殷子豪，林增煌，楊弋濤

（上海大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，上海 200444）

橫梁件在機(jī)械工程領(lǐng)域內(nèi)的應(yīng)用十分廣泛，常作為加工機(jī)床、吊車的的重要結(jié)構(gòu)件。橫梁通常在設(shè)備運(yùn)行過(guò)程中起著固定以及支撐的作用、要求必須具有一定的強(qiáng)度，承載一定的載荷，同時(shí)導(dǎo)軌面表面質(zhì)量高[1,2]。當(dāng)作為加工機(jī)床橫梁時(shí)，則對(duì)橫梁的尺寸精度、強(qiáng)度都提出了更高的要求。

ZL114A 屬于Al-Si 系亞共晶合金，是在ZL101A 合金基礎(chǔ)上增加鎂元素的含量發(fā)展起來(lái)的Al-Si-Mg 系高強(qiáng)度鑄造鋁合金，具有高強(qiáng)度、高韌性、收縮率低、良好的流動(dòng)性、氣密性和抗熱裂性以及較好的機(jī)械加工性能等特點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于結(jié)構(gòu)件精密復(fù)雜薄壁件[3]。但重力鑄造條件下，鋁液在充型過(guò)程中，金屬液易產(chǎn)生紊流，引起氧化膜裹著氣泡卷入鑄件使鑄件產(chǎn)生縮松和氣孔，氧化膜本身形成折疊膜片狀、團(tuán)絮狀?yuàn)A雜物[4]，是承載時(shí)斷裂的裂紋源。因此，金屬液充型過(guò)程平穩(wěn)與否是鑄件質(zhì)量的關(guān)鍵因素之一。

本文將以ZL114A 為材料，根據(jù)鑄造工藝?yán)碚撝R(shí)，結(jié)合實(shí)際生產(chǎn)條件，利用鑄造模擬軟件ADSTEFAN 對(duì)澆注過(guò)程中的金屬液充型、凝固傳熱以及縮松縮孔進(jìn)行模擬分析。通過(guò)模擬結(jié)果來(lái)推測(cè)、預(yù)防和消除縮孔縮松等鑄造缺陷。利用仿真模擬技術(shù)可以縮短生產(chǎn)研發(fā)周期與成本，提高生產(chǎn)效率，同時(shí)能為工藝優(yōu)化提供理論依據(jù)，旨在最終得到最佳的鑄造工藝方案[5-7]。

1 橫梁鑄件的鑄造工藝設(shè)計(jì)思路

1.1 零件工藝性分析

橫梁的三維實(shí)體圖如圖1 所示。外輪廓尺寸為2480mm×540mm×278mm，最大壁厚40mm，最小壁厚5mm，平均壁厚僅為6.83mm，重要導(dǎo)軌面長(zhǎng)為2200mm。鑄件質(zhì)量約為85kg。外部結(jié)構(gòu)較為簡(jiǎn)單，但內(nèi)腔存在大量肋板結(jié)構(gòu)，易產(chǎn)生冷隔、欠鑄等情況；兩端支座處截面積突變嚴(yán)重，壁厚差較大，熱節(jié)較多且分散。這都給金屬液充滿型腔造成了較大的難度。技術(shù)要求表面不允許有冷隔、裂紋、欠鑄、穿透性疏松等缺陷。ZL114A 鑄件材料的化學(xué)成分如表1 所示。

表1 ZL114A 鑄造鋁合金化學(xué)成分 ωB/%

圖1 橫梁的三維外觀圖

樹脂自硬砂相比于粘土砂尺寸精度高，表面粗糙度低，廢品率低，因此選擇樹脂自硬砂作為橫梁件的造型材料[8]。根據(jù)鑄件技術(shù)要求，鑄造工藝參數(shù)選擇如下：鑄件尺寸公差等級(jí)為CT11，鑄件重量公差等級(jí)為MT11，機(jī)械加工余量為F，鑄件收縮率為1%[9]。

1.2 澆注方案及分型面設(shè)計(jì)

根據(jù)零件特點(diǎn)初步擬定了兩種澆注位置，如圖2 所示。方案一的厚大面朝上，重要工作面位于底面和側(cè)面，質(zhì)量易保證；但最大壁厚、大平面處在上部，易造成夾砂等缺陷。方案二的最大壁厚處位于下部，質(zhì)量容易保證；造型、拔模較為容易；但重要工作面在上部，質(zhì)量難以控制?？紤]到兩種方案各有各的優(yōu)缺點(diǎn)，因此決定對(duì)兩種方案進(jìn)行模擬試驗(yàn)后再次篩選。

圖2 澆注位置方案

由于鑄件某一維度尺寸比另外兩個(gè)維度尺寸相差較大，故沿此維度方向設(shè)置多個(gè)內(nèi)澆道，預(yù)防鑄件薄壁結(jié)構(gòu)對(duì)金屬液充填可能造成的不利影響。

澆注系統(tǒng)采用開放式，澆注系統(tǒng)各單位截面比為ΣA直：ΣA橫：ΣA內(nèi)=1：2：4。對(duì)于鋁合金鑄件，其澆注時(shí)間可以參考經(jīng)驗(yàn)公式(1)[10]；對(duì)于四單元澆注系統(tǒng)的鋁合金鑄件，各單元截面積的確定，采用截面積比設(shè)計(jì)法，經(jīng)查閱手冊(cè)[9]得公式（2）、（3）。

式中 t——澆注時(shí)間（s）；

GL——鑄件質(zhì)量（kg），取GL=125kg；

S——經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，取S=2.5；

A內(nèi)——內(nèi)澆道總截面積（cm2）；

ρL——金屬液密度（kg·cm-3）；

μ——流量損耗系數(shù)，取=0.5；

g——重力加速度（981cm·s-2）；

hp——內(nèi)澆道處壓力高度（cm）；

Hp——平均計(jì)算壓頭高度（cm），取Hp=53cm；

k1——直澆道截面積與橫澆道截面積之比，取k1=0.5；

k2——直澆道截面積與內(nèi)澆道截面積之比，取k2=0.25。

根據(jù)計(jì)算得到澆注時(shí)間t=13.91s，實(shí)際模擬選擇澆注時(shí)間為14s。將各個(gè)參數(shù)帶入公式中可演算得出內(nèi)澆道、橫澆道、直澆道的總面積分別為46.29cm2、30.86cm2和15.43cm2。

2 工藝仿真模擬及優(yōu)化分析設(shè)計(jì)

通過(guò)三維建模軟件UG 繪制出三維實(shí)體圖，同時(shí)導(dǎo)出STL 格式文件，并導(dǎo)入ADSTEFAN 軟件進(jìn)行鑄造工藝數(shù)值模擬?？紤]到模擬的精確度以及初期模擬的時(shí)間成本，網(wǎng)格劃分的數(shù)量控制在106 個(gè)左右。澆注溫度設(shè)置為715℃，澆注時(shí)間取14s。

2.1 流場(chǎng)模擬分析

圖3 兩種澆注位置的充型模擬過(guò)程

圖4 孤立液相區(qū)分布

如圖3 所示為兩種方案的流場(chǎng)模擬充型過(guò)程。對(duì)應(yīng)方案一的結(jié)果為圖3a～d，其中由圖中液面顏色分布可以看出液面紊亂。a 圖中當(dāng)充型28.5%時(shí)，鑄件內(nèi)部的高度差導(dǎo)致金屬液沖砂、飛濺等。對(duì)應(yīng)方案二的為圖3e～h，底注式的優(yōu)勢(shì)明顯，液面呈平穩(wěn)上升；e 圖中金屬液從薄壁處流向支座的截面積突變處時(shí)依舊能保持平穩(wěn)，未發(fā)生飛濺情況。

2.2 凝固模擬分析

從圖4a 中可以看出，在凝固過(guò)程中，在壁厚突變處以及遠(yuǎn)離內(nèi)澆道的鑄件下端尤其是導(dǎo)軌面處產(chǎn)生了液相孤立區(qū)，即鑄件最后凝固的區(qū)域沒有得到液態(tài)金屬或合金的補(bǔ)縮，容易形成縮松、縮孔缺陷，所以要通過(guò)補(bǔ)縮系統(tǒng)對(duì)其進(jìn)行金屬液的補(bǔ)充。從圖4b 中可以看出，孤立液相區(qū)出現(xiàn)的部位與方案一類似，都是出現(xiàn)在支耳處和上部的導(dǎo)軌面處，但是，方案二的鑄件放置位置使其便于設(shè)計(jì)補(bǔ)縮系統(tǒng)，支座處以及導(dǎo)軌面朝上，有較大面積可以安放冒口，冷鐵的設(shè)置也可以避開內(nèi)澆道。

2.3 工藝選擇及優(yōu)化方案

通過(guò)以上初步分析，決定對(duì)澆注方案二進(jìn)行進(jìn)一步優(yōu)化設(shè)計(jì)及模擬驗(yàn)證。

2.3.1 冒口設(shè)計(jì)

縮松縮孔較嚴(yán)重處采用圓柱形冒口，根據(jù)冒口設(shè)計(jì)的Q 參數(shù)法，在Creese R.C 提出改進(jìn)后，該方法既適應(yīng)于鑄鋼件冒口設(shè)計(jì)，也適應(yīng)于非鐵合金鑄件的冒口設(shè)計(jì)。冒口體積VR的計(jì)算如式（4）[9]所示：

式中 a——凝固調(diào)節(jié)系數(shù)，取a=100；

b——金屬補(bǔ)縮調(diào)節(jié)系數(shù)，取b=0.171；

MC——鑄件補(bǔ)縮位置模數(shù)；

VC——鑄件補(bǔ)縮位置體積。

針對(duì)不同的補(bǔ)縮位置，VC值通過(guò)UG 三維制圖軟件經(jīng)過(guò)對(duì)補(bǔ)縮位置的切割劃分后直接讀取，MC值通過(guò)制圖軟件讀取的體積與散熱面積之比計(jì)算得來(lái)。

基于模擬結(jié)果，在保證鑄件質(zhì)量的前提下考慮提高金屬收得率的問(wèn)題，因此鑄件的頂部采用暗頂冒口，并在冒口上端插入大氣壓砂芯，使之成為大氣壓暗冒口，由于砂芯被金屬液加熱，故金屬液不會(huì)在小砂芯周圍結(jié)殼，當(dāng)鑄件和冒口表層結(jié)殼以后，外面空氣通過(guò)小砂芯進(jìn)入冒口，防止冒口處于負(fù)壓狀態(tài)，達(dá)到利用大氣壓力提供補(bǔ)縮壓力的目的。

由于導(dǎo)軌面頂部塌陷嚴(yán)重，而且面積較大。因此，采用8 個(gè)圓柱形大氣壓暗冒口進(jìn)行補(bǔ)縮，頂部相對(duì)于導(dǎo)軌的另一側(cè)，熱節(jié)較小，但下方有一處壁厚突變處導(dǎo)致產(chǎn)生液相孤立區(qū)，采用方形壓邊補(bǔ)貼暗冒口，而在這一側(cè)的兩端工藝?yán)咛幰灿袩峁?jié)，采用兩個(gè)暗冒口補(bǔ)縮，而支座處熱節(jié)相對(duì)集中，采用4 個(gè)暗冒口進(jìn)行補(bǔ)縮。由于鋁合金冒口補(bǔ)縮通道有限，且支座處熱節(jié)內(nèi)徑較大，故將支座處暗冒口均設(shè)置成保溫冒口。

2.3.2 冷鐵設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)冷鐵的目的是為了把液相孤立區(qū)“趕”到冒口或者鑄件其他有利于補(bǔ)縮的位置。根據(jù)初步模擬結(jié)果的分析，如圖5 所示，A 處冷鐵安放在橫梁底部有壁厚突變處的內(nèi)部，此處設(shè)置冷鐵可以改善鑄件的凝固順序，使該突變處的凝固速度趨于一致并且該處上方正對(duì)冒口，可以形成一段自下而上的凝固順序，得到致密的組織，保證鑄件質(zhì)量；B 處冷鐵安放在一側(cè)內(nèi)澆道間隔的中間，此處壁厚較大，且通過(guò)模擬結(jié)果可以看到，此處出現(xiàn)了液相孤立區(qū)，在下側(cè)增加冷鐵有助于增加此處的冷卻速度，把液相往內(nèi)澆口處“趕”，從而有助于澆道起補(bǔ)縮作用；C 處在鑄件頂部工藝孔處，該處冷卻速度較慢，加了冷鐵之后將該處液相區(qū)往兩邊冒口處驅(qū)趕，不僅解決塌陷問(wèn)題，也能夠得到致密的組織；D 處冷鐵安放在半高處導(dǎo)軌面外，此處內(nèi)部截面積突變嚴(yán)重，周圍均為薄壁結(jié)構(gòu)，金屬液補(bǔ)縮困難，通過(guò)冷鐵激冷作用讓此處率先凝固，同時(shí)與頂部大氣壓冒口形成自下而上的順序凝固。

圖5 冷鐵位置分布

采用鑄鐵外冷鐵，冷鐵厚度根據(jù)熱節(jié)圓法計(jì)算取10mm，冷鐵接觸面積ACh計(jì)算則采用模數(shù)法，如公式（5）[9]所示：

式中 V0——設(shè)置冷鐵部位鑄件的體積；

M0——設(shè)置冷鐵部位鑄件的幾何模數(shù)；

Mr——與設(shè)置冷鐵部位相鄰部位的鑄件模數(shù)。

V0、M0、Mr的數(shù)值通過(guò)繪圖軟件直接從繪制的三維鑄件圖中讀取，通過(guò)計(jì)算得到一處冷鐵的工作面積應(yīng)為3000mm2，依照此方法同樣計(jì)算其他位置的冷鐵面積，并將冷鐵形狀依照鑄件形狀優(yōu)化，冷鐵分布如圖5 所示。

2.4 初步優(yōu)化方案模擬及分析

從圖6 的計(jì)算結(jié)果可見，在支耳處設(shè)置暗冒口后，該處縮松縮孔得到了明顯的改善，而導(dǎo)軌面處的縮松縮孔也在多個(gè)暗冒口的作用下有顯著減少。

圖6 優(yōu)化前后縮孔縮松分布

圖7 初步優(yōu)化后孤立液相區(qū)分布

初步考慮采用明冒口是由于鋁合金金屬液密度較小，在重力鑄造的條件下，如果是暗冒口難以提供有效的壓力對(duì)抗大氣壓，實(shí)現(xiàn)有效補(bǔ)縮，但在模擬后發(fā)現(xiàn)，明冒口的效果雖好，但由于一開始因?yàn)殍T件較長(zhǎng)難以充型完整，所以選擇了較大的計(jì)算靜壓頭高度，即剩余高度Hm（直澆道和鑄件最高點(diǎn)之差）比較大。因此，選用明冒口將使金屬收得率明顯下降，綜合考慮決定采用大氣壓暗冒口。依據(jù)圖6 中改進(jìn)工藝缺陷分布的結(jié)果，鑄造工藝質(zhì)量有了較大改善。通過(guò)切片圖可以看出，加上冒口之后，頂部導(dǎo)軌面處凝固時(shí)出現(xiàn)的縮松縮孔基本被消除，但還存在一些貫穿表面的缺陷，支耳處的縮松縮孔情況也類似；對(duì)比未改進(jìn)工藝中縮松縮孔缺陷，缺陷得到了很大的改善，但并未完全消除。因此，對(duì)凝固時(shí)間與溫度場(chǎng)進(jìn)行分析，如圖7所示。

從圖中可以看出，凝固時(shí)，雖然冒口成為了最后凝固的位置，但冒口和鑄件之間的補(bǔ)縮通道凝固得較早，鑄件溫度較高的區(qū)域以及壁厚較厚的地方，周圍的位置凝固較快，金屬液補(bǔ)縮通道斷絕，最后凝固形成金屬液“孤島”，不能得到來(lái)自其他未凝固部分金屬的補(bǔ)縮，最終仍然可能形成縮孔或縮松缺陷。

2.5 二次優(yōu)化方案及模擬分析

而針對(duì)鑄件中最終存在的液相孤立區(qū)如圖8所示，該位置正好在一側(cè)內(nèi)澆道進(jìn)入鑄件的位置，在這樣的位置設(shè)置冷鐵，相當(dāng)于金屬液進(jìn)入型腔后便會(huì)急速冷卻，可能使鑄件產(chǎn)生裂紋等，將對(duì)澆注質(zhì)量有不好的影響，因此，在該位置，我們決定采用縫隙式澆注系統(tǒng)，以達(dá)到排除夾雜、使金屬液平穩(wěn)充型的目的，另一方面使得該處鑄件溫度場(chǎng)分布均勻，可避免或明顯減輕冷隔、夾雜、澆不足等鑄造缺陷，同時(shí)可望起到較好的澆注系統(tǒng)輔助補(bǔ)縮效果，縫隙澆道的尺寸如表2 所示。

圖8 正面機(jī)加面缺陷分布

最終鑄件澆冒口系統(tǒng)設(shè)計(jì)如圖9 所示，采用底注縫隙式澆注系統(tǒng)，每條環(huán)筋前設(shè)置一個(gè)縫隙澆口，保證金屬液在充型過(guò)程中的流量均布并可縮短流動(dòng)行程；同時(shí)可加強(qiáng)環(huán)筋處補(bǔ)縮，還能使氧化夾雜順利浮起排出，防止氧化夾雜進(jìn)入型腔，同時(shí)在另一側(cè)，有兩端的內(nèi)澆道在進(jìn)入鑄件時(shí)由于結(jié)構(gòu)的原因，并不能設(shè)置在環(huán)筋前，考慮到澆道在注入鑄件時(shí)的對(duì)稱性，并且避免金屬液對(duì)鑄件的沖刷，該側(cè)內(nèi)澆道改用埋陶瓷管的形式，從鑄件下方對(duì)著環(huán)筋進(jìn)入型腔。相應(yīng)的鑄件縮松縮孔模擬結(jié)果如圖10 所示。

表2 縫隙式澆道尺寸

圖9 二次優(yōu)化后澆冒系統(tǒng)優(yōu)化方案

圖10 優(yōu)化后模擬結(jié)果

從圖中可以看出，優(yōu)化前存在的縮松縮孔處的缺陷幾乎完全消失，這說(shuō)明使用保溫套以后，冒口補(bǔ)縮效果得到有效提升，而使用了縫隙式澆注系統(tǒng)，也對(duì)原本的液相孤立區(qū)形成了良好的補(bǔ)縮，同時(shí)縫隙式澆注系統(tǒng)集渣筒可較好地發(fā)揮擋渣和集渣的功能。

3 結(jié)語(yǔ)

利用ADSTEFAN 軟件對(duì)鑄件充型及凝固過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，不斷優(yōu)化改善澆注冒口系統(tǒng)，最終制定了合理的優(yōu)化工藝方案，即底注縫隙式澆注。模擬技術(shù)為實(shí)際的工藝優(yōu)化提供了理論依據(jù)，是今后的工藝設(shè)計(jì)的有力輔助工具。經(jīng)優(yōu)化后的最終方案澆注過(guò)程平穩(wěn)，未產(chǎn)生卷氣、沖砂和飛濺等缺陷；凝固時(shí)保證了理想的凝固順序，實(shí)現(xiàn)了良好的補(bǔ)縮效果。從而實(shí)現(xiàn)了對(duì)鑄鋁橫梁鑄件鑄造工藝的優(yōu)化設(shè)計(jì)，為保證鑄件質(zhì)量提供了可靠的技術(shù)保障。