田運(yùn)燦 楊冬野 何博

摘要：為確保差壓鑄造汽車轉(zhuǎn)向節(jié)的性能滿足要求，基于實(shí)際鑄造工藝對(duì)鋁合金AlSi7Mg0.3的熱物理性能進(jìn)行精確測(cè)量和修正，建立仿真度較高的轉(zhuǎn)向節(jié)差壓鑄造過(guò)程物理模型，計(jì)算系統(tǒng)不同部位的溫度演化過(guò)程以及電偶測(cè)量值與實(shí)際溫度間的差異。校準(zhǔn)后的電偶實(shí)測(cè)溫度曲線與計(jì)算溫度曲線對(duì)比表明：計(jì)算所得的溫度曲線與實(shí)測(cè)曲線形狀完全一致，波峰、波谷處數(shù)值模擬的準(zhǔn)確率達(dá)到93%以上。在此基礎(chǔ)上進(jìn)行鑄件縮孔疏松預(yù)測(cè)，模擬結(jié)果與實(shí)際解剖結(jié)果一致，可進(jìn)一步提高差壓鑄造溫度場(chǎng)計(jì)算和測(cè)量的精確度，提高鑄造缺陷預(yù)測(cè)的準(zhǔn)確性。

關(guān)鍵詞：汽車轉(zhuǎn)向節(jié);鋁合金;差壓鑄造;過(guò)程模擬;熱物理性能;縮孔疏松預(yù)測(cè)

中圖分類號(hào)：U463.46;TG213

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：B

文章編號(hào)：1006-0871（2019）02-0027-08

0?引?言

汽車轉(zhuǎn)向節(jié)是轉(zhuǎn)向橋的重要組成部分，在汽車行駛過(guò)程中承受很大的沖擊載荷[1]，因此對(duì)其鑄造質(zhì)量要求較高。鋁合金（AlSi7Mg0.3）汽車轉(zhuǎn)向節(jié)通常采用差壓鑄造技術(shù)制備，這一工藝可以有效提高鑄件凝固過(guò)程中的補(bǔ)縮能力[2]，減少鑄件中的孔狀缺陷，使鑄件具有較高的強(qiáng)度、良好的抗沖擊載荷性能，以及較長(zhǎng)的疲勞壽命。鑄造過(guò)程經(jīng)歷高溫、高壓，而且某些工藝中采用密閉環(huán)境，研究者難以通過(guò)常用手段實(shí)時(shí)觀察鑄造過(guò)程，分析各類影響因素[3-4]，并定量評(píng)估鑄造質(zhì)量。

針對(duì)存在的技術(shù)困難，鑄造領(lǐng)域的研究者們采用各類計(jì)算工具，如有限元法和有限體積法，預(yù)測(cè)或驗(yàn)證材料加工工藝的合理性，分析各類因素的影響規(guī)律，并在此基礎(chǔ)上提出一系列工藝改進(jìn)措施，獲得一些進(jìn)展。瑞士洛桑聯(lián)邦理工學(xué)院的DREZET等[5]模擬測(cè)量鑄速和合金成分對(duì)電磁鑄造大板坯溫度場(chǎng)的影響，探究液穴深度與鑄速和金屬熱導(dǎo)率的線性關(guān)系。意大利巴里理工學(xué)院的GALANTUCCI等[6]采用有限元法模擬渦輪葉片的凝固過(guò)程，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。北京航空航天大學(xué)的王貴等[7]通過(guò)對(duì)鑄型/環(huán)境邊界和冒口/環(huán)境邊界進(jìn)行自然對(duì)流和輻射傳熱處理，改進(jìn)原有數(shù)值模擬系統(tǒng)，實(shí)現(xiàn)對(duì)熔模鑄造凝固過(guò)程溫度場(chǎng)的數(shù)值模擬。華中科技大學(xué)的曾興旺等[8]對(duì)離心鑄造過(guò)程中金屬液體的流動(dòng)和傳熱進(jìn)行分析，成功建立描述離心鑄造充型和凝固特性的數(shù)學(xué)模型。清華大學(xué)的金鑫炎等[9]采用FDM/FEM集成應(yīng)力分析系統(tǒng)模擬低壓鑄造鎂合金輪轂的溫度場(chǎng)和熱應(yīng)力場(chǎng)，并基于模擬結(jié)果，對(duì)輪轂結(jié)構(gòu)提出改進(jìn)意見。重慶工學(xué)院的王春歡等[10]采用仿真手段對(duì)熔模鑄造充型和凝固過(guò)程進(jìn)行計(jì)算，確定流體單元停止流動(dòng)的固相率臨界值。北京科技大學(xué)的石照夏等[11]應(yīng)用ProCAST模擬K418合金車用增壓渦輪的充型過(guò)程、凝固時(shí)間以及凝固過(guò)程中的溫度場(chǎng)、縮孔疏松形成過(guò)程和應(yīng)力場(chǎng)，分析熱裂紋的產(chǎn)生原因。中國(guó)科學(xué)院金屬研究所的沈厚發(fā)等[12]建立多元多相宏觀偏析模型，準(zhǔn)確預(yù)測(cè)鋼錠中產(chǎn)生的宏觀偏析。我國(guó)早在2011年便確定材料基因工程研究方向，希望這種脫胎于計(jì)算材料學(xué)和集成計(jì)算材料工程的新學(xué)術(shù)方向能在高通量計(jì)算、實(shí)驗(yàn)和數(shù)據(jù)庫(kù)的幫助下，顯著縮短學(xué)術(shù)研究和工業(yè)生產(chǎn)的間隙，引導(dǎo)新材料領(lǐng)域科技創(chuàng)新模式的變革。[13]

在鑄造過(guò)程中，系統(tǒng)的溫度場(chǎng)及其演化決定鑄造缺陷、應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)、溶質(zhì)分布、微觀組織形貌甚至鑄件的力學(xué)性能，是材料加工過(guò)程計(jì)算的根本。[14]因此，研究企業(yè)實(shí)際使用的鋁合金材料在非平衡凝固下的材料特性，建立能反映實(shí)際工況的物理模型，計(jì)算模具的溫度場(chǎng)，并通過(guò)電偶實(shí)測(cè)和鑄件解剖驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性。在現(xiàn)有鑄造知識(shí)體系上建立更精準(zhǔn)的物理模型，能為后續(xù)進(jìn)一步準(zhǔn)確計(jì)算鑄件的應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)、溶質(zhì)場(chǎng)甚至微觀組織形貌等工作夯實(shí)基礎(chǔ)，是材料基因工程在鋁合金差壓鑄造中的典型應(yīng)用，將推動(dòng)材料基因工程在毫米尺度，即工業(yè)級(jí)應(yīng)用范疇的發(fā)展。

1?鑄造過(guò)程分析

將鋁硅鎂三元鋁合金AlSi7Mg0.3在坩堝中熔化，進(jìn)行除氣除雜處理。在700 ℃下靜置一段時(shí)間后，坩堝移置于鑄造機(jī)下方，隨后上升與鑄造機(jī)形成完全封閉的系統(tǒng)。差壓鑄造凝固裝置示意見圖1。

對(duì)熔體施加一定的壓力差，熔體沿著升液管充入模具腔體，18 s充型完畢。隨著模具內(nèi)部水冷系統(tǒng)開啟，鑄件開始以較快的速度凝固。系統(tǒng)保壓至150 s左右，以確保鑄件在壓力下凝固成形，165 s時(shí)卸壓開模，取出鑄件。在實(shí)際工業(yè)生產(chǎn)中，為提高生產(chǎn)效率，每套鑄造系統(tǒng)包含多個(gè)相同的模具，但每套模具都擁有單獨(dú)的升液管和水冷系統(tǒng)。此處以單個(gè)模具作為研究對(duì)象，差壓鑄造的工藝流程見圖2。

2?建模與試驗(yàn)

2.1?模型建立

轉(zhuǎn)向節(jié)模具的CAD模型見圖3a）。由于鑄造過(guò)程中使用的分流錐和頂桿對(duì)計(jì)算結(jié)果影響不大，在模型處理時(shí)將其與上下模結(jié)合在一起，處理后的模型包括上模、下模和鑄件3個(gè)部分。模型中排氣孔、水冷管道等部位采用長(zhǎng)度為0.2～0.5 mm的網(wǎng)格，其余部位采用1.5 mm的網(wǎng)格，網(wǎng)格劃分完畢的轉(zhuǎn)向節(jié)有限元模型見圖3b）。

2.2?材料熱物理性能參數(shù)確定

轉(zhuǎn)向節(jié)采用的鋁硅鎂合金牌號(hào)為A356，是汽車零部件生產(chǎn)中常用的材料，其化學(xué)成分見表1。雖然ProCAST自帶該合金的性能數(shù)據(jù)庫(kù)，但由于稀土和雜質(zhì)的存在，且凝固速度較快，材料的真實(shí)性能與數(shù)據(jù)庫(kù)內(nèi)的性能會(huì)有差異。選用包頭鋁業(yè)生產(chǎn)的A356牌號(hào)鋁合金，測(cè)量材料的密度、線膨脹系數(shù)、比熱容、熱導(dǎo)率和熱擴(kuò)散率等參數(shù)。檢測(cè)使用的設(shè)備、樣品尺寸和檢測(cè)參數(shù)見表2，以此為基礎(chǔ)對(duì)ProCAST中自帶的性能數(shù)據(jù)進(jìn)行調(diào)整。

采取如下措施獲得更符合實(shí)際生產(chǎn)的材料熱物理性能參數(shù)。

（1）針對(duì)材料密度與溫度的關(guān)系。由于現(xiàn)有的測(cè)試方法（溢水法、比重杯法等）無(wú)法測(cè)量高溫下的材料密度[15]，所以先通過(guò)溢水法獲得材料常溫下的密度，隨后通過(guò)推桿式膨脹儀測(cè)量線膨脹系數(shù)，推算材料的密度曲線。

（2）針對(duì)材料的線膨脹系數(shù)和熱擴(kuò)散率。由于試驗(yàn)過(guò)程中材料在一定時(shí)間內(nèi)為熔融狀態(tài)，若采用傳統(tǒng)支架，材料的熔化溢出會(huì)對(duì)試驗(yàn)設(shè)備造成污染，所以選用熔融金屬支架[16]（即在傳統(tǒng)支架兩端增加活塞）進(jìn)行測(cè)量。

（3）針對(duì)高溫下的材料比熱容。在表面張力作用下，隨著坩堝內(nèi)材料的熔化，材料溢出會(huì)污染損害設(shè)備，因此只測(cè)量材料在室溫到510 ℃下的比熱容曲線，后續(xù)溫度下的曲線根據(jù)數(shù)據(jù)庫(kù)數(shù)據(jù)擬合得到。

（4）針對(duì)材料的熱導(dǎo)率。由于在傳熱分析中熱導(dǎo)率λ（單位W/（m·K））是熱擴(kuò)散率α、比熱容c和密度ρ的乘積，即

所以根據(jù)試驗(yàn)測(cè)得的數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算，并結(jié)合數(shù)據(jù)庫(kù)中的數(shù)據(jù)擬合得到材料的熱導(dǎo)率曲線。

材料熱物理性能參數(shù)見表3和圖4。實(shí)測(cè)得到的材料的密度、比熱容和熱導(dǎo)率均與數(shù)據(jù)庫(kù)數(shù)據(jù)有一定程度的誤差，其中：材料的密度增加3%～10%;比熱容相差10%左右;熱導(dǎo)率增加2%左右。

在實(shí)際鑄造過(guò)程中，鑄件各部分的冷卻速度不相同，且在同一位置不同溫度下，降溫速度也不相同。結(jié)合實(shí)際工況，使用數(shù)據(jù)庫(kù)中鋁合金材料的固、液相線數(shù)據(jù)（固、液相線溫度分別為556和616 ℃）進(jìn)行模擬，得到鑄件不同位置的溫度變化曲線，見圖5。由此可知：凝固過(guò)程中固、液相線之間材料大量放熱，但由于材料間換熱的限制，這些熱量不能及時(shí)釋放，導(dǎo)致材料在固、液相線之間的降溫速度明顯減小。經(jīng)計(jì)算，2條曲線在固、液相線之間的平均降溫速度均約為30 ℃/min。

利用差示掃描量熱法（differential scanning calorimetry，DSC）[17-18]測(cè)得A356在冷卻速度為30 ℃/min時(shí)的固相線和液相線分別為545和608 ℃，其DSC曲線見圖6。

對(duì)比數(shù)據(jù)庫(kù)數(shù)據(jù)，材料的固相線和液相線分別降低12和8 ℃，這主要是由于降溫速度過(guò)快、過(guò)冷度大所致的。材料的固相分?jǐn)?shù)可根據(jù)固、液相線之間DSC曲線的面積推算，A356在30 ℃/min降溫速度下的固相分?jǐn)?shù)曲線見圖7。

由于不涉及熔化和凝固，模具的材料特性采用ProCAST自帶的H13鋼各項(xiàng)熱物理性能參數(shù)。

2.3?邊界條件處理

冷卻水換熱是差壓鑄造最常見的散熱方式。設(shè)定16組冷卻管道參數(shù)，見表4。鑄造開始階段，對(duì)模具進(jìn)行300 ℃預(yù)熱。模擬計(jì)算時(shí)以20次循環(huán)為一組試驗(yàn)數(shù)據(jù)，將每一組數(shù)據(jù)中模具的結(jié)束溫度賦值為下一組試驗(yàn)?zāi)＞叩某跏紲囟?，通過(guò)多次循環(huán)，得到比較平穩(wěn)的溫度曲線。由于初始溫度不穩(wěn)定，舍去前2組數(shù)據(jù)，在溫度趨于平穩(wěn)的第3組數(shù)據(jù)中取最穩(wěn)定的循環(huán)進(jìn)行分析。

2.4?溫度場(chǎng)實(shí)際測(cè)量

采用OMEGA的OM-DAQ-USB-2400測(cè)溫模塊，并定制6根不同尺寸的熱電偶，使之與模具上的熱電偶孔最大程度配合。為保證實(shí)驗(yàn)的可靠性，對(duì)熱電偶的準(zhǔn)確性進(jìn)行校核，結(jié)果見圖8。6組熱電偶的分布見圖9。

3?結(jié)果與討論

3.1?其他因素的處理

模擬研究是對(duì)真實(shí)復(fù)雜系統(tǒng)的簡(jiǎn)化，物理模型既要考慮到必要的影響因素、具有足夠的復(fù)雜性從而反映系統(tǒng)的真實(shí)性，又要排除對(duì)結(jié)果影響不大甚至干擾的因素，使模型足夠簡(jiǎn)單且具有工程應(yīng)用的意義。本文對(duì)模型的處理措施包括：（1）模具下?lián)醢迮c坩堝接觸，坩堝內(nèi)金屬液溫度變化不明顯，且與模具的距離至少為20 mm，故可將模具下表面邊界條件設(shè)為絕熱;（2）在冷卻過(guò)程中，水循環(huán)冷卻與空氣冷卻交替使用，對(duì)同一根冷卻管內(nèi)不同時(shí)段的換熱方式分別設(shè)置不同的換熱系數(shù);（3）在鑄件開模階段，上下模腔整體暴露在空氣中，因此從模具開模到再次合模期間上下模腔均設(shè)置為空氣冷卻。

3.2?溫度對(duì)比

從冷態(tài)啟動(dòng)后，鑄機(jī)的前6 000輪鑄造過(guò)程（非穩(wěn)態(tài)）溫度曲線見圖10。該曲線有一個(gè)整體緩慢上升的過(guò)程，表明其壓鑄生產(chǎn)尚未穩(wěn)定，模具內(nèi)也未形成穩(wěn)定的溫度場(chǎng)。生產(chǎn)穩(wěn)定后模具內(nèi)各測(cè)溫點(diǎn)的溫度曲線見圖11，顯然溫度曲線已經(jīng)形成較穩(wěn)定的波峰和波谷。從穩(wěn)態(tài)的實(shí)測(cè)溫度曲線中截取一段包含4個(gè)鑄造循環(huán)的曲線與模擬曲線對(duì)比，鑄造周期為230 s，按圖9中熱電偶的位置設(shè)置對(duì)應(yīng)的測(cè)溫點(diǎn)，各測(cè)溫點(diǎn)的溫度對(duì)比見圖12。

溫度模擬的誤差均在9%以內(nèi)，其中測(cè)溫點(diǎn)1和測(cè)溫點(diǎn)3更是達(dá)到5%以內(nèi)，且曲線形狀的吻合度較高，可以滿足定量預(yù)測(cè)的要求。實(shí)測(cè)結(jié)果普遍比試驗(yàn)結(jié)果高2.7%～8.9%，主要有以下原因。

（1）鎧裝熱電偶與模具內(nèi)部的測(cè)溫表面接觸部位有一定的熱阻，導(dǎo)致溫度差異。[19-20]利用ProCAST建立的熱電偶測(cè)溫模型，以及模擬得到的熱電偶測(cè)溫過(guò)程中測(cè)溫點(diǎn)在模具和熱電偶兩端的溫度變化見圖13。

由于界面接觸熱阻的影響，熱電偶端溫度比模具端溫度低。

（2）在實(shí)際測(cè)量過(guò)程中，由于設(shè)備密封設(shè)計(jì)，電偶數(shù)據(jù)必須經(jīng)過(guò)銅制的接線柱和補(bǔ)償線傳輸至測(cè)溫模塊，同樣存在熱阻導(dǎo)致的溫度差異。[20]

模擬不同溫度條件下熱電偶的測(cè)溫過(guò)程，熱電偶端溫度比模具端溫度均低7～10 ℃。對(duì)圖11的溫度曲線進(jìn)行修正，得到的測(cè)量數(shù)據(jù)與修正后的模擬數(shù)據(jù)對(duì)比見表5。

3.3?縮孔疏松預(yù)測(cè)

在溫度場(chǎng)計(jì)算的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步對(duì)轉(zhuǎn)向節(jié)差壓鑄造過(guò)程中的縮孔疏松缺陷進(jìn)行預(yù)測(cè)。有限元模擬的鑄件缺陷位置分布情況見圖14。由此可以看出，鑄件的縮孔疏松主要集中在厚大部位。

對(duì)模擬有缺陷的部位制作金相并分析，鑄件缺陷部位在不同倍率下的微觀組織圖像見圖15，其中黑色區(qū)域?yàn)殍T件疏松位置，文字為疏松大小。在模擬沒有缺陷的位置也進(jìn)行X射線衍射、工業(yè)CT檢測(cè)和取樣金相分析，均未找到明顯缺陷。鑄件不同區(qū)域金相解剖圖像中的縮孔疏松位置與預(yù)測(cè)結(jié)果一致。

4?結(jié)?論

（1）對(duì)系統(tǒng)材料的各項(xiàng)熱物理性能進(jìn)行測(cè)量，與數(shù)據(jù)庫(kù)數(shù)據(jù)對(duì)比發(fā)現(xiàn)，材料的實(shí)測(cè)密度增加3%～10%，實(shí)測(cè)比熱容相差10%左右，實(shí)測(cè)熱導(dǎo)率增加2%左右，實(shí)測(cè)固相線和液相線分別降低12和8 ℃，在此基礎(chǔ)上建立的鋁合金差壓鑄造模型更能反映實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程。

（2）考慮熱電偶測(cè)溫點(diǎn)的熱阻，進(jìn)一步修正熱電偶測(cè)溫值，更能反映測(cè)溫點(diǎn)的實(shí)際溫度。與電偶實(shí)際測(cè)量溫度進(jìn)行對(duì)比，6個(gè)位置模擬溫度的波峰值和波谷值的平均誤差均控制在3%左右，最大單個(gè)誤差僅7%，溫度曲線形狀吻合度較高，能達(dá)到工程定量預(yù)測(cè)的目的。

（3）基于準(zhǔn)確的溫度模擬結(jié)果，對(duì)鑄件的縮孔疏松位置進(jìn)行預(yù)測(cè)，預(yù)測(cè)結(jié)果與金相解剖的實(shí)際縮孔疏松位置基本一致。

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（編輯?武曉英）