基于軟件的發動機連接件半固態鑄造過程的對比分析

重慶科創職業學院汽車工程學院 劉祥 任飛 魏良慶

本鑄造分析對象為本田摩托車某型號發動機外殼件，其總體積約290cm3，外形尺寸215×140×190mm，平均壁厚約為3mm。發動機殼屬于高強度、高韌性且耐腐蝕的大型薄壁復雜零件，其力學性能指標為：鑄件本體抗拉強度≥240MPa，屈服強度≥145MPa，伸長率＜6%。鋁合金AL357材料的抗拉強度為320MPa，屈服強度為170MPa，伸長率為3.5%，材料的密度為2437kg/m3，完全滿足零件的力學性能要求，可作為零件的鑄件材料。對鋁合金材料進行鑄造時，常采用傳統的液態壓鑄法成型，本文通過模擬液態和半固態兩種成型方式，采用數據對比法來評價各方案的優劣，對傳統鑄造工藝提出優化和改進的方案及措施。發動機外殼件模型、液態鑄造方案和半固態鑄造方案如圖1～3所示。

圖1 外殼件模型

圖2 液態鑄造流道及冒口設計

圖3 半固態鑄造無冒口設計

一、半固態數值模擬的粘度模型

在常用的流體粘度模型中，一般鑄造過程金屬熔體流動特性常采用牛頓流體的等粘度模型，但半固態鑄造過程中金屬熔體是非全液態且有初生固相的流體，半固態鑄造材料的流動特性也是非牛頓流體的流動特性，半固態充填時材料粘度是隨不同溫度下的剪切速率和固相分數的變化而變化的。因此，可采用應變率、溫度相關的粘度模型，模型公式為：

相關各參數的含義為：μ為流體計算粘度；μ00為剪切無窮大時的粘度；μ0為初始粘度；eij為計算流體應變率（模擬時的瞬態值）；λ00為相轉換系數；λ0為相轉換系數；λ1為相轉換系數；λ2為相轉換系數；n為冪指數。

經計算，AL357材料一般的充填粘度μ00為0.0012Pa·s，最大粘度值可達106Pa·s，則AL357材料的μ0值可定為5e5Pa·s。在假定半固態漿料表觀粘度不隨時間變化時，其E=1，其它不隨溫度變化的常數λ00、λ0、λ2均為0，根據20%～30%固相分數的半固態漿料的應變率與粘度曲線的關系，可確定冪指數 為n=-0.1左右。根據AL357材料半固態漿料固相分數（圖4）fs與相轉換系數λ1的關系式：

可計算出相轉換系數λ1的具體數值，從而可以得到隨材料應變率和溫度變化的流體計算粘度μ的表達式：

此表達式即為數值模擬時軟件中采用的半固態粘度模型。

圖4 AL357材料在不同溫度下的固相分數

二、數值模擬過程

1.發動機殼液態模擬充填

發動機殼液態充填參數為：充填材料初始溫度設置為700℃（973K），高于AL357材料的液相線溫度615.9℃（888.9K），模具初始溫度設置為473℃。為減少成型件表面缺陷，鑄件設計多個柱狀和連續狀冒口，同時為了使各部位充型時間基本一致并盡可能減少空氣的卷入量，需按鑄造要求設計多條側鑄造澆道。液態充填方式的充填時間圖如圖5所示。

液態充填結果為：充填率達到100%時總用時0.127S，壓鑄口材料溫度為700℃（973K），最遠端材料溫度為692℃（965K），遠高于材料的固相線溫度539.6℃（812.6K），所有材料均處于液相區，需降溫冷卻152.4℃才可達到材料固相線溫度，開模等待時間較長。

（a）0.025 S （b）0.05 S （c）0.085 S （d）0.127 S

2.發動機殼半固態模擬充填

發動機殼半固態充填參數為：充填溫度設置為607℃（880K），低于材料的液相線溫度615.9℃（888.9K），但高于材料的固相線溫度539.6℃（812.6K），模具初始溫度設置為473℃。鑄件不設計冒口，僅按要求設計鑄造澆道，鑄造澆道可使用柱塞筒的管道結構完成充填。由于半固態材料粘度大，不便于設置側澆道，易采用大直徑的單一澆道。在設計時需考慮到單一澆道容易出現充型時間不一致的現象，嚴重時材料會產生冷隔問題，造成產品報廢，需注意在材料充填溫度和充型速度上進行合理設置。半固態充填方式的充填時間圖如圖6所示。

圖6 半固態充填方式的充填時間圖

半固態充填結果為：充填率達到100%時總用時0.29S，壓鑄口材料溫度為607℃（880K），最遠端材料溫度為596℃（869K），最低溫度仍高于材料固相線溫度539.6℃（812.6K），所有材料均處于半固態區，僅需降溫冷卻56.4℃即可達到固相線溫度，開模等待時間較短。

三、充填效果分析

1.充填缺陷比較

圖7 兩種充填方式的空氣卷入缺陷比較

圖8 兩種充填方式的表面氧化缺陷比較

從液態模擬充填方式的卷入空氣量圖和表面氧化缺陷圖（如圖7、圖8所示）可以看出，雖然傳統鑄造方案已經充分考慮了相關缺陷的產生，從而對鑄造部位增加了足夠數量的冒口來容納卷入的空氣，但是效果并不理想，在鑄件內部依然產生較多鑄造缺陷。液態充填方式的主要缺陷為空氣卷入，其原因為液體充填速度快，液體粘度低，充填時易濺射后卷入空氣，最終在成型件內部形成明顯的縮孔或縮松等現象。但是液態充填方式的表面氧化缺陷較少，其原因為液態充填溫度高，充填后冷卻時間長，減少了表面缺陷的產生，可生成更加光滑的成型表面。但是傳統液態充填時隨著冒口體積和數量的增加，整個鑄件重量明顯加大，鑄造完成后要增加更多的人力進行冒口的清理工作，這將造成企業生產成本明顯增加。

從半固態模擬充填的卷入空氣量圖和表面氧化缺陷圖（如圖7、圖8所示）可以看出，在鋁液的澆注溫度從700℃降低到了607℃，同時還取消掉所有的冒口設計的情況下，其鑄造缺陷依然很少。采用半固態的充填方式后其成型件空氣卷入量并沒有增加，反而有所減少。其原因是半固態鋁液充型速度有所減慢，同時鋁液粘度較高，被空氣混入的幾率減少。但是通過比較，采用半固態充填后的鑄件表面氧化缺陷有所增加，這是因為半固態鋁液粘度大，充填溫度低，充填時表面組織光滑度下降所致。采用半固態充填時，適當增加模具初始溫度并在冷卻時增加時長，以減少成型件表面缺陷的發生。

2.充填壓力比較

圖9 兩種充填方式的組織承受壓力比較

從鑄件組織承受壓力比較（如圖9所示）發現，半固態充填后的組織承受壓力較為均勻，且組織承壓不大，液態充填后的組織承受壓力呈階梯狀分布，且整體承壓偏大。由于鑄件承受的壓力主要受制于壓射速度大小的影響，故壓射速度較大時材料組織承受力較大。同時半固態充填方式由于其材料粘度較大并不斷變化，且粘度還受鑄造溫度、材料剪切率及組織固相率等多方面影響，故半固態充填的壓射速度需謹慎選擇。

四、結語

綜合比較后發現，鑄件采用半固態的充填方案明顯比傳統液態充填鑄造方案在相關缺陷的控制方面要優化很多，對鑄件減少空氣卷入的效果明顯，且鑄件表面氧化缺陷并沒有較大增加，這對結構件力學性能的提高效果明顯。同時由于去掉了冒口的體積，整個鑄件重量明顯減少，鑄造完成后無需人工進行冒口的清理工作，也保持了鑄件外形的美觀，這對降低企業生產成本的作用效果明顯。同時鋁液的熔煉溫度從700℃降低到了607℃，這也給企業節約了一大筆熔煉金屬的電力消耗支出，再加上鑄件充填溫度低，冷卻和開模時間將大為縮短，這對企業的生產效率提高也是一個極大的貢獻。雖然如此，在薄壁件、復雜件的鑄造過程中仍然存在半固態充型的速率不一致、易冷隔、表面粗糙度下降等問題也需得到重視。

本項目在對半固態鑄造成形技術、半固態數值仿真方法作了詳細分析和探討后，采用半固態鑄造方法模擬鑄件的制造工藝，最終取得了一定的經濟效益。通過企業的實際應用證明，相關工藝方案效果理想，各項技術指標完全滿足零件使用要求。同時相關工藝的使用可以使企業產品報廢率明顯降低，提高了企業的缺陷預測能力，具有一定的行業推廣價值。