趙亞楠 趙曉光 何 毅

(一重集團(tuán)天津重型裝備工程研究有限公司，天津300457)

使用ProCAST軟件進(jìn)行模擬計(jì)算時(shí)，參數(shù)設(shè)置不同，得到的結(jié)果也有一定的差異。為了明確一套符合一重鑄件縮孔缺陷預(yù)測(cè)的基本計(jì)算模型，本文以3 t試驗(yàn)件為例，開展了正交試驗(yàn)分析，明確影響縮孔分布的主要因素。同時(shí)，進(jìn)行單因素分析，明確該因素對(duì)縮孔分布的影響趨勢(shì)。最后，結(jié)合3 t試驗(yàn)件的實(shí)際澆鑄結(jié)果，給出合理的模擬參數(shù)取值。

1 前處理設(shè)置

1.1 有限元模型

以3 t試驗(yàn)件為研究對(duì)象，建立幾何模型并劃分網(wǎng)格，試驗(yàn)件三維計(jì)算模型見圖1。試驗(yàn)件材料為ZG270-500，成分見表1。其物性參數(shù)均由ProCAST軟件計(jì)算得出。ZG270-500導(dǎo)熱系數(shù)、密度、熱焓和固相分?jǐn)?shù)隨溫度的變化見圖2。

圖1 3 t試驗(yàn)件三維計(jì)算模型Figure 1 Three dimensional calculation model of 3t test piece

表1 ZG270-500合金成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 1 Composition of alloy ZG270-500 (mass fraction, %)

圖2 ZG270-500導(dǎo)熱系數(shù)、密度、熱焓和固相分?jǐn)?shù)隨溫度的變化圖Figure 2 Change drawing of ZG270-500 coefficient of thermal conductivity, density, enthalpy, and solid fraction with temperature

冷鐵材料為ZG230-450，砂箱為呋喃樹脂砂(面砂)和硅砂。所有物性參數(shù)均為隨溫度變化的曲線，提高計(jì)算的可信度。

1.2 邊界條件設(shè)置

本計(jì)算在冒口頂部設(shè)置合理的熱流密度和換熱系數(shù)來(lái)取代發(fā)熱劑的作用。各個(gè)界面之間的換熱系數(shù)視重要程度分別設(shè)置常數(shù)與隨溫度變化的曲線，界面換熱系數(shù)設(shè)置見表2。其中，砂箱外側(cè)采用空冷，試驗(yàn)件與砂箱之間的界面換熱系數(shù)是隨時(shí)間變化的曲線(見圖3)，澆注溫度為1546℃。

2 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

ProCAST軟件中用于計(jì)算縮孔縮松的參數(shù)主要有3個(gè)[1]，分別為MACROFS、PIPEFS和FEEDLEN。除軟件本身的計(jì)算參數(shù)影響外，冒口上方發(fā)熱劑覆蓋劑的保溫性能也是影響冒口補(bǔ)縮能力的重要因素，因此，本文選取MACROFS、PIPEFS、FEEDLEN、發(fā)熱劑覆蓋劑的保溫性能作為影響縮孔的因素，進(jìn)行了四因素三水平的正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)(見表3)。

表2 界面換熱系數(shù)設(shè)置(單位：W/(m2·K))Table 2 The coeficient setting of interface heat transfer(Unit: W/(m2·K))

圖3 鑄件-砂型換熱系數(shù)隨溫度的變化圖Figure 3 Change diagram of heat transfer coefficient of casting sand mold with temperature

根據(jù)模擬結(jié)果(見圖4)，以一次縮孔深度與二次縮孔深度作為分析標(biāo)準(zhǔn)，通過正交分析(見表4)發(fā)現(xiàn)，對(duì)于一次縮孔的深度，MACROFS因素對(duì)其影響最大，HTC、FEEDLEN次之，PIPEFS影響最不明顯；對(duì)于二次縮孔的深度，4個(gè)因素的影響程度由大到小依次為PIPEFS、HTC、MACROFS、FEEDLEN，但4個(gè)因素的影響程度相差不大。綜合來(lái)看，對(duì)于縮孔的位置判定，明確MACROFS、發(fā)熱劑覆蓋劑的保溫性能十分關(guān)鍵。

表3 四因素三水平的正交表設(shè)計(jì)Table 3 Orthogonal table design of four factors and three levels

圖4 9個(gè)正交試驗(yàn)的縮孔分布圖Figure 4 The porosity distribution diagram of 9 orthogonal experiments

表4 縮孔深度正交分析Table 4 Orthogonal analysis of porosity depth

3 縮孔敏感因素分析

3.1 ProCAST計(jì)算縮孔的參數(shù)對(duì)縮孔的影響

PIPEFS增大，一次縮孔上方的形狀由直錐形變?yōu)閳A滑的碗形(見圖5)。理論上講，PIPEFS增大，一次縮孔深度增大，而本計(jì)算中PIPEFS對(duì)一次縮孔影響較小，可能原因：冒口上方的保溫效果較好，PIPEFS對(duì)其影響有限。

MACROFS增大，一次縮孔上方的形狀由圓滑的碗形變?yōu)橹卞F形(見圖6)。MACROFS增大，鋼液的補(bǔ)縮能力提高，配合FEEDLEN，能夠?qū)⒁涯探Y(jié)殼的自由表面重新熔化，達(dá)到PIPEFS值以下，液面繼續(xù)下降，因此，一次縮孔深度增大。同理，二次縮孔上升，形狀變圓。

MACROFS=0.7的水平中，F(xiàn)EEDLEN增大，對(duì)自由表面的重新熔化影響有限(見圖7)，因此，一次縮孔幾乎沒有變化；FEEDLEN增大，鋼液的補(bǔ)縮能力提高，鑄件更加緊實(shí)致密，二次縮孔變大。初步判斷，相較而言，MACROFS對(duì)縮孔的影響要大于FEEDLEN。

3.2 冒口上方界面換熱系數(shù)對(duì)縮孔的影響

冒口上方的界面換熱系數(shù)增大，散熱量增多，自由表面的鋼液凝固加快，導(dǎo)致一次縮孔深度變淺(見圖8)。鋼液凝固變快，導(dǎo)致鋼液的補(bǔ)縮能力下降，因此，二次縮孔增大。

圖5 PIPEFS對(duì)縮孔的影響Figure 5 The effects of PIPEFS to porosity

圖6 MACROFS對(duì)縮孔的影響Figure 6 The effects of MACROFS to porosity

圖8 冒口上方界面換熱系數(shù)對(duì)縮孔的影響Figure 8 The effects of heat transfer coefficient at the upper interface of the rise to porosity

3.3 模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

圖9 模擬的冒口形貌與實(shí)際形貌對(duì)比圖Figure 9 Comparison of simulated riser morphology with the actual morphology

圖10 冒口形貌尺寸對(duì)比圖Figure 10 Contrast diagram of the shape and size of the riser

通過上述一系列的敏感性試驗(yàn)，設(shè)置合理的模擬參數(shù)，得到的最終模擬結(jié)果(見圖9)顯示，一次縮孔與冒口底部距離87 mm，二次縮孔距離43 mm，其中，模擬計(jì)算中的二次縮孔區(qū)域不代表此處有孔洞，而是該位置處致密度沒有達(dá)到100%。實(shí)際鑄件的冒口處一次縮孔與冒口底部距離98 mm，且未出現(xiàn)二次縮孔。從模擬計(jì)算與實(shí)際冒口中的縮孔形貌對(duì)比圖(見圖10)可以看出，模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)際結(jié)果吻合較好。

4 結(jié)論

本文開展了一系列縮孔敏感性試驗(yàn)，結(jié)合實(shí)際澆鑄結(jié)果，得出一套適用于一重實(shí)際生產(chǎn)的鑄件模擬計(jì)算方法，具體參數(shù)推薦值如下：

(1)現(xiàn)場(chǎng)冒口上方保溫效果較好，推薦使用HTC=1 W/(m2·K)；

(2)MACROFS選取較大值，推薦使用0.99；

(3)PIPEFS選取較大值，推薦使用0.5；

(4)FEEDLEN影響不大，推薦使用較小值1 mm。

以上結(jié)論是在一次澆鑄實(shí)驗(yàn)基礎(chǔ)上得出的，模擬參數(shù)的通用性還有待進(jìn)一步的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。