艾秀蘭，曹曉賢

(大連交通大學 材料科學與工程學院，遼寧 大連 116028)*

在各類新能源開發(fā)中，風電已成為全球的戰(zhàn)略能源.優(yōu)沃的風能資源能彌補能源供應的巨大缺口[1-5]，因此風電行業(yè)具有很好的未來發(fā)展前景和巨大空間.我國風電產業(yè)發(fā)展模式是先消化吸收國外的風電機組發(fā)展方式，隨后再自主研發(fā).現(xiàn)今，基于鑄造技術生產，適合于我國的風電鑄件已形成批量生產的模式.風力發(fā)電需要通過大型機械將風能轉化成電能，輪轂是風電機組中最為重要的大型鑄件[6-7]，其質量對整個機組的服役周期至關重要.又由于輪轂鑄造材質為球墨鑄鐵QT400-18L，尺寸較大、結構也較為復雜，所以合理的澆注系統(tǒng)和鑄造工藝參數(shù)對于有效避免鑄造缺陷，保證鑄件質量優(yōu)良至關重要.本文應用Flow-3D數(shù)值仿真軟件優(yōu)化輪轂鑄件澆注系統(tǒng)方案及澆注速度，并利用優(yōu)化后的工藝方案進行生產試制.

1 風電輪轂零件參數(shù)

輪轂輪廓為球狀殼體，漿葉孔拐角處結構較為復雜，輪廓尺寸為4 000 mm×3 800 mm×3700mm，主要壁厚約為50～170 mm，具體結構如圖1所示.

圖1 輪轂零件三維模型

2 澆注系統(tǒng)設計

綜合考慮輪轂鑄件的鐵液澆注量及QT400-18L的鑄造特性，澆注系統(tǒng)設計遵照平穩(wěn)、大流量和快速充型的原則，盡量縮短充型時間.風電輪轂鑄件屬厚大斷面球墨鑄鐵件，充型過程中澆注量大，鐵液在充型過程中極易氧化，如果充型過程中鐵液流動不平穩(wěn)或斷流，則將導致紊流，從而可能形成夾渣、氣孔、冷隔等鑄造缺陷.依據(jù)輪轂鑄件的結構特點和生產技術要求，基于“鑄件重要加工面或主要受力面等要求較高的部位放置在下面”的鑄造工藝設計原則，確定澆注位置為鎮(zhèn)流孔所在法蘭面朝下(見圖2)，采用半封閉式澆注系統(tǒng).直澆道采用上大下小的圓臺形結構，此種結

構保證鐵液較快充型并能夠在直澆道中呈正壓狀態(tài)流動，防止鐵液液流沖砂和帶入氣體.為避免金屬液在充型過程中產生飛濺，降低金屬液的紊流，設計各部分的截面積之比為F直∶F橫∶F內=1.2∶4∶1.7.橫澆道設置在分型面處，垂直于直澆道且呈水平方向的梯形變截面，設計橫澆道末端延長段，且橫澆道中部最大截面處放置過濾網[8].為保證內澆道距離直澆道足夠遠，使鐵液中的渣粒有條件浮起而脫離內澆道吸動區(qū)，則設計三個內澆道位于橫澆道正下方，類似于底返雨淋式澆注系統(tǒng).考慮到鑄件的結構特點，為使液流平穩(wěn)充型并保證在型腔中液面能均勻升高和鑄件較厚實部分有足夠的金屬液供給量，則將三個內澆道設置在正對大凸臺弧面的位置，具體位置如圖2所示.這種位置設計可以消除鐵液由型腔一區(qū)轉流到另一區(qū).

圖2 澆注系統(tǒng)形狀及位置

3 Flow-3D充型模擬仿真

3.1 前處理

使用Flow-3D鑄造模擬仿真軟件對鑄件充型過程進行計算并分析可能產生的鑄造缺陷.由于該鑄件屬厚大斷面球鐵件，結構復雜且漿葉孔法蘭面壁厚不均勻，澆注系統(tǒng)斷面變化大、彎道多，為了提高模擬仿真的準確性，將網格均勻細剖分并利用FAVORize檢查網格解析度，尤其關注內澆道檢視是否有破損，反復調整到幾何完全被解析出.

3.2 初始及邊界條件設置

澆注工藝參數(shù)：澆注溫度為1 360℃，澆注速度為1.0 m/s；鑄件材質物性參數(shù)：液相線溫度為1 210℃，固相線溫度為1 143℃，密度為6 562.5 kg/m3；鑄造方式：砂型鑄造；砂型材質：呋喃樹脂砂，鑄型初始溫度設定為常溫25℃；充型時間：約280 s.邊界條件設定為固壁邊界，采用k-ε雙方程紊流模型進行模擬仿真計算.

3.3 模擬仿真結果分析

圖3為充型過程的速度場.觀察模擬結果并分析發(fā)現(xiàn)：充型前期金屬液從三個內澆道幾乎同時進流，流量也基本相當，沒有出現(xiàn)明顯的金屬液飛濺現(xiàn)象；在圖3(d)中充型約104 s時，直澆道出現(xiàn)明顯的分流現(xiàn)象，型腔內出現(xiàn)許多充型速度遠遠高于0.5 m/s的區(qū)域；圖3(e)中橫澆道完全充滿狀態(tài)所需時間約為130 s，整個充型過程時間約為258 s.由圖4整個充型過程中壓力變化結果可知：前端鐵液壓力范圍約0.098 79～0.1317MPa，充型即將結束時鐵液前端壓力范圍為0.131 7～0.142 8 MPa.通過鐵液壓力與呋喃樹脂砂鑄型強度比較可知，鐵液的壓力對型腔造成的沖擊很小，因此出現(xiàn)鑄型被侵蝕的幾率較低.

(a) 充型時間19 s (b) 充型時間50 s (c) 充型時間80 s

(d)充型時間104 s (e)充型時間129 s (f)充型時間180 s圖3 充型過程速度場

(a) 充型時間58 s (b) 充型時間110 s

(c) 充型時間175 s (d) 充型時間258 s圖4 充型過程壓力場

內澆口的充填速度直接影響充型的平穩(wěn)性，為了考查內澆口處的鐵液流動速度，采取了在內澆口設置虛擬速度傳感器的方法.圖5為測得的時間-速度曲線，由該曲線發(fā)現(xiàn)：在充型初期三個內澆口的速度均在0.8 m/s左右，鐵液流動速度比較均衡.充填時間到達50 ～110 s之間時，三個內澆口的速度曲線均出現(xiàn)較大波動，速度值出現(xiàn)差異，其中velocity1(1號內澆口速度)的波動幅度較大，最大值達到約1.5 m/s，充型110 s后，三個內澆口速度趨于平穩(wěn)，速度在0.5 m/s左右，充滿約為258 s.在整個充填過程中，前中段內澆口速度出現(xiàn)較大波動是因為橫澆道全部充滿需130 s，在50～110 s之間橫澆道尚處于未充滿狀態(tài)，其內部鐵液流動呈現(xiàn)不穩(wěn)定狀態(tài)，從而導致內澆口入水速度出現(xiàn)較大波動.

圖5 內澆道速度

澆注速度是影響流場的重要因素.充型的平穩(wěn)性及充型時間直接決定著鑄件的基體組織.因此為保證充型平穩(wěn)性，縮短橫澆道全充滿時間，于是在澆注系統(tǒng)及其位置分布不變的基礎上，將澆注速度由1.0 m/s提高到1.3 m/s.圖6是將澆注速度提高到1.3 m/s后的流動模擬仿真計算結果，從圖中可看出：充型前期，鐵液因重力加速度的影響，直澆道出現(xiàn)了分流現(xiàn)象，但隨后分流現(xiàn)象逐漸減弱，橫澆道處于半充滿時間相對較短，充型前期內澆口處鐵液未出現(xiàn)明顯的飛濺現(xiàn)象.在圖6(c)中橫澆道在約80 s時處于全充滿狀態(tài)，整個充型時間約為220 s.

(a) 充型時間17 s (b) 充型時間50 s (c) 充型時間80 s

(d)充型時間99 s (e)充型時間150 s (f)充型時間199 s圖6 充型過程速度場

由圖7內澆口的時間-速度曲線也可看到：充型前期內澆口速度有小幅波動，充型時間約在80 s左右時，內澆口處充型速度開始趨于穩(wěn)定，且三個內澆口處液流速度基本一致，均為0.5 m/s左右.

由以上模擬結果分析可知：如圖2設有三個內澆道的澆注系統(tǒng)，澆注速度為1.3 m/s是適合該輪轂的鑄造工藝方案.

4 結論

應用優(yōu)化后的鑄造工藝方案進行實際生產,鑄件全身經過UT探傷和MT探傷，驗證為無渣、無縮孔的致密合格鑄件.說明優(yōu)化后的鑄造工藝方案合適可行.生產實踐證明，利用Flow-3D 軟件可以預測鑄件產生缺陷的原因，并有針對性地優(yōu)化鑄造工藝方案，利用模擬優(yōu)化后的工藝方案可以生產出滿足要求的鑄件.