基于仿真模擬殼體缺陷機理分析及工藝改進

吳曉明，彭 超，王 玉，郭 蓓

(西安航天發動機有限公司，陜西 西安 710100)

0 引言

ZL104屬于典型的亞共晶鋁硅合金，其氣密性、流動性和抗裂性能優良，強度高，耐腐蝕好，鑄造性能和切削加工性能良好，廣泛用于承受大負荷的航天、航空發動機傳動機匣、泵殼體零件，是目前應用最為廣泛鋁合金。然而，鋁硅合金結晶溫度區間很寬，呈糊狀凝固方式。該合金在凝固時，液相析出α相，該相極易長成發達樹枝晶，這些小晶體連成骨架，形成無數封閉的小熔池，熔池中的液相在凝固過程因骨架阻礙得不到外部液體補縮而形成疏松。其次，骨架會阻礙液相熔池液相收縮，產生拉應力，導致液相破裂產生疏松。某型號燃料泵低壓殼體材料為ZL104，因合金鑄造特性及原有工藝裕度不高，在大批量生產過程中，部分產品在機加工過程中發現肉眼可見疏松缺陷，導致產品報廢，直接影響發動機的裝配進度。

鑄造數字化仿真模擬技術通過將數值計算技術、圖形可視化技術等數值仿真模擬技術與傳統鑄造專業凝固理論、流體力學等學科集成，通過對鑄造過程的流場、溫度場、應力場、微觀組織等進行仿真計算，預測判定缺陷產生位置，是應用最為廣泛的鑄造缺陷預判技術，廣泛用于航空、航天、汽車等行業鑄造過程缺陷機理分析、工藝設計及改進。隨著計算機技術迅速發展，極大推進了鑄造仿真模擬的發展速度，陸續從宏觀模擬走向微觀模擬，并開發出一系列的模擬軟件，如:ProCAST、MAGMA、華鑄CAE等。

本文利用Procast軟件進行可視化仿真模擬，運用X光透視、內窺鏡檢查等手段，結合鑄件結構分析，確定鑄造缺陷產生原因，提出改進措施，結合試驗驗證，消除薄弱環節，切實保證產品質量，提高產品可靠性，提升工藝設計裕度，切實實現工藝設計由簡單滿足產品設計，適應單件研制、小批量生產向適應多產品、變批量生產轉變。

1 鑄件結構特點及生產問題

1.1 產品簡介及結構分析

渦輪泵作為液體火箭發動機的“心臟”，是發動機動力的源泉。某型號低壓殼體是啟動渦輪泵的重要組成部分，該產品主要由啟動渦輪殼體對接端、中間錐孔、側面法蘭、渦道內腔、一級泵殼體對接端及凸臺組成，其輪廓尺寸240 mm×220 mm×180 mm，內腔結構復雜，呈半封閉的“U”型結構，為大曲率變截面，從入口方向內腔空間逐漸變小，中間由隔板進行分割。該產品采用砂型鑄造工藝生產，通過X光透視、表面熒光檢查分別對內部質量、表面質量進行檢查，內部不允許有疏松、縮孔、夾雜等缺陷，表面不允許有線狀缺陷和積聚狀缺陷。

為保證合金充型良好，減輕合金氧化，采用底注式澆注系統。為分散熱量，減輕局部過熱，從一級泵殼體對接端的4個對稱內澆口引入金屬液，由下而上逐層按順序充填型腔。頂部啟動渦輪殼體對接端放置冒口對頂部厚大熱節部位的補縮。為加速底部一級泵殼體對接端厚大法蘭、側面法蘭端面及傳感器對接孔等厚大熱節部位的冷卻速度，以獲得良好的補縮順序，減輕或抑制疏松缺陷產生。如圖1所示的產品結構。但是啟動渦輪殼體對接端、大法蘭由渦道連接，壁厚為典型的兩頭厚，中間薄，呈“沙漏”結構(見圖1)，中間薄壁部位凝固時間短，補縮通道若提早關閉，便會在底部厚大部位產生疏松缺陷，原工藝方案如圖2所示。

圖1 產品結構Fig.1 Structure of product

圖2 原工藝方案Fig.2 Previous processing design

1.2 問題描述

啟動渦輪燃料泵水試裝配過程，使用內窺鏡對低壓殼體

φ

4軸承冷卻孔進行檢查時，發現

φ

4內孔1/3圓周面存在鑄造缺陷，缺陷位置見圖3，內窺鏡形貌見圖4。鑄件剖切后，可見明顯的縮孔缺陷，見圖5。該關鍵部位的疏松缺陷問題，會降低渦輪泵的可靠性，直接造成產品報廢，產品合格率僅30%，需開展研究解決此問題。

圖3 缺陷位置Fig.3 The position of defect

圖4 缺陷形貌(內窺鏡)Fig.4 The morphologies of defect(endoscope)

圖5 剖切后缺陷形貌Fig.5 The morphologies of defect after section

1.3 缺陷產生原因分析

φ

4軸承冷卻孔位于渦道與一級泵殼體對接端法蘭的交匯處，該冷卻孔通過機加而成。該區域附近的渦道壁厚僅為5 mm，內腔隔板厚度為12 mm，筒壁厚為16 mm，軸承冷卻孔入口處厚23 mm，筋板厚為10 mm，大法蘭厚為25 mm，各部分壁厚差異極大，見圖6。

圖6 φ4軸承冷卻孔結構Fig.6 Structure of bearing of shafts

該處疏松缺陷問題產生，反映出該缺陷位置凝固順序、補縮能力未達到設想效果，與冷鐵設計不合理、缺乏有效補縮源有關。通過過程復查發現，問題批產品的出爐溫度較低，合金液流動性降低，影響了缺陷部位的充填。

1.4 仿真模擬結果

不同時刻鑄件充型過程如圖7所示，由圖可知，整個充型過程耗時20 s，合金液于1.13 s時從鑄件兩側4個內澆口進入型腔。20 s時，完成冒口充填。59 s時，隔板、側面法蘭及渦道部分溫度降低明顯。89 s時，一級泵殼體對接端法蘭因放置冷鐵而強化散熱，溫度顯著降低，但仍高于澆道溫度，其所對應下端渦道部分降溫不明顯。

圖7 充型過程溫度變化Fig.7 Filling temperature at different time

不同時刻鑄件凝固過程固相分數見圖8，由圖可知，鑄件69 s時，側面法蘭處渦道部分開始凝固。159 s時，中間錐管部分所對應的渦道部分，底部一級泵殼體對接端因添加冷鐵快速冷卻至固相。此時，冒口部位仍處于液相區，可實現對啟動渦輪殼體對接端的補縮。204 s時，渦道區域已經冷卻凝固，直接關閉了渦道上側部位與下側部位的補縮通道，而此時渦道與一級泵殼體對接端法蘭的交匯處(

φ

4軸承冷卻孔)為0.7～0.8，仍以液相形式存在，在后續凝固過程產生體積收縮，因缺乏金屬液補縮，而產生疏松缺陷。

圖8 凝固過程固相分數變化Fig.8 Solid phase at different time during solidification process

圖9為原方案冷鐵設計，其中1#冷鐵緊貼一級泵殼體對接端內腔，2#冷鐵則緊貼一級泵殼體對接端厚大部位，3#冷鐵則緊貼啟動渦輪殼體對接端，冷鐵材質均為鋁合金。因1#冷鐵高度過高，使得缺陷部位所對應的散熱能力過快，更加速上部薄壁渦道部分的冷卻速度，使壁處過早的凝固，其次，底部一級泵殼體對接端冷鐵高度不足，加之，下部分冷鐵材質為鋁合金，使得一級泵殼體對接端所對應的下端部位的冷卻速度過慢。缺陷所處部位上半部分冷卻速度快，而下端冷卻速度慢，導致凝固時溫度梯度不合理，未能形成自下而上的凝固順序。其次，缺陷部位除了依靠上端補縮通道的補縮源外，無額外補縮能力。

圖9 原工藝方案冷鐵設計Fig.9 Iron chill of previous processing design

2 工藝優化與驗證

2.1 工藝優化方案制定

2.1.1 改變冷鐵材質及尺寸

通過改變冷鐵結構以及材質，調整了原有不合理的凝固溫度場，建立起暢通的補縮通。冷鐵方案見圖10，1#冷鐵材料改為紫銅，加強該部位的冷卻速度，同時，降冷鐵高度，以減小對一級泵殼體對接端渦道區域的冷卻速度。其次，加2#冷鐵的冷鐵高度，提高對一級泵殼體對接端的冷卻速度，優化冷卻溫度場。

2.3.5 頭痛、頭暈發生率 納入 8 個研究［6‐10，12‐13，16］，各研究間為同質性（P=0.96，I2=0%），采用固定效應模型進行Meta‐分析（圖5）。結果顯示卡貝縮宮素組的頭痛、頭暈發生率與縮宮素組無顯著性差異（OR=0.69，95%CI=0.43～1.08，P=0.11）。

圖10 改進后冷鐵Fig.10 Iron chill after improvement

2.1.2 添加側冒口

采用模數法進行冒口設計，模數

M

為鑄件或鑄件被補縮部分的體積

V

與其表面積

A

的比值(

M

=

V/A

)。實現順序凝固，應保證冒口最后凝固，即冒口凝固時間大于鑄件基體凝固時間，計算公式如下

(1)

式中:

M

為冒口模數；

M

為鑄件模數；

K

為冒口凝固系數；

K

為鑄件凝固系數。對于普通冒口，

K

=

K

， 因而式(1) 可以寫成

M

=

fM

(2)

式中

f

為換算系數，對于鋁合金，一般按1.2計算。軸承冷卻處需補縮部位可視作圓柱體，以熱節圓的最大直徑作為圓柱體的直徑，熱節圓最大直徑按照A.Heuvers氏滾圓法確定，

D

為37.5 mm，具體如圖11所示。

圖11 冒口計算方法Fig.11 Feeding value of riser

圓柱體的高度為筋板的厚度，即

H

為12 mm。圓柱體冒口計算公式為

(3)

式中:

D

為熱節圓最大直徑；

H

為熱節圓高度。

圖12 改進方案的暗冒口Fig.12 Blind riser after improvement

2.1.3 提高金屬液流動能力

低壓殼體澆注溫度通過出爐溫度、轉移時間進行控制，轉移時間越長，合金液熱量損失越多，澆注溫度則越低。在當前轉移時間基礎上，通過試驗驗證及歷史數據的統計分析，在工藝規程及歷史包絡允許范圍內，適當提高澆注溫度由725 ℃增加至745 ℃，延長液態金屬在砂型中的流動時間，為筒壁及

φ

4軸承冷卻孔提供補縮用合金液，消除缺陷。

2.2 改進方案仿真模擬

對于改進后的方案進行模擬結果見圖13，由圖可知，充型69 s后鑄件的渦道內壁開始出現凝固，渦道壁處開始出現了糊狀凝固區域，隨后在1#冷鐵、2#冷鐵的作用下，一級泵殼體對接端底部法蘭及渦道內壁開始出現凝固，因冷鐵改為銅，冷卻能力提高，下部分金屬液的凝固速度加快，同時隨冷鐵高度的降低，延遲了渦道壁瓶頸區域的冷卻時間，保證補縮通道暢通，同時側冒口提供的補縮源，保證了缺陷部位可以得到有效的金屬液補充，軸承冷卻孔未見殘留的孤立合金液，原問題能夠得到改善或解決。但是一級泵殼體對接端右側部位，在189 s凝固時，因其無補縮，出現部分孤立液相區，同時因該位置呈“內凹”結構無法添加外部補縮源，該位置可能會出現部分疏松。

2.3 改進效果評價

小批量投產16件，X光透視合格率由改進前的30%提高至68.7%，機加工后

φ

4軸承冷卻孔附近再無疏松缺陷問題，與仿真模擬預測結果相符。鑄件原始疏松缺陷位于一級泵殼體對接端右側部位(具體位置見圖13)。該部位厚大，凝固速度慢，冷鐵已無法改變其最后凝固的結果。其次，該位置空間狹小，存在結構干涉，無法添加冒口，用于缺陷部位補縮。該部位為產品結構造成瓶頸，無法通過鑄造工藝優化解決問題，只能通過現場的精益化控制，穩定產品合格率。

圖13 改進方案固相分數分布圖Fig.13 Solid phase at different time during solidification process after improvement

本文解決了加工后鑄件關鍵部位-軸承孔缺陷問題，鑄造合格率得到明顯提升，保證型號順利交付。

3 結論

1)針對某型號啟動渦輪燃料泵低壓殼體缺陷問題，采用內窺鏡檢查、剖切檢查確定缺陷的形貌、位置，并運用Procast仿真模擬軟件對原方案進行仿真模擬，結合溫度場、固相分數及產品結構分析，確定了溫度場不協調、缺乏有效補縮源是鑄造疏松缺陷產生的根本原因。

2)通過調整冷鐵材質及尺寸，改善凝固溫度場，并添加側冒口及提高出爐溫度，改善缺陷部位補縮能力，建立了良好的補縮通道，

φ

4軸承冷卻孔附近合金液得到補充，基本消除疏松缺陷。3)

φ

4軸承冷卻孔對側區(一級泵殼體對接端右側)因結構限制無法放置冒口仍出現缺陷。后續將開展工藝方案優化研究，進一步提升產品合格率。