邢甜甜，王桂青，田長文

(1.山東建筑大學材料科學與工程學院，山東 濟南 250100；2.齊魯工業(yè)大學(山東省科學院)，山東省科學院新材料研究所，山東 濟南 250014)

激光切割機中搭載切割頭的橫梁部件采用鋁合金ZL114A材料制造，橫梁的質(zhì)量直接影響到激光切割機的定位精度、加工精度、加工質(zhì)量等[1]。橫梁屬于結(jié)構(gòu)復雜的大尺寸鑄件[2]，在生產(chǎn)時，易產(chǎn)生冷隔、裂紋、穿透性疏松等缺陷。依賴于經(jīng)驗設(shè)計橫梁的鑄造工藝，可能要經(jīng)過多次的工藝試驗使設(shè)計的合理性和鑄件質(zhì)量的穩(wěn)定性得到完善。由于影響鑄造凝固過程和鑄件質(zhì)量的因素較多，若考慮不周全，可能需要調(diào)整或推翻原來的工藝方案，導致已投產(chǎn)的模具及工裝報廢。因此，這種傳統(tǒng)的新產(chǎn)品試制方法存在周期長和成本高等缺點。

計算機技術(shù)的高速發(fā)展促進了鑄造模擬仿真技術(shù)的廣泛應(yīng)用[3-4]，提升了鑄造水平，對于縮短試制周期、降低試制成本、減少工藝設(shè)計的重大失誤具有顯著作用[5-6]。ProCAST是法國ESI公司開發(fā)的用于熱物理綜合解決方案的有限元軟件，自推出以來受到世界各地眾多用戶的青睞，廣泛應(yīng)用于鑄件澆注系統(tǒng)設(shè)計、充型及凝固過程模擬，從而縮短了產(chǎn)品設(shè)計周期，降低了成本[7]。近年來，基于ProCAST，許多科技工作者對橫梁鑄件的數(shù)值模擬和工藝優(yōu)化開展了一系列研究。劉晨等[8]等研究了橫梁鑄鋼件砂型重力鑄造工藝，設(shè)置了合理的補縮系統(tǒng)和工藝參數(shù)；郭凱等[9]對龍門式HT300機床橫梁鑄件鑄造過程中產(chǎn)生的殘余應(yīng)力進行跟蹤分析，預測了縮孔、縮松等缺陷的產(chǎn)生；衛(wèi)東海等[10]從橫梁結(jié)構(gòu)剛度的有限元分析、鑄造變形數(shù)值模擬等方面介紹了高精度保持性QT600-3橫梁的鑄造技術(shù)，得出基于數(shù)值模擬優(yōu)化的鑄造工藝是生產(chǎn)高質(zhì)量橫梁鑄件的重要技術(shù)手段。因此，模擬對于橫梁鑄件優(yōu)化鑄造工藝、提高鑄件質(zhì)量、減少生產(chǎn)成本具有重要意義，而利用ProCAST對于ZL114A鋁合金橫梁鑄件的砂型重力鑄造過程模擬研究及工藝優(yōu)化的相關(guān)文獻未見報道。

本文利用ProCAST軟件，對ZL114A鋁合金橫梁砂型重力鑄造的充型和凝固過程進行了模擬和分析，實現(xiàn)了鑄造工藝方案的優(yōu)化設(shè)計。

1 橫梁結(jié)構(gòu)特征分析

本文所研究橫梁零件三維實體圖如圖1所示。零件外形輪廓尺寸為2480 mm×540 mm×278 mm，質(zhì)量74 kg，材質(zhì)為Zl114A，主體截面尺寸303 mm×259 mm，壁厚6 mm，兩端支耳壁厚40 mm，內(nèi)部加強筋較多且縱橫交錯，筋厚度5 mm，內(nèi)部由橫隔板分成多個空腔，屬于狹長、多腔類復雜鋁合金薄壁鑄件。

圖1 橫梁實體模型Fig.1 Solid model of the beam

2 初始鑄造工藝方案及模擬分析

2.1 初始鑄造工藝方案

根據(jù)鋁合金橫梁的結(jié)構(gòu)特點和鑄造工藝設(shè)計原則，初始鑄造工藝方案如圖2所示，采用砂型重力鑄造工藝，鑄型及砂芯均采用堿性酚醛樹脂自硬砂。為保證充型平穩(wěn)，采用底注+縫隙式澆注系統(tǒng)，鑄件兩側(cè)設(shè)置對稱的4個直澆道、2個橫澆道和12個縫隙式內(nèi)澆道，其中直澆道截面積A直為365 mm2，橫澆道截面積A橫為1460 mm2，縫隙式內(nèi)澆道截面寬度9 mm，圓柱形暗冒口直徑45 mm。縫隙式內(nèi)澆道設(shè)置在橫梁環(huán)筋處且與鑄件同高，并且內(nèi)澆道的形狀和尺寸要求兼具補縮作用，在兩端支耳處設(shè)置4個冒口用于此處補縮。

1 冒口；2 橫澆道；3 直澆道；4 圓柱形暗冒口及縫隙式內(nèi)澆道；5 導軌面；6 支耳

2.2 充型過程模擬結(jié)果與分析

將上述模型導入ProCAST的網(wǎng)格生成模塊Visual-mesh中，對鑄件進行有限元網(wǎng)格劃分，得到節(jié)點數(shù)118 224個，四面體網(wǎng)格數(shù)1 468 781個，如圖3所示。

圖3 橫梁鑄件網(wǎng)格模型Fig.3 Casting mesh model of the beam

鑄型初始溫度25 ℃，澆注溫度710 ℃，澆注時間10.73 s。充型過程模擬結(jié)果如圖4所示:t=2.1 s充型20%時(圖4a)，金屬液體經(jīng)由12個縫隙式內(nèi)澆道流入鑄型型腔，流量均衡，流速平穩(wěn)；t=3.8 s充型30%時(圖4b)，鑄型底部型腔全部充滿；隨著充型時間的增加，金屬液面逐漸平穩(wěn)上升(圖4c)；t=10.73 s時(圖4d)，充型結(jié)束。整個充型過程較為平穩(wěn)，沒有出現(xiàn)飛濺、噴射現(xiàn)象，也未出現(xiàn)冷隔、澆不足的現(xiàn)象。因此，澆注系統(tǒng)和參數(shù)的初始工藝方案能夠滿足鑄件的充型要求。

圖4 充型過程Fig.4 Filling process

2.3 凝固過程模擬結(jié)果與分析

圖5為初始工藝方案的不同時刻的凝固結(jié)果，由圖中可以看出，橫梁鑄件的凝固順序為橫梁主體部分(圖中紫色區(qū)域)先凝固，接著是縫隙式內(nèi)澆道，兩端支耳及冒口處最后凝固。整個凝固過程完成需要468.5 s。圖6為固相體積分數(shù)的計算模擬，固相體積分數(shù)取值為0～1，表示由液相到固相的轉(zhuǎn)變過程，其中0.7為鑄件縮孔、縮松等缺陷的臨界固相體積分數(shù)值[11]。圖6中鑄件兩端黃色區(qū)域固相體積分數(shù)較周圍低，形成孤立液相區(qū)，該區(qū)域由于最后凝固而又得不到有效的液體補縮，因此會產(chǎn)生收縮缺陷。

圖5 凝固時間Fig.5 Solidification time

圖6 固相體積分數(shù)Fig.6 Fraction solid

圖7為橫梁收縮缺陷分布圖，從圖中可以看出，在鑄件加強筋處出現(xiàn)孔隙率約5%的小范圍收縮缺陷(圖7a)，在橫梁鑄件兩端支耳出現(xiàn)了孔隙率約20%且范圍較大的收縮缺陷(圖7b)。這是由于在冷卻凝固的過程中，支耳凹槽處冷卻速度較快而優(yōu)先凝固，圖7b缺陷產(chǎn)生部位處的壁厚較周圍區(qū)域厚，冷卻速度慢，而設(shè)置的兩處冒口距離較遠，未能對此處進行有效補縮，因此形成收縮缺陷。

圖7 橫梁收縮缺陷分布圖Fig.7 Beam shrinkage defect distribution

3 鑄造工藝方案的優(yōu)化及模擬分析

3.1 工藝方案優(yōu)化

根據(jù)以上分析可知，初始鑄造工藝方案產(chǎn)生缺陷的原因是局部區(qū)域壁厚尺寸較大，容易產(chǎn)生熱節(jié)點，且凝固過程不能有效補縮，因此對初始工藝方案進行了優(yōu)化。改進后的冒口補縮系統(tǒng)見圖8，在兩端支耳凸臺處各增設(shè)兩處腰圓冒口，為了增大冒口補縮的末端效應(yīng)，在腰圓冒口下方加置冷鐵，縫隙式內(nèi)澆道寬度由9 mm增至12 mm，以增強對加強筋的補縮效果。

1 腰圓冒口；2 冷鐵

3.2 改進工藝方案后鑄件模擬結(jié)果分析

改進后鑄件的凝固模擬結(jié)果如圖9所示。由圖9a可知，橫梁鑄件的凝固順序為橫梁主體部分先凝固，接著是澆注系統(tǒng)、兩端支耳及腰圓冒口，改進工藝方案中設(shè)置的腰圓冒口最后凝固。由圖9b可知，增加冷鐵后腰圓冒口下部的支耳部位先于腰圓冒口凝固，調(diào)整了此處凝固順序，達到了針對性補縮的目的。

圖9 改進后凝固模擬結(jié)果Fig.9 Improved solidification simulation results

改進后缺陷預測分布如圖10所示，可以看出縫隙式內(nèi)澆道截面尺寸的改變，消除了橫梁加強筋處的缺陷；腰圓冒口和冷鐵的增加，消除了橫梁支耳凸臺處的缺陷，橫梁鑄件內(nèi)部無明顯縮孔、縮松缺陷，這表明此工藝方案可以獲得合格鑄件。

圖10 改進后收縮缺陷分布Fig.10 Improved shrinkage defect distribution

4 結(jié)論

(1)采用ProCAST軟件，在澆注溫度710 ℃、澆注時間10.73 s、鑄型溫度25 ℃的條件下，模擬了大型ZL114A鋁合金橫梁的砂型重力鑄造充型和凝固過程，較直觀地觀察和分析了澆冒口系統(tǒng)設(shè)置的合理性，優(yōu)化了鑄造工藝方案，為工藝實施奠定了理論基礎(chǔ)。

(2)模擬結(jié)果表明，采用底注式+縫隙式澆注系統(tǒng)，鑄件充型平穩(wěn)。在合理調(diào)整澆冒口系統(tǒng)的設(shè)計并配合使用冷鐵后，可消除鑄件局部縮孔、縮松缺陷，獲得合格鑄件。