摘要

某小型外壳体作为动力装置外壳，铸件不允许有缩孔、渣孔及砂眼等缺陷存在，且组织致密。为降低铸件试制后的质量风险，设计了5种铸造工艺方案，利用计算机数值模拟分析技术，分析5种方案下外壳体的充型与凝固过程，确定最佳工艺方案并进行生产验证。结果表明，方案5为最佳工艺方案：外壳体内壁增加0~7 mm补贴余量和放满20 mm厚随形冷铁，获得了无疏松和组织致密的优质铸件。

铸件传统铸造工艺设计是否合理，大多依赖实际生产进行验证，以试错来设计和优化铸造工艺，当铸件结构复杂时，试错风险和成本往往难以承受。数值模拟作为重要虚拟仿真技术手段，现已广泛用于各类型铸件工艺设计、优化，通过金属液流场与温度场可视化分析，预测缺陷产生位置及类型，制定风险对策，提高铸件合格率，缩短铸件生产开发周期、节约成本。本文通过数值模拟，分析外壳体铸件在5种铸造工艺方案下的充型与凝固过程，探究其缺陷及组织变化规律，确定最佳工艺方案，为制备无铸造缺陷和组织致密的外壳体铸件提供指导。

1铸件特点与铸造工艺方案

1.1 铸件特点

外壳体铸件材料为ZL101A铝合金，Sr变质，化学成分如表1所示，铸件3D见图1。外壳体主体平均壁厚18 mm，最大壁厚30 mm，最大轮廓尺寸Φ368 mm×136 mm，内壁及上下端面为机加工面，针孔度2级；作为某动力装置外壳，铸件需进行X射线探伤，不允许缩孔、渣孔及砂眼等肉眼可见缺陷存在，组织致密，力学性能优异。

表1 ZL101A铝合金化学成分 wB/%

图1 外壳体毛坯3D模型

1.2 铸造工艺方案

外壳体铸造工艺方案1如图2所示。顶面余量6 mm，底面及内壁余量3.5 mm，采用底注反雨淋开放式浇注系统。根据经验法，直浇道小端截面直径取24mm，∑F直∶∑F横1∶∑F横2∶∑F内1∶∑F内2=1∶2.6∶3.6∶3.7∶4.2，横2浇道末端集渣槽长度45 mm；于主横浇道分别设置两个陶瓷过滤网增加系统滤渣能力，过滤网规格60 mm×60 mm×20 mm；法兰顶端设置8个冒口补缩，冒口间最大距离70 mm，冒口包覆保温棉；内壁设置渐变随形冷铁，底端至顶端25→12 mm渐变，厚大法兰下端面放置15 mm厚、30 mm宽冷铁。铸件采用树脂砂型完成浇注，浇注质量22 kg。

图2 外壳体铸造工艺方案1

在工艺方案1的基础上，对冷铁布置及补贴余量进行调整，设计铸造工艺方案2-5（图3）。图3a中方案2取消方案1内壁整面放置的渐变冷铁，保留渐变冷铁距离壳体底部端面60 mm高度的部分；方案3取消方案1中内壁整面渐变冷铁，内壁在原余量基础上由下至上增加0→7 mm渐变补贴，见图3b红色区域所示；为增强冒口对外壳体主体壁厚区域补缩效果，图3c中，方案4保留方案3中0→7 mm渐变补贴，取消法兰下端面15 mm厚冷铁；方案5在方案4的基础上，在壳体内壁整面放置20 mm厚随形冷铁，见图3d。通过计算机模拟仿真分析，评估5种铸造工艺方案对外壳体铸件质量影响及优劣。

图3 铸造工艺方案2-5

2仿真分析

2.1 参数及设置

外壳体主要仿真参数见表2，铸件-砂型换热系数及铸件-冷铁换热系数见图4。为保证仿真分析精度，5种工艺方案最小网格尺寸均划分为2 mm。浇注时间t由式计算，其中m浇总为铝液浇注总质量，S为经验系数，取S=4，计算得到外壳体增加补贴余量前后的浇注时间分别为11.2 s和11.3 s。在外壳体纵向剖面壁厚中心处设置温度粒子观测点Point 1- 6，见图5，粒子间间距35 mm。

表2 外壳体主要仿真工艺参数

图4 换热系数

图5 温度粒子位置

2.2 充型结果分析

图6和图7为外壳体工艺方案1的充型过程温度场分布及气压分布。铝液由内浇道进入，从底部平稳充填至铸型顶部。11.2 s充型结束时，内浇道对应部位存在过热趋势，此区域外壳体下端温度高于上端，温差为15~30 ℃，这是由于内浇道流出铝液不断冲刷所致；外壳体内浇道之间的区域温度分布则与内浇道对应部位趋势则相反，上端温度高于下端温度，随着铝液的流动，铝液温度虽不断降低，但铸件内壁自底端至顶端的25→12 mm渐变随形冷铁，下端冷铁激冷效应大于上端，加之顶部冒口补缩效应，因此外壳体铸件上端温度略高于下端10~20 ℃。充型过程中，仅直浇道及横浇道顶面存局部憋气区域，气压压力<120 kPa，铸件产生氧化夹渣、卷气及砂眼等风险较低。

图6 外壳体工艺方案1充型过程温度场

图7 外壳体工艺方案1充型过程气压分布

2.3 凝固结果分析

图8为外壳体方案1-5疏松分布仿真计算结果。方案1中内壁整面放置渐变随形冷铁虽加速铸件凝固速率，但无法实现顺序补缩凝固，外壳体壁面弥散分布较多疏松缺陷。图8b中，方案1随形渐变冷铁高度由138→60 mm时，疏松缺陷完全消失。完全取消内壁渐变随形冷铁，保留15 mm厚法兰冷铁，外壳体内壁增加补贴余量，补贴余量底端至顶端0→7 mm渐变，上端法兰靠近内壁区域产生4处疏松缺陷，见图8c；当图8d中取消法兰冷铁后，4处疏松缺陷消除，表明该法兰冷铁阻碍冒口→厚大法兰→内壁的补缩，与铸件内部质量无益，凝固开始时，Point1~Point5温度分别为647.9℃、649.9℃、649.2℃、650℃、650.8℃和652.6℃。图8e中保留补贴取消、取消法兰冷铁，内壁面放满20 mm厚随形冷铁，此时图5中6处热电偶粒子位置凝固过程温度-时间曲线见图9，由于冒口及增加补贴后的壁厚效应，当充型结束、凝固开始时，Point1~Point5温度分别为611.4℃、614.4℃、618.6℃、619.9℃、620.5℃和623.9℃，较方案4分别下降5.6%、5.5%、4.7%、4.6%、4.7%和4.4%，且在后续凝固过程中，TTemp（Point 1）

图8 外壳体方案1-5缩松分布

图9 外壳体方案5凝固过程温度-时间曲线

3生产验证

方案2、方案4和方案5计算机分析结果显示：3种工艺方案均能获得无疏松缺陷铸件。方案2未放补贴，加工成本低于方案4与方案5，但外壳体作为某动力装置重要零部件，需部分承力，对组织及力学性能要求较高。由翰逊-梅尔方程导出的在t时间内形成的晶核数P（t）与形核率N及晶粒长大速率vg之间关系、霍尔佩奇公式中多晶体屈服强度σs与晶粒平均直径d之间的关系可知：方案5中，外壳体内壁布满20 mm厚冷铁，可获得更加细小的铸态晶粒组织，力学性能优于其他两种工艺方案。

式中：κ为与晶核形状有关的常数；K为与晶界结构有关的常数，σ0为晶界内部对于形变的阻力。对工艺方案5进行生产验证，外壳体铸件实物及X射线探伤检测结果如图10所示，铸件外观无肉眼可见缺陷，浇注饱满，组织致密，无肉眼可见疏松、气孔及氧化夹渣等缺陷，符合验收要求，品质合格。

图10 方案5外壳体铸件实物与X射线探伤检测结果

4结论

（1）5种方案下，铝液由底部平稳充填至铸型顶部，铸件产生夹砂、氧化夹渣及针孔等风险较低；方案2中，内壁整面渐变冷铁高度由138→60 mm，方案1壁面弥散分布的疏松缺陷得以消除；方案3内壁增加0~7 mm渐变余量后，法兰冷铁的存在阻碍冒口→厚大法兰→内壁的凝固补缩，方案4取消法兰冷铁后，法兰与内壁交接区域疏松缺陷消失；较方案4，方案5内壁增加20 mm随形冷铁，激冷效应增加的同时，也实现了顺序补缩凝固，凝固后铸件无疏松缺陷，铸件组织致密。

（2）对工艺方案5进行生产验证，外壳体铸件外观无肉眼可见缺陷，X射线探伤检测铸件内部无肉眼可见疏松、气孔及氧化夹渣等缺陷，组织致密，符合验收要求。

作者：

邓高生 刘勇 牟宜华 乔兴华 杨旸
中国船舶重工集团衡远科技有限公司

本文来自：铸造杂志，《压铸周刊》战略合作伙伴