見此處有明顯的卷氣，容易造成形腔內(nèi)的空氣和金屬液的氧化皮無法排出，而形成氧化夾渣。這些氧化皮可以通過設(shè)置集渣包排出，以免使氧化皮聚集在壓鑄件的型壁上。從圖4b中可以看出，鑄件的凸臺和棱角處有明顯的縮松、縮孔，且縮松、縮孔主要出現(xiàn)在缸體的4個棱角的壁厚最大處，與上述預(yù)測結(jié)果一致。這是由于在4個棱角和臺階周圍的壁厚較薄，散熱較快，凝固速度快，致使凸臺和棱角處得不到很好的補(bǔ)縮，從而造成缺陷的產(chǎn)生。

    為減少縮孔等缺陷的出現(xiàn)，可以采取改善澆注系統(tǒng)、改變工藝參數(shù)等措施。

3  工藝方案的改進(jìn)

    根據(jù)原方案的模擬結(jié)果及分析可知，鑄件有明顯的縮松、縮孔，且主要出現(xiàn)在壁厚較大且溫度過高的臺階處。為此需降低凸臺和凸臺周圍的溫度差，加快凸臺和棱角處溫度的下降。

    由于原方案在冷卻時出現(xiàn)內(nèi)澆口和橫澆道先冷卻的現(xiàn)象，因此，對內(nèi)澆口和橫澆口進(jìn)行改進(jìn)，增加澆道的厚度，從而延緩冷卻時間；在缸體的4個棱角處和凸臺周圍設(shè)置冷卻水道，通過高壓冷卻水對凸臺處的高溫金屬液進(jìn)行冷卻，加快金屬液溫度的下降；同時為了排出型腔內(nèi)的氣體、涂料殘?jiān)�以及增�?qiáng)金屬液的補(bǔ)縮能力，在缸體凸臺處增設(shè)溢流槽和排氣槽。改進(jìn)后的工藝方案模型見圖5。以相同的工藝參數(shù)對改進(jìn)后的模型進(jìn)行模擬，產(chǎn)生的縮孔、縮松缺陷見圖6a。

    利用改進(jìn)后的工藝方案，對不同的工藝參數(shù)進(jìn)行模擬分析。設(shè)定澆注速度、澆注溫度和模具預(yù)熱溫度，方案1的3個參數(shù)分別為5 m/s、700℃、100℃；方案2的3個參數(shù)分別為5 m/s、660℃、100℃；方案3的3個參數(shù)分別為5  m/s、660℃、180℃。對3種方案進(jìn)行模擬，產(chǎn)生的缺陷位置和大小，見圖6b～圖6d。

    由圖6可知，由于增設(shè)冷卻水道和溢流槽，與原工藝方案相比，缸體縮孔、縮松缺陷明顯減少。比較圖6b和6a可知，降低壓射速度能減少縮孔、縮松的產(chǎn)生。因?yàn)閴荷渌俣冗^大，導(dǎo)致金屬液對型腔的沖擊加大，使金屬液粘附在型腔內(nèi)，且型腔內(nèi)的空氣不易排出從而導(dǎo)致缺陷的產(chǎn)生；比較圖6c與圖6b，縮松等缺陷減少，說明方案2的澆注溫度更合適，因?yàn)闈沧�溫�?00。C對于鋁合金液相線溫度(518℃)而言相對較高，凝固時間較長，凝固收縮較大，鑄件組織晶粒粗大，容易產(chǎn)生縮孔、縮松等缺陷；圖6d中縮松、縮孔缺陷最少，說明適當(dāng)增加鑄型的預(yù)熱溫度，防止了金屬液因?yàn)檫M(jìn)入型腔后溫度突然降低而無法成形，從而減少缺陷的產(chǎn)生，在此方案條件下，幾乎無縮松、縮孔缺陷。

4  結(jié)  語

預(yù)測了缸體在壓鑄時容易產(chǎn)生缺陷的位置。合理布置冷卻水道和溢流槽，降低壓射速度，提高鑄型預(yù)熱溫度，減少了卷氣，降低了金屬液氧化的可能性，減少了縮松、縮孔缺陷。

5摘要

針對氣缸缸體鑄件，建立了三維模型，并基于ProCAST對鑄造充型和凝固過程進(jìn)行了模擬，獲得了溫度場的變化情況，模擬結(jié)果顯示了鑄造缺陷的位置。對模擬結(jié)果進(jìn)行分析，并改進(jìn)初始工藝方案。再對改進(jìn)后的方案進(jìn)行數(shù)值模擬，并對不同澆注參數(shù)進(jìn)行模擬分析。結(jié)果表明，降低壓射速度和提高模具預(yù)熱溫度，能有效地減少縮孔、縮松等缺陷，提高鑄件品質(zhì)，降低廢品率，縮短生產(chǎn)周期。