洪尉尉 樊振中

（1 杭州職業(yè)技術(shù)學(xué)院特種設(shè)備學(xué)院，杭州 310000）

（2 北京航空材料研究院，北京 100095）

0 引言

鋁合金比強(qiáng)度高、耐蝕性、加工性能優(yōu)異［1-4］，凝固成形可實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)部件的一體化成形制造，提高結(jié)構(gòu)部件的整體剛度，減少部件連接裝配數(shù)量，縮短產(chǎn)品的研發(fā)周期［5-6］。一體化輕量結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)目前已成為軌道交通、化工船舶、航天航空等裝備制造領(lǐng)域的研究熱點(diǎn)。

ZL101合金為Al-Mg-Si系鑄造合金，應(yīng)用最為廣泛。工藝流動(dòng)性能優(yōu)異，通過(guò)在合金中添加Mg、Ti以期提高合金的綜合力學(xué)性能。與傳統(tǒng)鑄造工藝設(shè)計(jì)的“試錯(cuò)法”相比，對(duì)凝固充型采用FDM／FEM數(shù)值仿真計(jì)算，可借助計(jì)算機(jī)對(duì)凝固充型流動(dòng)場(chǎng)、溫度場(chǎng)、固相場(chǎng)進(jìn)行仿真預(yù)測(cè)，縮短工藝設(shè)計(jì)周期，提高產(chǎn)品的工藝出品率，改善并提高鑄件內(nèi)部的冶金質(zhì)量，目前已成為鑄造工藝設(shè)計(jì)的主流模式［7-14］。

本文研究對(duì)象為某型火箭發(fā)動(dòng)機(jī)ZL101泵殼鑄件，泵殼鑄件壁薄且為拐角結(jié)構(gòu)，在凝固成形過(guò)程中如澆注工藝設(shè)計(jì)不合理，易在拐角部位產(chǎn)生疏松、熱裂缺陷，研制難度較大。FDM有限差分仿真方法溫度場(chǎng)求解速度較快，且精度也較高，但流動(dòng)場(chǎng)求解計(jì)算速度較慢，且計(jì)算精度較差；因此目前多采用FEM有限元仿真方法對(duì)凝固冷卻過(guò)程進(jìn)行求解計(jì)算，可明顯縮短產(chǎn)品的研制周期，提高產(chǎn)品的研制合格率，Pro-Cast有限元仿真計(jì)算軟件為目前使用范圍最廣的FEM仿真計(jì)算軟件。本文借助Pro-Cast軟件完成了兩種不同凝固成形工藝下充型流動(dòng)場(chǎng)與凝固溫度場(chǎng)的對(duì)比計(jì)算，結(jié)合仿真計(jì)算優(yōu)化結(jié)果完成了ZL101泵殼鑄件的凝固成形工藝設(shè)計(jì)參數(shù)優(yōu)化，通過(guò)本體剖切與打壓測(cè)試考核了鑄件的性能指標(biāo)，可為航天火箭發(fā)動(dòng)機(jī)用鋁合金鑄件的工程化應(yīng)用提供設(shè)計(jì)參考。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 材料

表1所示為ZL101鋁硅鑄造合金的化學(xué)成分。鑄錠的熔化采用電阻熔化爐，坩堝容量為500 kg，添加新疆眾和生產(chǎn)的高純鋁錠（99.99wt%）升溫至740℃直至完全熔化，升溫至780℃加入氟鈦酸鉀，降溫至735℃加入Al-12Si、高純Mg錠（99.99wt%），降溫至725℃通入Ar氣、C2Cl6進(jìn)行精煉除氣15min，靜置10 min后降溫至710℃進(jìn)行澆鑄。ZL101合金T5熱處理按照HB963—2005標(biāo)準(zhǔn)執(zhí)行，熱處理工藝參數(shù)見(jiàn)表2。固溶處理由成都宏德WJT-580井式固熔爐完成（溫控精度為±5℃，峰值溫限為800℃），時(shí)效處理由保定精工ETD-24LS型數(shù)控時(shí)效爐完成（溫控精度為±3℃，峰值溫限為450℃）。T5熱處理完成后切取本體試樣并加工成標(biāo)準(zhǔn)Φ5mm力學(xué)性能測(cè)試試樣，見(jiàn)圖1。力學(xué)性能實(shí)驗(yàn)由ETS-120KN試驗(yàn)機(jī)完成，夾頭移動(dòng)速度為1.8 mm／min。壓力測(cè)試由學(xué)院自行設(shè)計(jì)的壓力測(cè)試設(shè)備完成，壓力測(cè)試介質(zhì)為室溫水，壓力測(cè)試載荷最高值為20 MPa。

表1 ZL101鋁合金化學(xué)成分Tab.1 Chem ical com ponent of ZL101 alum inium alloy w t／%

表2 ZL101-T5熱處理工藝參數(shù)Tab.2 T5 heat treatment parameters of ZL101 alloy

圖1 力學(xué)性能拉伸試樣示意圖Fig.1 Schematic diagram of tensil specimen formechanical properties testing

1.2 凝固成形工藝設(shè)計(jì)

ZL101泵殼三維結(jié)構(gòu)與澆鑄系統(tǒng)設(shè)計(jì)見(jiàn)圖2。三維尺寸為314 mm×248 mm×586 mm，壁厚最厚為52 mm，最薄為8 mm，平均為12 mm。泵殼為HB962—2001Ⅱ類鑄件，材料狀態(tài)為T5，本體試樣要求抗拉強(qiáng)度≥300 MPa，屈服強(qiáng)度應(yīng)≥245 MPa，延伸率應(yīng)≥3.5%。鑄型材料選擇為呋喃樹(shù)脂自硬砂，黏結(jié)劑為Betla-24型呋喃樹(shù)脂，添加量占硅砂總重的1.2%～1.5%，硅砂粒度為75～109μm，涂料為Gsteu-36型耐高溫涂料。ZL101泵殼需進(jìn)行耐壓測(cè)試，測(cè)試壓力為3.5 MPa，壓力測(cè)試時(shí)間為15 min，壓力測(cè)試期間壓降不高于2%。

圖2 ZL101泵殼結(jié)構(gòu)與凝固工藝設(shè)計(jì)圖Fig.2 Structure and solidification process design of ZL101 pump casting

ZL101泵殼設(shè)計(jì)了底注式與立注式兩種澆鑄系統(tǒng)，底注式澆鑄系統(tǒng)中，直澆道直徑為Ф16 mm，高度為426mm，拔模斜度為1.8°；橫澆道寬度為46mm，高度為38 mm；縫隙澆道直徑為Ф15mm，高度為332 mm，拔模斜度為1.5°；內(nèi)澆道截面尺寸為46 mm×12 mm，工藝出品率為54%。立澆式澆鑄系統(tǒng)中，直澆道直徑為Ф18mm，高度為684mm，拔模斜度為1.2°；橫澆道截面尺寸為48 mm×22 mm，內(nèi)澆道截面尺寸為32 mm×14 mm，工藝出品率為68%。

2 數(shù)值仿真計(jì)算結(jié)果分析

2.1 充型流動(dòng)場(chǎng)

圖3所示為兩種澆鑄系統(tǒng)的FEM網(wǎng)格剖分示意圖。澆注系統(tǒng)網(wǎng)格剖分尺寸為4 mm，砂箱吃砂量設(shè)計(jì)為80 mm，網(wǎng)格剖分尺寸為10 mm；圖3（a）所示網(wǎng)格剖分?jǐn)?shù)量為336 842，圖3（b）所示網(wǎng)格剖分?jǐn)?shù)量為246 237。

圖3 網(wǎng)格剖分示意圖Fig.3 Schematic diagram ofmeshing system

由圖4所示底注式澆鑄系統(tǒng)充型流動(dòng)場(chǎng)的FEM數(shù)值計(jì)算結(jié)果可知，底注式澆注系統(tǒng)下ZL101合金熔體自縫隙澆道與內(nèi)澆口對(duì)樹(shù)脂砂型腔進(jìn)行熔體充填，澆注初期熔體流動(dòng)高度落差較大，見(jiàn)圖4（b）箭頭位置所示。當(dāng)充型至2.2 s時(shí)，泵殼已完成約50%的體積充填，隨著充型過(guò)程的持續(xù)進(jìn)行，合金熔體逐步對(duì)冒口區(qū)域進(jìn)行充填，凝固末期在冒口的補(bǔ)縮下逐序凝固，見(jiàn)圖4（f）。立注式澆鑄系統(tǒng)充型流動(dòng)場(chǎng)FEM數(shù)值計(jì)算結(jié)果見(jiàn)圖5，相比之下，立注式澆鑄系統(tǒng)下合金熔體在充型初期高度落差較大，易形成紊流，同時(shí)在型腔內(nèi)部卷入一定量的氣體，見(jiàn)圖5（b）箭頭位置所示。隨著充型過(guò)程的持續(xù)進(jìn)行，合金熔體自上、下內(nèi)澆道同時(shí)對(duì)型腔進(jìn)行體積充填，充型初期卷入的氣體得不到有效的排出，不斷被包裹在熔體內(nèi)部，如圖5（c）（d）所示。當(dāng)充型至0.72 s時(shí)，泵殼已基本充填完畢，匯聚在鑄件頂部的氣體被合金熔體包覆，直至鑄件最終凝固完畢。

圖4 充型過(guò)程FEM仿真計(jì)算結(jié)果Fig.4 FEM simulation results of filling process

圖5 充型過(guò)程FEM仿真計(jì)算結(jié)果Fig.5 FEM simulation results of filling process

2.2 凝固固相場(chǎng)

底注式澆鑄系統(tǒng)凝固固相分布FEM計(jì)算結(jié)果見(jiàn)圖6?？芍?，ZL101泵殼先于澆鑄系統(tǒng)凝固冷卻，凝固固相在27.2 s時(shí)起始于鑄件頂端區(qū)域，見(jiàn)圖6（c）。隨著凝固過(guò)程的持續(xù)進(jìn)行，泵殼自上而下與自內(nèi)向外逐序凝固，冒口在凝固末期對(duì)鑄件進(jìn)行了有效的熔體補(bǔ)縮，見(jiàn)圖6（d）。當(dāng)凝固至127.2 s時(shí)，除厚大法蘭部位外，泵殼已基本凝固完畢。如圖6（f）所示，ZL101泵殼在307.2 s時(shí)凝固終了。立注式澆注系統(tǒng)凝固固相分布FEM數(shù)值計(jì)算結(jié)果見(jiàn)圖7。如圖7（b）所見(jiàn)，泵殼于16.7 s開(kāi)始凝固，凝固次序?yàn)樽孕牟肯騼啥?，在頂部冒口的補(bǔ)縮作用下依序逐層凝固。當(dāng)凝固至67.1 s時(shí)，泵殼上半部已基本凝固完畢；在93.0 s時(shí)除厚大法蘭部位外，泵殼基本已實(shí)現(xiàn)100%的凝固。凝固末期，合金熔體在頂端冒口與直澆道的作用下，對(duì)鑄件自下而上進(jìn)行有效的補(bǔ)縮，ZL101泵殼在立注式澆鑄系統(tǒng)下于231.1 s時(shí)凝固結(jié)束。

圖6 凝固固相分布FEM仿真計(jì)算結(jié)果Fig.6 FEM simulation results of solid phase distribution

圖7 凝固固相分布FEM仿真計(jì)算結(jié)果Fig.7 FEM simulation results of solid phase distribution

2.3 凝固疏松分布

圖8所示為兩種不同澆注系統(tǒng)下泵殼內(nèi)部疏松分布FEM仿真計(jì)算結(jié)果。可知，與立注式澆鑄系統(tǒng)相比，采用底注式澆鑄系統(tǒng)，澆鑄初期合金熔體充型較為平穩(wěn)，充型初期卷入的氣體可通過(guò)冒口進(jìn)行排出，同時(shí)較低的凝固高度更易于形成逐層凝固，減少疏松冶金缺陷的數(shù)量與嚴(yán)重程度。如圖8（a）箭頭所示，ZL101泵殼鑄件僅在拐角區(qū)域分布少量的疏松缺陷；當(dāng)采用立注式澆注系統(tǒng)時(shí)，充型初期卷入樹(shù)脂砂型腔的大量氣體得不到有效的排出，被大量包裹在鑄件內(nèi)部，凝固結(jié)束時(shí)在鑄件內(nèi)部形成較為嚴(yán)重的疏松與縮孔冶金缺陷，見(jiàn)圖8（b）箭頭位置所示。圖8（c）所示為ZL101泵殼設(shè)計(jì)初期選用立注式澆鑄系統(tǒng)生產(chǎn)的產(chǎn)品。

圖8 凝固疏松FEM仿真計(jì)算結(jié)果Fig.8 FEM simulation results of solid shrinkage

表3所示為研制階段分別采用不同澆注工藝下ZL101泵殼鑄件的產(chǎn)品質(zhì)量統(tǒng)計(jì)結(jié)果?？芍?，與底注式澆鑄系統(tǒng)相比，雖然立注式澆鑄系統(tǒng)工藝出品率提高了14%，但研制階段采用立注式澆鑄系統(tǒng)進(jìn)行產(chǎn)品生產(chǎn)時(shí)，合格率僅為30%，ZL101泵殼鑄件內(nèi)部多存在夾渣、疏松與氣孔冶金缺陷；選用底注式澆鑄系統(tǒng)生產(chǎn)時(shí)，產(chǎn)品合格率由30%提高至80%，提高了約160%，改善效果顯著。

表3 ZL101泵殼鑄件產(chǎn)品質(zhì)量統(tǒng)計(jì)結(jié)果Tab.3 Product quality statistics results of ZL101 pum p casting

圖9所示為不同澆鑄系統(tǒng)下ZL101泵殼鑄件內(nèi)部冶金質(zhì)量X光無(wú)損檢測(cè)結(jié)果。對(duì)比圖9（a）可知：當(dāng)選用立注式澆鑄系統(tǒng)時(shí)，由于充型初期大量氣體被包裹在型腔內(nèi)部，無(wú)法得到有效的排出，凝固結(jié)束時(shí)ZL101泵殼鑄件內(nèi)部可見(jiàn)大量的氣孔冶金缺陷，見(jiàn)圖9（b）箭頭位置所示。

圖9 ZL101泵殼鑄件X光探傷結(jié)果Fig.9 X-ray detection results of ZL101 pump casing

3 力學(xué)性能與壓力測(cè)試

ZL101泵殼鑄件T5態(tài)本體試樣力學(xué)性能測(cè)試結(jié)果見(jiàn)圖10?？芍?，ZL101泵殼選用底注式澆鑄系統(tǒng)經(jīng)T5熱處理后本體試樣抗拉強(qiáng)度最大值為342 MPa，最小值為326 MPa；屈服強(qiáng)度最大值為285 MPa，最小值為262 MPa；延伸率最大值為7.6%，最小值為4.7%，均滿足了HB962—2001Ⅱ類鑄件的技術(shù)指標(biāo)要求。圖11所示為ZL101泵殼鑄件壓力打壓測(cè)試結(jié)果?？芍篫L101泵殼鑄件在15 min壓力測(cè)試期間，最低壓力為3.47 MPa，最大壓降為0.85%，低于設(shè)計(jì)要求的2%，滿足了技術(shù)指標(biāo)的要求。

圖10 力學(xué)性能測(cè)試結(jié)果Fig.10 Mechanical properties of bulk samples

圖11 ZL101泵體壓力測(cè)試結(jié)果Fig.11 Pressure test results of ZL101 pump casting

4 結(jié)論

（1）本文借助Pro-Cast軟件針對(duì)ZL101泵殼分別設(shè)計(jì)了底注式澆鑄系統(tǒng)與立注式澆鑄系統(tǒng)，并完成了兩種不同澆鑄系統(tǒng)下充型流動(dòng)場(chǎng)、凝固固相場(chǎng)與疏松分布的FEM仿真計(jì)算對(duì)比分析。

（2）采用底澆式澆鑄系統(tǒng)，合金熔體澆鑄初期充型平穩(wěn)，卷入樹(shù)脂砂型腔內(nèi)部的氣體通過(guò)冒口得到了有效的排出，泵殼實(shí)現(xiàn)了自上而下與自內(nèi)向外的逐序凝固，疏松缺陷得到了有效的控制；與立注式澆鑄系統(tǒng)相比，產(chǎn)品研制合格率由30%提高至80%，提高了約160%，改善效果顯著。

（3）經(jīng)T5熱處理后ZL101泵殼本體試樣抗拉強(qiáng)度最大值為342 MPa，最小值為326 MPa；屈服強(qiáng)度最大值為285 MPa，最小值為262 MPa；延伸率最大值為7.6%，最小值為4.7%，均滿足了HB962—2001Ⅱ類鑄件的技術(shù)指標(biāo)要求。