基于MAGMA的發(fā)動(dòng)機(jī)缸體鑄造工藝優(yōu)化

蘭喬 劉弈 謝正茂

摘 要：發(fā)動(dòng)機(jī)缸體作為汽車的核心部件之一，其質(zhì)量優(yōu)劣直接決定了汽油機(jī)的性能和工作壽命。為了提高發(fā)動(dòng)機(jī)缸體性能，對(duì)NT型發(fā)動(dòng)機(jī)缸體的鑄造工藝進(jìn)行設(shè)計(jì)，并采用MAGMA模擬軟件對(duì)初步設(shè)計(jì)工藝進(jìn)行模擬優(yōu)化。在此過程中，通過MAGMA軟件重點(diǎn)研究了缸體在鑄造過程中的充型性、液相殘余和缺陷分布，分析了充型不平穩(wěn)以及缺陷產(chǎn)生的原因，隨后以此作為重要依據(jù)，優(yōu)化設(shè)計(jì)了鑄件的澆冒口系統(tǒng)。經(jīng)模擬驗(yàn)證，該優(yōu)化工藝能夠解決鑄件液態(tài)成型時(shí)存在的問題，最終確定了合理的發(fā)動(dòng)機(jī)缸體鑄造工藝參數(shù)。

關(guān)鍵詞：發(fā)動(dòng)機(jī)缸體；數(shù)值模擬；MAGMA；鑄造工藝

發(fā)動(dòng)機(jī)缸體鑄件作為汽車發(fā)動(dòng)機(jī)的核心部件之一，屬于典型的薄壁、復(fù)雜、多芯的難制造零件，被譽(yù)為鑄造之花[1]。為了獲得質(zhì)量合格的缸體鑄件，需要對(duì)缸體的鑄造工藝進(jìn)行設(shè)計(jì)并驗(yàn)證，改善澆注過程中的質(zhì)量缺陷。將數(shù)值模擬與工藝設(shè)計(jì)結(jié)合，能有效縮短發(fā)動(dòng)機(jī)缸體模具設(shè)計(jì)周期，能夠降低發(fā)動(dòng)機(jī)缸體的研制成本投入，從而提高企業(yè)的經(jīng)濟(jì)效益。

本文以NT型發(fā)動(dòng)機(jī)缸體為研究對(duì)象，采用MAGMA數(shù)值模擬軟件，按照工藝設(shè)計(jì)→數(shù)值模擬分析→優(yōu)化設(shè)計(jì)→數(shù)值模擬分析→最優(yōu)工藝的思路，對(duì)NT型發(fā)動(dòng)機(jī)缸體鑄件的鑄造工藝進(jìn)行研究，從而獲得NT型缸體的最優(yōu)工藝。該研究對(duì)于同類型缸體鑄造工藝的設(shè)計(jì)可提供一定的參考價(jià)值。

1 有限元模型的建立

1.1 模型的確定及材料的選取

NT灰鑄鐵發(fā)動(dòng)機(jī)缸體的三維模型如圖1所示。

NT缸體最大輪廓尺寸為1146 mm×547 mm×598mm（長×寬×高），缸體單件鑄件重390kg，其材質(zhì)選擇為HT250合金灰鑄鐵，缸體最小壁厚為5.8mm，主要壁厚為7.2mm。

1.2 發(fā)動(dòng)機(jī)缸體澆注工藝設(shè)計(jì)

NT型缸體鑄件結(jié)構(gòu)復(fù)雜、壁厚不均且體積較大，結(jié)合工廠實(shí)際的生產(chǎn)條件及鑄件結(jié)構(gòu)，最終選擇一型一件的鑄造方式，選用立澆、底注式澆注的澆注方式對(duì)缸體進(jìn)行鑄造生產(chǎn)，具體的分型位置如圖2所示。經(jīng)過系列計(jì)算[24]，最終確定了NT型缸體澆注金屬液重量為510kg，澆注時(shí)間為28s，A阻= 2050mm2。為獲得良好的充型性，選擇了開放式澆注系統(tǒng)，其中ΣA直：ΣA橫：ΣA內(nèi)=1∶2∶4的比例，因此橫澆道截面ΣA橫=4354mm2，內(nèi)澆道截面ΣA內(nèi)=8680mm2。

同時(shí)，結(jié)合缸體的結(jié)構(gòu)及灰鑄鐵的特性，最終選擇單頸縮頂冒口對(duì)鑄件進(jìn)行補(bǔ)縮。該冒口的形式及參數(shù)如圖3所示。其中，冒口直徑D=（1.02.0）δ，高度H=（1.52.0）D，冒口頸高度h=30，冒口頸直徑d=0.55D。NT缸體需補(bǔ)縮的部位為缸筒頂面附近，經(jīng)測(cè)量得其熱節(jié)圓直徑δ=50mm，結(jié)合鑄造工藝手冊(cè)及相關(guān)文獻(xiàn)[46]，選擇了冒口直徑D=2.0，H=1.5的設(shè)計(jì)參數(shù)。計(jì)算可知，冒口中D=100mm，H=150mm，h=30mm，d=55mm。冒口共計(jì)12個(gè)，均布于缸體頂面兩側(cè)。

進(jìn)一步，為減緩金屬液從直澆道流下的沖擊力，使其平穩(wěn)地進(jìn)入橫澆道，在直澆道與橫澆道過渡處開設(shè)圓角過渡連接，從而避免較大的紊流區(qū)域，其示意圖如圖4所示；同時(shí)在橫澆道處設(shè)置3°的拔模斜度，以進(jìn)一步減小金屬液的飛濺及紊流程度，帶有拔模斜度的橫澆道如圖5所示。結(jié)合上述對(duì)澆注工藝的設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)，澆注系統(tǒng)的最終三維模型如圖6所示，其澆注工藝參數(shù)具體見表1。

2 初步模擬結(jié)果分析

2.1 充型模擬結(jié)果分析

圖7為采用MAGMA軟件對(duì)NT缸體初步工藝方案充型時(shí)間模擬圖。該圖反映了金屬液到達(dá)鑄型中的不同位置時(shí)需花費(fèi)的時(shí)間。

由圖7可以件直澆道、橫澆道在短時(shí)間內(nèi)充滿，隨后金屬液由內(nèi)澆道進(jìn)入并填充鑄型。內(nèi)澆道均布于缸體兩側(cè)，使金屬液均勻地從缸體兩側(cè)引入，控制了金屬液流入型腔的順序。鑄件的充型過程從缸體下部開始，隨后逐漸填充滿整個(gè)型腔，直至充型結(jié)束，符合底注式澆注的特點(diǎn)。

需要注意的是，當(dāng)金屬液通過內(nèi)澆道進(jìn)入缸體中時(shí)，圖7中缸體底部不規(guī)則顏色變化反映了金屬液在由最后一個(gè)內(nèi)澆道進(jìn)入到型腔時(shí)存在一定的紊流區(qū)，這可能是金屬液的動(dòng)能過大，而橫澆道并末端并未起到緩沖作用所致。隨后，金屬液面相對(duì)平穩(wěn)地上升，直至充滿整個(gè)型腔。

為探究金屬液由內(nèi)澆道進(jìn)入缸體時(shí)產(chǎn)生金屬液紊流區(qū)原因，對(duì)金屬液充型的具體過程進(jìn)行了模擬計(jì)算，如圖8所示。

圖8為不同時(shí)刻金屬液的充型位置示意圖。金屬液從直澆道過渡到橫澆道時(shí)由于勢(shì)能轉(zhuǎn)化，金屬液到達(dá)橫澆道時(shí)具有很大的動(dòng)能。

從圖8中可以看到，當(dāng)頭股金屬液順著橫澆道流動(dòng)至橫澆道末端時(shí)，在橫澆道末端處設(shè)置的緩沖段并沒有起到減小金屬液動(dòng)能的作用，使得頭股金屬液與橫澆道末端碰撞，發(fā)生反向回流。回流的金屬液與后方正向流動(dòng)的金屬液匯合后，產(chǎn)生了很大的飛濺，致使匯合后的金屬液從最后一個(gè)內(nèi)澆道進(jìn)入型腔，導(dǎo)致了金屬液的不平穩(wěn)充型，如圖8（c）所示。隨后，金屬液逐漸將橫澆道填滿，依次通過內(nèi)澆道逐漸進(jìn)入型腔進(jìn)行充型，直到將型腔充滿為止。

由于頭股進(jìn)入到型腔的金屬液產(chǎn)生了較大的飛濺，因此充型過程前期并不是十分平穩(wěn)，這與圖7中金屬液的紊流區(qū)相吻合。

2.2 凝固過程中液相殘余分布模擬分析

在鑄造數(shù)值模擬軟件中，可通過液相殘余分析鑄件的凝固過程。圖9為金屬液在凝固過程中的殘余液相分?jǐn)?shù)分布模擬圖。為便于觀察，對(duì)缸體進(jìn)行切片，觀察缸體內(nèi)部的凝固過程。根據(jù)右側(cè)顏色卡尺與殘余液相分?jǐn)?shù)之間的對(duì)照關(guān)系圖可知，隨著標(biāo)尺顏色由上（白色）至下（藍(lán)色）的逐漸變化，型腔內(nèi)的殘余液相分?jǐn)?shù)依次降低。除此以外，顏色卡尺上端還存在灰色的空缺區(qū)，對(duì)應(yīng)的是缸體中的冒口頂部的一部分，這是由于缺失金屬液所導(dǎo)致金屬液空缺區(qū)。

以缸體第六缸筒補(bǔ)縮過程為例，由圖9中（a）與（f）可知，在剛凝固時(shí)，冒口及缸體上部的殘余液相最多。隨著凝固過程的進(jìn)行，缸體中金屬液不斷產(chǎn)生液態(tài)收縮，冒口處金屬液在重力壓頭的作用下向缸體中提供金屬液，補(bǔ)充鑄件中已收縮的部分，發(fā)揮冒口補(bǔ)縮的作用。

隨著上述過程的不斷進(jìn)行，冒口中提供的金屬液不斷被消耗，冒口中Empty區(qū)域（灰色部分）增大，仍無法補(bǔ)充缸體中金屬液收縮時(shí)所帶來的體積損失。因此，冒口中金屬液先行冷卻而凝固，其下方被補(bǔ)縮部位的補(bǔ)縮通道關(guān)閉，在缸體中形成孤立液相區(qū)，殘余液相隨著溫度的降低將產(chǎn)生液態(tài)及凝固收縮，如果收縮過程得不到充分補(bǔ)縮，則該處可能產(chǎn)生縮孔、縮松。由于冒口中的金屬液流入被補(bǔ)縮部位，冒口中金屬液損失過多，其金屬液空缺區(qū)不斷向鑄件中延伸，直到延伸至缸體缸筒附近，最終導(dǎo)致鑄件缸筒附近存在明顯的缺陷，如圖9（e）、圖9（f）所示。

2.3 缸體缺陷模擬

MAGMASOFT軟件中，采用PROSITY（縮孔分析率）判據(jù)對(duì)鑄件中可能產(chǎn)生縮孔縮松的部位進(jìn)行分析。圖10為上述澆注系統(tǒng)在MAGMA軟件中PROSITY判據(jù)的模擬結(jié)果，使用該判據(jù)可以顯示出鑄件表面及內(nèi)部的縮孔、縮松缺陷及其所在位置。右側(cè)的卡尺顏色對(duì)應(yīng)著出現(xiàn)縮松縮孔的概率大小。藍(lán)綠色區(qū)域表示縮孔縮松率為零，即沒有縮松縮孔；而白色區(qū)域表示縮孔率非常高，接近100%。

因模擬時(shí)采用了相對(duì)苛刻的模擬條件，加之缸體本體中出現(xiàn)縮松縮孔概率不足2%，此為可以接受的缺陷，這些缸體內(nèi)部的縮孔縮松缺陷在此不作討論。

從圖10中可以看出，在缸體上部第六缸冒口處存在著比較嚴(yán)重的縮孔缺陷，且該缺陷已從冒口處延伸至鑄件內(nèi)部，影響到了鑄件的質(zhì)量，這與圖9中冒口中存在的Empty區(qū)域相吻合。結(jié)合前節(jié)分析可知，這是冒口中金屬液的損失所導(dǎo)致的缺陷。該缺陷可以通過增大冒口容納金屬液的能力來消除。

需要注意是，在圖9（e）以及圖9（f）所示孤立液相區(qū)，并沒有在圖10中對(duì)應(yīng)的位置發(fā)現(xiàn)有明顯的缺陷，這一現(xiàn)象可以通過灰鑄鐵自身的特性以及均衡凝固理論加以解釋：金屬液從澆注到凝固主要會(huì)經(jīng)歷三個(gè)收縮階段，即液態(tài)收縮階段、凝固收縮階段以及固態(tài)收縮階段。在凝固收縮階段中，灰鑄鐵將發(fā)生共晶轉(zhuǎn)變?cè)趭W氏體樹枝晶中析出石墨，由此產(chǎn)生石墨化膨脹，可抵消部分或全部凝固過程中產(chǎn)生的收縮。缸體第六缸附近相對(duì)較為厚大，當(dāng)冒口補(bǔ)縮通道關(guān)閉后在缸體第六缸附近區(qū)域形成孤立液相區(qū)。由于逐層凝固方式是灰鑄鐵的一個(gè)固有特性，在孤立液相區(qū)開始凝固時(shí)，會(huì)在孤立液相區(qū)周圍首先形成固相，逐漸向液相區(qū)中心凝固。由于液相到固相的轉(zhuǎn)變伴隨著石墨析出所帶來的石墨化膨脹，周圍凝固析出的石墨將會(huì)對(duì)中部液相區(qū)產(chǎn)生膨脹，以抵消孤立液相區(qū)中心金屬液冷卻時(shí)產(chǎn)生的收縮。因此，鑄件越是厚大部分，凝固時(shí)石墨析出時(shí)帶來的石墨化膨脹效果越明顯。

綜合上述分析可以看出，冒口的存在對(duì)缸體中金屬液的液態(tài)收縮的確起到了一定程度的液態(tài)補(bǔ)縮作用，使得冒口下方被補(bǔ)縮部位沒有產(chǎn)生明顯缺陷，應(yīng)予以保留；但是該補(bǔ)縮過程進(jìn)行到一定程度時(shí)，冒口中的金屬液在重力壓頭的作用下不斷向鑄件中補(bǔ)充，導(dǎo)致冒口中的金屬液損失過多帶來了缺陷，該缺陷延伸至鑄件內(nèi)部對(duì)鑄件質(zhì)量產(chǎn)生了影響，因此需對(duì)冒口重新進(jìn)行設(shè)計(jì)。

3 基于數(shù)值模擬的NT型缸體鑄造工藝優(yōu)化

初步數(shù)值模擬的結(jié)果顯示，在上述工藝中主要存在兩個(gè)問題：一是金屬液充型的平穩(wěn)性不足，金屬液在由最后一個(gè)內(nèi)澆道進(jìn)行型腔時(shí)產(chǎn)生了較大的飛濺，使充型前期存在有局部的紊流區(qū)；二是在缸體頂面，靠近冒口處存在金屬液的空缺區(qū)，該缺陷延伸至鑄件內(nèi)部，對(duì)鑄件的完整性造成了一定影響。基于此，為獲得外形完整，性能達(dá)標(biāo)的鑄件，需對(duì)缸體現(xiàn)有鑄造工藝進(jìn)行優(yōu)化，優(yōu)化工藝應(yīng)主要從改善缸體金屬液的充型性以及優(yōu)化冒口設(shè)計(jì)兩方面進(jìn)行。

3.1 缸體充型優(yōu)化

為提高金屬液充型平穩(wěn)性，將橫澆道末端延長，并將其設(shè)置為階梯狀，希望對(duì)金屬液起到緩沖作用，降低金屬液充型過程中的紊流程度。橫澆道的優(yōu)化示意圖如圖11所示。

從圖12中不難看出，金屬液幾乎是從缸體兩側(cè)均布的內(nèi)澆口處同時(shí)進(jìn)行缸體中進(jìn)行充型，金屬液從內(nèi)澆口進(jìn)行型腔時(shí)，并未產(chǎn)生明顯的飛濺現(xiàn)象。從圖中金屬液溫度分布可以看出，橫澆道末端的金屬液溫度相對(duì)較低，這是頭股金屬液剛進(jìn)入鑄型時(shí)與周圍介質(zhì)產(chǎn)生了強(qiáng)烈的換熱，溫度下降快，因此在圖12中存在著顏色差異。低溫金屬液被儲(chǔ)存在橫澆道末端，而未進(jìn)入鑄型中，這對(duì)改善鑄型的充型性以及缸體鑄件的質(zhì)量有積極意義。

同時(shí)，與圖8中初始的工藝方案相對(duì)比，該充型過程十分平穩(wěn)，說明該優(yōu)化方案對(duì)改善金屬液在澆注系統(tǒng)中的流動(dòng)狀態(tài)有明顯效果。

經(jīng)前面分析可知，金屬充型不平穩(wěn)的原因主要是橫道角末端并未有效的減小金屬液動(dòng)能，致使其發(fā)生回流，并與正向流動(dòng)的金屬液發(fā)生碰撞。階梯型澆道好處在于當(dāng)金屬液流向末端與型壁產(chǎn)生碰撞時(shí)，能夠有效地“壓”住金屬液，增加金屬液與鑄型壁碰撞的可能，從而有效的減小金屬液的動(dòng)能，阻止其產(chǎn)生卷氣、回流。

另外，由于橫澆道末端加長，產(chǎn)生碰撞后的冷污金屬液能夠被存儲(chǔ)在橫澆道末端，未進(jìn)入到鑄型之中，這能夠有效改善鑄件的質(zhì)量。圖13是優(yōu)化后鑄件金屬液充型鑄件的時(shí)間模擬圖，與圖7相比，金屬液幾乎是同時(shí)從內(nèi)澆道進(jìn)入到鑄型中，這說明金屬液充型的平穩(wěn)程度已得到極大的改善。

3.2 缸體凝固過程優(yōu)化

在初步工藝設(shè)計(jì)中，數(shù)值模擬結(jié)果顯示在缸體第六缸頂面存在著明顯的缺陷。經(jīng)分析，該缺陷是由于冒口尺寸設(shè)計(jì)偏小，當(dāng)冒口中金屬液損失過多時(shí)候，冒口中的金屬液空缺區(qū)延伸至鑄件內(nèi)部所導(dǎo)致。當(dāng)在第六缸中，需補(bǔ)縮的部位仍為缸筒頂面附近，其熱節(jié)圓與另外五缸相同，其直徑δ均為50mm。根據(jù)冒口的初始設(shè)計(jì)方案及數(shù)值模擬結(jié)果，現(xiàn)保留冒口直徑不變，將其高度H在設(shè)計(jì)范圍內(nèi)取較大值2.0，即優(yōu)化后冒口高度由150mm提高到200mm，以改善冒口對(duì)缸體的液態(tài)補(bǔ)縮效果。將冒口加高后，同時(shí)保留其余工藝參數(shù)不變，對(duì)優(yōu)化后缸體的凝固過程進(jìn)行模擬，其結(jié)果如圖14所示。

（a）殘余液相fs=95% （b）殘余液相fs=80%

（c）殘余液相fs=50%（d）殘余液相fs=20%

（e）殘余液相fs=5%（f）殘余液相fs=1%

圖14 工藝優(yōu)化后缸體凝固過程的殘余液相分布

圖14為工藝優(yōu)化后缸體凝固過程中殘余液相分布模擬圖。為便于觀察缸體內(nèi)部的凝固過程，對(duì)缸體鑄件進(jìn)行了切片處理。

結(jié)合初始工藝方案的圖9及優(yōu)化工藝方案的圖14可以看出，工藝優(yōu)化后，缸體的凝固順序并沒有太大改變，冒口下方仍存在著明顯的殘余液相區(qū)，缸筒附近仍是鑄件中最后凝固的區(qū)域。進(jìn)一步對(duì)比圖9中的（e）、（f）以及圖14中（e）、（f）可知，冒口的空缺區(qū)保留在冒口中，而未延伸到鑄件內(nèi)部。

3.3 優(yōu)化后缸體缺陷模擬

圖15為工藝優(yōu)化后PROSITY判據(jù)中縮松縮孔分布示意圖。與圖10相比而冒口增高后，第六缸冒口中的缺陷有較大的改善：與圖10對(duì)比可知，第六缸冒口中的缺陷區(qū)有所“上移”。這是因?yàn)槊翱谠龈吆蟠鎯?chǔ)的金屬液增多，因此在凝固過程中能夠提供足夠的金屬液對(duì)需補(bǔ)縮的部位進(jìn)行進(jìn)一步補(bǔ)縮，不會(huì)因金屬液不足而導(dǎo)致冒口中產(chǎn)生大面積的空缺區(qū)。這說明優(yōu)化工藝方案對(duì)缸體內(nèi)部缺陷的消除是合理的。

綜上所述，改善澆注系統(tǒng)結(jié)構(gòu)及調(diào)整冒口設(shè)計(jì)尺寸的方案符合要求，確定該工藝方案為最終實(shí)際生產(chǎn)的工藝方案。

4 結(jié)論

通過對(duì)NT缸體鑄件結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析，選擇了立澆工藝方案、底注式開放式澆注系統(tǒng)對(duì)缸體進(jìn)行澆注。并且進(jìn)一步通過MAGMA數(shù)值模擬及優(yōu)化，最終確定了NT型缸體鑄件的澆注參數(shù)及澆冒口優(yōu)化方案：澆注溫度1400℃，澆注時(shí)間28s，直澆道阻流截面ΣA阻=2050mm2，橫澆道中段ΣA橫=4354mm2，內(nèi)澆道截面積之和ΣA內(nèi)=8680mm2；并輔以直澆道末端圓弧過渡設(shè)計(jì)、橫澆道拔模設(shè)計(jì)以及橫道道末端階梯型設(shè)計(jì)保證金屬液充型的平穩(wěn)性；同時(shí)采用12個(gè)單頸縮頂冒口均布于缸體頂面兩側(cè)，以補(bǔ)充金屬液冷卻時(shí)產(chǎn)生的收縮，通過分析模擬過程中縮孔問題產(chǎn)生的原因，最終采用加高冒口的方式，優(yōu)化設(shè)計(jì)了冒口尺寸，其直徑D=100mm，高度H=200mm，得到適于NT缸體的最優(yōu)澆注工藝方案。

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作者簡介：蘭喬（1991），男，碩士研究生，主要研究方向?yàn)楫a(chǎn)品質(zhì)量檢測(cè)及失效分析、鑄造工藝等。

通訊作者：劉弈（1990），男，碩士研究生，主要研究方向?yàn)椴牧铣尚图凹庸すこ獭?/p>