楊繼偉，劉寶惜，范世超，周文龍，郝 海

(1.大連華銳重工鑄鋼有限公司，遼寧大連 116035；2.大連理工大學(xué)，遼寧大連 116024)

在鑄造過程中，裂紋和變形是鑄鋼件尤其是大型鑄鋼件中普遍存在的鑄造缺陷，給工業(yè)生產(chǎn)造成了巨大損失。鑄造凝固過程中產(chǎn)生的熱應(yīng)力是由于鑄件在冷卻過程中各部分冷卻不均勻，在同一時(shí)刻各部分收縮量不同，受阻礙而產(chǎn)生的。當(dāng)最大應(yīng)力超過鑄件在該溫度下的最大抗拉強(qiáng)度，而此時(shí)液態(tài)金屬的補(bǔ)縮又不充足時(shí)，可能導(dǎo)致鑄件產(chǎn)生變形或裂紋，局部殘余應(yīng)力的存在可能導(dǎo)致零件使用壽命變短。因此，對(duì)鑄件凝固過程中進(jìn)行熱應(yīng)力數(shù)值模擬，可以有效研究和預(yù)測(cè)熱裂，為實(shí)際生產(chǎn)提供科學(xué)指導(dǎo)[1，2]。目前，應(yīng)力場(chǎng)模擬以成熟的溫度場(chǎng)數(shù)值模擬技術(shù)作為基礎(chǔ)，對(duì)應(yīng)力場(chǎng)分析時(shí)需要綜合運(yùn)用流體流動(dòng)、熱傳遞、材料高溫力學(xué)性能分析等技術(shù)[3]。ProCAST軟件對(duì)鑄造過程中的熱應(yīng)力模擬主要分為固液兩相區(qū)的應(yīng)力分布模擬和凝固以后的數(shù)值模擬兩部分，目前凝固過程中的應(yīng)力數(shù)值模擬主要集中在凝固以后階段[4]。

本文以一種308L不銹鋼離心泵泵殼鑄件為例，利用ProCAST有限元鑄造模擬軟件對(duì)其鑄造過程進(jìn)行數(shù)值模擬，研究了在應(yīng)力場(chǎng)下澆注時(shí)間和澆注溫度對(duì)鑄件有效應(yīng)力的影響，從而為確定最佳工藝方案，優(yōu)化鑄造工藝參數(shù)，確保鑄件質(zhì)量，縮短產(chǎn)品試制周期，降低生產(chǎn)成本提供科學(xué)依據(jù)。

1 數(shù)值模擬前處理

1.1 力學(xué)模型和熱學(xué)邊界條件

1.1.1 力學(xué)模型

目前熱應(yīng)力數(shù)值模擬主要采用熱彈塑性模型，默認(rèn)材料屈服前為彈性，屈服后為塑性，彈性模量與屈服應(yīng)力是溫度的函數(shù)，且當(dāng)材料接近熔點(diǎn)時(shí)，彈性模量與屈服應(yīng)力均變?yōu)榱恪１疚难芯坎捎肞roCAST軟件中提供的熱彈塑性模型。

熱應(yīng)變?cè)隽堪囟茸兓a(chǎn)生的收縮以及彈性模量和線膨脹系數(shù)隨溫度變化而引起的增量，可以表示為：

式中，T0是初始溫度；T是瞬時(shí)溫度；α是線膨脹系數(shù)。

塑性應(yīng)變?cè)隽康拇笮『头较蛴闪鲃?dòng)準(zhǔn)則確定：

式中，H′為材料的塑性硬化模量，可由簡(jiǎn)單的拉伸曲線得到。由以上各式可得出熱彈塑性模型的本構(gòu)方程：

1.1.2 熱學(xué)邊界條件

建立鑄件、型殼及環(huán)境相互之間的傳熱模型是對(duì)熔模鑄件凝固過程進(jìn)行數(shù)值模擬的前提。澆注后，鑄件、鑄型和環(huán)境之間存在動(dòng)態(tài)復(fù)雜的換熱過程：在鑄件、型殼及其二者之間的界面處，保溫氈、砂箱及其二者之間界面處，熱量（ΔQ）依靠熱傳導(dǎo)形式進(jìn)行傳遞：

式中，h為界面換熱系數(shù)；T1和T2分別為界面兩側(cè)的溫度。在型殼表面，鑄件及砂箱表面與環(huán)境之間存在輻射和對(duì)流換熱，在鑄件冒口與環(huán)境之間也存在輻射和對(duì)流換熱過程：

式中，h1表示模殼或者砂箱等表面與環(huán)境的對(duì)流換熱系數(shù)；T表示模殼或者砂箱等表面的溫度；Ta表示環(huán)境溫度；ε表示輻射換熱系數(shù)；σ為斯蒂芬-玻爾茲曼常數(shù)[5]。

1.2 幾何模型建立及有限元網(wǎng)格劃分

所模擬的鑄件是大型離心泵泵殼，材質(zhì)是308L鑄造不銹鋼，鑄件輪廓尺寸為2817mm×2235mm×1870mm，重量為 21.58t，壁厚大于80mm且不均勻。該鑄件工作環(huán)境較差，由于殼體結(jié)構(gòu)復(fù)雜、壁厚不均勻，對(duì)鑄造工藝提出很高要求，要能夠保證鑄件沒有裂紋、縮孔和較大變形等缺陷[6]。本文采用三維建模軟件UG對(duì)鑄件進(jìn)行三維實(shí)體造型，并通過prt格式軟件與ProCAST之間進(jìn)行數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)化[7]。鑄件采用開放型的底雨淋式澆注系統(tǒng)，鑄件三維實(shí)體造型如圖1所示。

圖1 三維有限元模型

因?yàn)殍T件為對(duì)稱結(jié)構(gòu)，取1/2進(jìn)行模擬。實(shí)體模型有限元體網(wǎng)格單元總數(shù)為751935個(gè)，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為98490個(gè)，網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖2。

圖2 三維有限元網(wǎng)格劃分

1.3 材料參數(shù)設(shè)置

模擬鑄造過程需要大量材料熱物性參數(shù)和力學(xué)性能，這些材料參數(shù)值隨溫度的變化而變化，如果沒有準(zhǔn)確的隨時(shí)間變化的函數(shù)關(guān)系，很難得到準(zhǔn)確的模擬結(jié)果[8]。

鑄件材料為308L，熱物性參數(shù)主要來自Pro-CAST自帶的材料數(shù)據(jù)庫，其中比熱容和屈服強(qiáng)度由JMatPro分析軟件計(jì)算得到。鑄件與殼型之間界面換熱系數(shù)隨兩者溫度變化而不同，在溫度較高的初期達(dá)到一個(gè)峰值，隨后快速下降，因此較難測(cè)量。本文中選取鑄型材料為樹脂砂，采用均值常數(shù)來反映整個(gè)鑄造過程中的界面換熱情況。鑄型與鑄件之間的界面換熱系數(shù)為500W/（m2·K）[9]；鑄件與冷鐵之間的界面換熱系數(shù)為1000W/（m2·K）；冷鐵與鑄型之間的界面換熱為500W/（m2·K）；澆注溫度初步設(shè)為1580℃[10]。采用重力鑄造，殼型應(yīng)力類型為剛體，鑄件采用熱彈塑性模型。

表1 308L的導(dǎo)熱系數(shù)和比熱容

表2 308L的屈服強(qiáng)度和塑性模量

2 模擬試驗(yàn)結(jié)果與分析

在收縮應(yīng)力和熱應(yīng)力作用下，當(dāng)鑄件表面上的最大有效應(yīng)力大于最大抗拉強(qiáng)度時(shí)，就會(huì)產(chǎn)生裂紋，本文研究分析從澆注開始至凝固結(jié)束時(shí)，不同澆注時(shí)間和澆注溫度對(duì)有效應(yīng)力的影響，從而確定最優(yōu)工藝路線。

2.1 澆注時(shí)間對(duì)應(yīng)力場(chǎng)的影響

選取澆注溫度1580℃，以澆注時(shí)間分別為100s、120s、140s為模擬對(duì)象，圖3為不同澆鑄時(shí)間下，當(dāng)凝固結(jié)束時(shí)的有效應(yīng)力模擬效果圖。

圖3 不同澆鑄時(shí)間下的有效應(yīng)力分布

從圖3a中可以看出，澆鑄時(shí)間為100s時(shí)，在澆注過程中鑄件最大的有效應(yīng)力為311.3MPa；從圖3b中可以看出，澆鑄時(shí)間為120s時(shí)，在澆注程中最大有效應(yīng)力為296.7MPa；從圖3c中可以看出，澆鑄時(shí)間為140s時(shí)，在澆注過程中最大有效應(yīng)力為304.3MPa?？梢缘玫浇Y(jié)論，澆注時(shí)間對(duì)于有效應(yīng)力的影響較小。比較三種不同澆注時(shí)間下，澆注過程中的有效應(yīng)力大小，可以看出120s方案中最大有效應(yīng)力值較小。從凝固結(jié)束時(shí)的應(yīng)力分布來看，120s方案和140s方案均比100s方案中的應(yīng)力分布更為理想，因此選擇“快澆”的120s方案。初步分析得出澆注時(shí)間過短，充型速度過快，從而使金屬液產(chǎn)生較大的紊流現(xiàn)象，導(dǎo)致有效應(yīng)力過大。

2.2 澆注溫度對(duì)應(yīng)力場(chǎng)的影響

選取120s澆注方案，以澆注溫度分別為1530℃、1580℃和1630℃作為模擬對(duì)象分析鑄件上的等效應(yīng)力，圖4為不同澆注溫度下的應(yīng)力模擬效果圖。

從圖4a可以看出，澆注溫度為1530℃時(shí)，在澆注過程中鑄件最大有效應(yīng)力為386.6MPa；從圖4b可以看出，當(dāng)澆注溫度為1580℃時(shí)，在澆注過程中最大有效應(yīng)力為296.7MPa；從圖4c可以看出，澆注溫度為1630℃時(shí)，在澆注過程中最大有效應(yīng)力為258.0MPa?？梢缘贸鼋Y(jié)論，澆注溫度對(duì)澆注過程中的有效應(yīng)力的影響較大，且隨著澆注溫度的升高，最大有效應(yīng)力呈下降趨勢(shì)。但從凝固結(jié)束后的有效應(yīng)力分布來看，1530℃方案中鑄件的底部和1630℃方案中鑄件的側(cè)壁和底部均產(chǎn)生不同程度的應(yīng)力集中，所以選取澆注溫度為1580℃為最佳方案。

2.3 熱裂位置預(yù)測(cè)

圖5是對(duì)可能熱裂的位置的預(yù)測(cè)，采用澆注時(shí)間120s，澆注溫度1580℃的最優(yōu)工藝方案。可以看出，在整個(gè)澆注系統(tǒng)中，在直澆道處存在熱裂傾向。分析可知，靠近澆口的鑄件部分溫度較高，凝固速度比較慢，在凝固階段末段容易形成強(qiáng)度比較低的薄弱區(qū)，從而形成熱裂紋。但在鑄件主體部位上沒有出現(xiàn)熱裂傾向。

參考如上工藝，即：底注，澆注時(shí)間120s，澆注溫度1580℃，得到了無明顯缺陷的泵殼鑄件，如圖6所示。

圖4 不同澆注溫度下的有效應(yīng)力分布

3 結(jié)論

（1）澆注時(shí)間對(duì)鑄件的有效應(yīng)力影響較小，在澆注過程中，100s方案最大有效應(yīng)力較大，140s方案次之，120s方案最小且應(yīng)力分布較為合理。

圖6 泵殼鑄件實(shí)體照片

（2）澆注溫度對(duì)鑄件的有效應(yīng)力影響顯著，適當(dāng)?shù)脑黾訚沧囟?，有利于減小鑄件的有效應(yīng)力。三種方案中，澆注溫度為1580℃時(shí)，鑄件的有效應(yīng)力分布較為理想且不會(huì)出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象。

（3）采用澆注時(shí)間為120s，澆注溫度為1580℃最優(yōu)方案時(shí)，鑄件主體部分未出現(xiàn)熱裂傾向。