基于數值模擬缸體澆注系統的設計與優化

張晴朗，蘇勇

(合肥工業大學材料科學與工程學院，合肥 230009)

鎂合金具有較高的比強度和比彈性模量，良好的剛性、減振性、切削加工性和抗電磁干擾屏蔽性，易于第二次使用等優點[1]，成為21世紀汽車用材料的重要組成部分。文中通過對鎂合金汽車發動機缸體的充型和凝固過程進行數值模擬，觀察金屬液進入型腔后的充型過程和凝固規律，對汽車發動機缸體在生產中可能會出現的鑄造缺陷，如縮孔、縮松的分布和尺寸進行了預測，并對其澆注系統進行了優化設計。

1 澆注系統設計

1.1 壓鑄件的結構特征和材料性能分析

文中研究的鎂合金汽車發動機缸體的三維實體模型如圖1所示，壓鑄件的的外形輪廓尺寸為491 mm×302 mm×283 mm。此鑄件壁厚極不均勻，最大壁厚為40 mm，最小壁厚僅為4 mm，缸體結構十分復雜，鑄造難度相當大。該缸體的材質是AZ91D鎂合金，內部4個缸筒的材料為AlSi17Cu3。

圖1 發動機缸體的三維實體模型Fig.1 Three-dimensional solid model of the engine cylinder body

AZ91D鎂合金具有優良的鑄造性能、較高的強度和高屈服點，在汽車壓鑄件上得到了廣泛應用。AZ91D鎂合金化學成分見表1。材料在650℃左右的一些物理參數值見表2[2]。

表1 AZ91D合金的化學成分(質量分數，%)Table1 Chemical composition of AZ91D alloy

表2 AZ91D物理參數Table2 Physical parameters of AZ91D

1.2 澆注系統的設計

1.2.1 內澆道的設計

內澆道的截面積一般按流量計算法計算，其公式為:

式中:Ag為內澆道截面積，mm2;m為通過內澆口的金屬液質量，g;ρ為液態金屬的密度，g/cm3;vg為金屬液的流速，m/s;t為型腔的充填時間，s[3]。

該缸體壓鑄件質量為15.2 kg，溢流槽的質量取壓鑄件的10% ～20%，這里取20%，所以m=18.24 kg。鎂合金在650℃時的密度ρ=1.68 g/cm3，vg=60 m/s，計算得到Ag=1058 mm2。內澆口面積確定之后，隨之要確定內澆口的厚度和寬度。內澆口厚度一般在1～3 mm之間，這里取3 mm，內澆口的寬度為360 mm。

1.2.2 橫澆道設計

橫澆道的長度和寬度應在一定取值范圍內，若橫澆道過薄，則熱量損失大;若過厚，則冷卻速度緩慢，影響生產率，增大金屬的消耗。橫澆道長度保持一定，能對金屬液起到穩流和導向的作用。橫澆道的截面積在任何情況下都要大于內澆口的截面積，這里選擇扇形橫澆道。根據模具設計手冊和設計經驗，橫澆道的具體尺寸設計如下:橫澆道截面積為7200 mm2，橫澆道的厚度由直澆道處的45 mm遞減到內澆口處的20 mm。

1.2.3 直澆道設計

直澆道由澆口套和分流錐構成，其結構形式因壓鑄機類型的不同而不同。經過對鎂合金缸體結構的分析，結合該壓鑄件特點，選擇臥式冷室壓鑄機，直接采用其壓室作為澆注系統的直澆道，壓室直徑為120 mm[4]。初始澆注系統的有限元模型如圖2所示。

圖2 初始澆注系統Fig.2 Initial gating system

2 模擬前處理

2.1 模擬網格模型的建立

把鑄件的三維實體模型從UG6.0以IGS格式導出，使用鑄造模擬軟件中的網格劃分模塊對壓鑄件進行面網格以及體網格劃分。要求網格均勻，單元總數適當。在不影響模擬結果的情況下，為了減少計算時間，模型的澆注系統和溢流槽部位的網格尺寸比鑄件本體大1倍。文中主要研究鎂合金壓鑄過程中的流場和溫度場情況，因此模具不是重點計算對象[5]。壓鑄件模型網格劃分后的有限元模型中，體網格節點數為424362，單元數為1949204，如圖3所示。

圖3 鑄件有限元模型Fig.3 Finite element model of casting

2.2 壓鑄工藝參數的選擇

影響壓鑄件質量的壓鑄工藝參數有許多。文中主要研究的壓鑄工藝參數包括壓射速度、模具預熱溫度、金屬液澆注溫度等。壓鑄工藝參數對保證鑄件質量和發揮壓鑄機的最大生產率有著重要影響。該試驗研究的主要工藝參數:澆注溫度為670℃，模具預熱溫度為220℃，壓射速度為8.5 m/s。

3 模擬結果的分析與澆注系統的優化

3.1 初始澆注系統模擬結果分析

圖4 充型所用時間Fig.4 The filling time

圖5 初始澆注系統的充型狀態Fig.5 The filling state of initial gating system

初始澆注系統金屬液充滿型腔所用的時間如圖4所示，整個充型過程耗時0.13 s，初始澆注系統金屬液在各時段充型型腔的狀態如圖5所示。金屬液先充滿澆注系統，大約在0.02 s時通過內澆口進入模具型腔。金屬液進入型腔后，沿缸體的壁部由上往下充型。由圖5b可觀察到，金屬液在4個缸筒處的流動受阻，分別由缸筒的兩邊環繞充填，兩股金屬液在缸筒的另一面匯合。由于金屬液在此匯合，前端金屬液易形成渦流現象，因而可以預測在該匯合處出現氣孔或氧化夾雜等缺陷的傾向較大[6]。待金屬液平穩進入型腔后，開始沿著鑄件散開，最后充填溢流槽。在充型過程中金屬液溫度場分布比較合理，金屬液溫度保持在AZ91D的液相線595℃以上，保持了良好的流動性，這樣就保證了金屬液在整個充型過程順利充型，且鑄件不存在欠鑄缺陷，金屬液充滿型腔前不會提前凝固。

圖6 鑄件各部位凝固時間Fig.6 Solidification time of each part of the casting

金屬液在整個型腔充型完成后凝固。鑄件充型結束后各部位的凝固時間如圖6所示，從總體上看，壓鑄件達到完全凝固時所需要的時間為80.52 s。鑄件在不同凝固時間的固相率如圖7所示。由圖7可以看出鑄件的凝固順序，發現在最大厚壁處存在孤立液相區。由于金屬液在鑄件薄壁處先凝固而溢流槽又先于厚壁區凝固，因而阻礙了其對該液相區的補縮作用，該區域易形成縮孔縮松。由圖6、圖7可以看出，厚度均勻的缸體壁部和溢流槽最先凝固，接著是鑄件內部，澆注系統的凝固時間最長。

圖7 不同凝固時間的固相率Fig.7 The solid fractions of different solidification times

縮孔是鑄件在凝固初期由于補縮不良而產生的封閉或敞露的孔洞，形狀極不規則，孔壁粗糙并帶有枝狀晶。初始澆注系統下形成縮孔、縮松的位置和尺寸如圖8所示，深色是存在縮孔縮松的區域，顏色對應右側色標可查出相應的縮孔體積分數值。

圖8 鑄件縮孔縮松Fig.8 Shrinkage porosity of casting

3.2 澆注系統的優化

3.2.1 澆注系統的改進

由圖8可以看出，鑄件縮孔縮松較多且分布集中，澆注系統中很小的幾何差異都可能導致鑄件質量很大的不同。為了減少鑄件的縮孔縮松缺陷，對鑄件的澆注系統進行了改進。改進后的澆注系統如圖9所示，內澆道的尺寸不變，橫澆道改用平直形，厚度為20 mm。

3.2.2 改進后的澆注系統模擬結果分析

工藝參數不變，對改進后的澆注系統模型進行數值模擬，所得縮孔縮松結果如圖10所示。

圖9 改進后的澆注系統Fig.9 Improved gating system

圖10 改進后澆注系統的縮孔縮松Fig.10 Shrinkage porosity of improved gating system

縮孔縮松的最大體積分數約為0.693%，其位置在溢流槽，對鑄件的質量影響不大。相對于初始澆注系統，改進后縮孔縮松較少，且分布較分散，明顯地改善了鑄件的質量。

4 結語

筆者針對鎂合金發動機缸體的結構特點，合理設計了缸體澆注系統，并利用鑄造分析軟件對其充型和凝固過程進行了模擬，得出下列結論。

1)金屬液通過優化后的澆注系統進入鑄件模型后，按順序平穩充填型腔，溢流槽是整個鑄件最后填充的部位。充型過程中沒有金屬液飛濺，不存在欠鑄和澆不足現象，充型結束前沒有凝固出現。

2)澆注系統形狀和幾何尺寸對金屬液的充型和鑄件的質量有著重要影響。澆注系統中很小的幾何差異都可能導致鑄件質量很大的不同。對澆注系統尺寸進行優化可以大大提高壓鑄件質量。

[1]譚建波，張國青.鎂合金壓鑄的現狀及發展趨勢[J].熱加工工藝，2002(3):57－59.

[2]莊一強，馬曉春.基于數值模擬的鎂合金儀表蓋澆注系統的設計與優化[J].特種鑄造及有色合金，2010，30(10):905－909.

[3]吳春苗.壓鑄實用技術[M].廣東:科技出版社，2003.

[4]張曉晨.基于CAE的鋁及鎂合金殼形件壓鑄工藝分析與優化[D].哈爾濱:哈爾濱理工大學，2009.

[5]李日.鑄造工藝仿真ProCAST從入門到精通[M].北京:中國水利水電出版社，2010.

[6]孫林，蘇勇，王東嶺，等.基于數值模擬的缸體壓鑄澆注系統位置選擇[J].特種鑄造及有色合金，2010，30(1):62－64.