蝶閥閥體是蝶閥上的核心零部件，服役時(shí)承受高溫高壓，因而要求其組織致密，不允許有縮孔、縮松和氣孔等缺陷。本文先用SolidWorks軟件對(duì)蝶閥體進(jìn)行實(shí)體造型，然后利用JSCAST軟件對(duì)鑄件進(jìn)行充型和凝固過程模擬，預(yù)測(cè)鑄件充型過程中可能產(chǎn)生的充填不良、裹氣現(xiàn)象及凝固過程中可能發(fā)生縮孔、縮松缺陷的位置，然后對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行工藝優(yōu)化。模擬結(jié)果表明，改進(jìn)后的鑄造工藝能夠?qū)崿F(xiàn)平穩(wěn)的充型，充型結(jié)束后鑄件各部位溫差較小;鑄件能夠順序凝固，有害熱節(jié)全部消失，縮孔或縮松缺陷也相應(yīng)的消除。實(shí)際生產(chǎn)對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行了有效的驗(yàn)證。

　　口徑為1200mm的核3級(jí)蝶閥是閥門中有代表性的閥門，由于蝶閥鑄件尺寸較大，形狀復(fù)雜，截面厚薄懸殊。這類鑄件常處于高溫、高壓工作狀態(tài)，對(duì)其強(qiáng)度、剛度尤其是密封性要求非常嚴(yán)格。因此在鑄造生產(chǎn)中嚴(yán)禁有縮孔、縮松和氣孔等缺陷的產(chǎn)生。將計(jì)算機(jī)模擬與仿真技術(shù)應(yīng)用于鑄造業(yè)中，具有傳統(tǒng)的“試錯(cuò)法”所無法比擬的優(yōu)勢(shì)。利用該技術(shù)，鑄件的缺陷可以在生產(chǎn)前被有效預(yù)測(cè)，根據(jù)模擬結(jié)果，技術(shù)人員可以及時(shí)進(jìn)行工藝改進(jìn)，從而最大程度地避免鑄件充型凝固過程中出現(xiàn)的裹氣、充填不良、縮孔(松)、氣孔等缺陷。在過去的幾十年里，許多學(xué)者對(duì)這方面的工作進(jìn)行了深入且系統(tǒng)的研究。但長(zhǎng)期以來，鑄造過程的數(shù)值模擬主要集中在凝固過程的模擬研究上，這就使得數(shù)值模擬只能對(duì)縮孔、縮松等缺陷進(jìn)行預(yù)測(cè)，而對(duì)充型過程中產(chǎn)生的缺陷，如由于溫度分布不均引起的氣孔缺陷研究很少。本文利用數(shù)值模擬與仿真軟件JSCAST對(duì)鑄鋼閥體的充型和凝固過程的溫度場(chǎng)和流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，并根據(jù)模擬結(jié)果對(duì)原有工藝進(jìn)行了改進(jìn)，從而解決了鑄件縮孔、氣孔的問題。

1、蝶閥閥體模擬前處理

　　1.1、鑄件實(shí)體造型

　　本文使用3D軟件SolidWorks對(duì)零件進(jìn)行實(shí)體造型，然后以STL格式導(dǎo)入JSCAST中進(jìn)行鑄型的定義及網(wǎng)格的剖分，為保證模擬的精度和計(jì)算的速度，選用等間隔的剖分方法將整體模型(鑄件和鑄型)剖分為細(xì)網(wǎng)格，再用增加/刪除的網(wǎng)格修改方法將鑄型部分的網(wǎng)格適當(dāng)?shù)姆艑挕８鶕?jù)鑄件鑄造工藝的特點(diǎn)，采用圖1所示的鑄造工藝設(shè)計(jì)方案。

圖1 閥體原始鑄造工藝圖

　　1.2、鑄件邊界條件的設(shè)定

　　鑄件材料為00Cr25Ni7Mo4N制定出00Cr25Ni7Mo4N超級(jí)雙相不銹鋼的熱物性參數(shù)如表1所示。

表1 00Cr25Ni7Mo4N的物理性能參數(shù)

　　根據(jù)實(shí)際生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)采用鑄型材料為堿性酚醛樹脂砂，該砂型在軟件材料庫中并沒有列出，所以查閱相關(guān)鑄造砂型的熱物性參數(shù)后，得出了如表2所示的熱物性參數(shù)，并將手動(dòng)輸入模擬軟件中。設(shè)置材料的邊界條件如下：鑄件的澆注溫度1580℃，鑄型和冷鐵的初始溫度為20℃，鑄件和冷鐵之間的界面換熱系數(shù)為1500W/(m2•K)，冷鐵及鑄件和鑄型之間的界面換熱系數(shù)為1000W/(m2•K)，直澆道頂面和空氣之間的換熱系數(shù)為650W/(m2•K)，澆注速度為68cm/s，重力加速度為9.8m/s2。

表2 堿性酚醛樹脂砂的熱物性參數(shù)

2、原始方案模擬分析

　　2.1、充型過程

　　鑄件鋼液沿著四個(gè)橫澆道彎折30°，快速平穩(wěn)地填充到型腔里，整個(gè)填充過程沒有出現(xiàn)嚴(yán)重的飛濺和明顯的澆不足現(xiàn)象。充型過程中，鑄件溫度場(chǎng)模擬如圖2所示。

圖2 充型過程溫度場(chǎng)模擬

　　從圖2(a)中可以看出，在填充時(shí)間為46s時(shí)，金屬液已經(jīng)充滿整個(gè)型腔。此時(shí)鑄件兩端法蘭處溫度開始下降，約為1460℃，但鑄件中部區(qū)域仍為純液態(tài)，溫度大約保持在1560℃。因此在鑄件的中部區(qū)域和兩端存在一個(gè)明顯的溫差，使得整個(gè)溫度場(chǎng)傳熱不均勻，可能會(huì)在整個(gè)金屬液態(tài)流變場(chǎng)中產(chǎn)生不均勻的流變應(yīng)力，與液態(tài)金屬中存在的空隙相互作用，形成各種氣孔缺陷從而影響鑄件的質(zhì)量.因此需要在鑄件的中部適當(dāng)增加一些排氣孔來消除氣孔缺陷。

　　隨著填充的持續(xù)進(jìn)行，時(shí)間到82s時(shí)，鑄件各部分的溫度變化更加明顯，如圖2(b)所示。此時(shí)，大法蘭處的凸耳已經(jīng)凝固，兩端法蘭處出現(xiàn)固液兩相共存區(qū)，即鑄件已開始凝固。在此區(qū)域往往易發(fā)生非順序凝固，有可能在成型鑄件中出現(xiàn)澆不足，因此在此區(qū)域內(nèi)要合理設(shè)計(jì)冒口以消除此類澆不足現(xiàn)象。

　　2.2、凝固過程

　　鑄件凝固過程中固相率隨時(shí)間變化的情況如圖3所示。

圖3 凝固過程固相率分布情況

　　鑄件凝固至1453s時(shí)，這一階段主要是澆注系統(tǒng)、兩端法蘭薄壁處和型腔上下邊緣先凝固。這些部位壁比較薄表面積比較大。從圖3(b)可看出，型腔表面基本已凝固，內(nèi)部還沒有完全凝固，但并沒有達(dá)到所要求的冒口之間的型壁先凝固冒口下方的型壁后凝固這一順序凝固的要求。從圖3(c)可以看出，鑄件除了冒口內(nèi)部沒有凝固外其他部位都已凝固;圓柱形冒口與型腔相接觸的部位形成了補(bǔ)縮通道，而未接觸的部位已經(jīng)完全冷卻，這樣冒口并沒有對(duì)鑄件完全補(bǔ)縮。從圖3(d)可以看出鑄件凝固至5353s時(shí)，只剩下橢圓形冒口根部沒有凝固，而這一部位會(huì)形成大的熱節(jié)，如果金屬液中侵入氣體很可能會(huì)在這一部位形成縮孔。

　　圖4為凝固率與時(shí)間所對(duì)應(yīng)的關(guān)系圖。當(dāng)凝固率約為95%時(shí)，凝固已接近尾聲。在3190s有一個(gè)轉(zhuǎn)折，主要是因?yàn)楸”谛颓幌饶�固與冒口之間未形成良好的過渡。可能因?yàn)檠a(bǔ)縮通道被堵，壓力過小形成斷流，或冒口位置不合理，或冒口尺寸太小而造成的補(bǔ)縮不足形成的。這樣型腔部位極易產(chǎn)生縮松縮孔缺陷，需要通過設(shè)計(jì)冒口，控制鑄件凝固速度來消除這些缺陷，以獲得優(yōu)質(zhì)產(chǎn)品。

3、缺陷分析及工藝改進(jìn)

　　3.1、缺陷分析

　　在冷卻凝固成型過程中，當(dāng)縮孔里邊的空隙為金屬液本身吸附的空氣或二氧化碳所填滿時(shí)，這樣的缺陷為氣孔。鑄件在凝固過程中，由于發(fā)生非順序定向凝固，也會(huì)產(chǎn)生熱節(jié)缺陷。圖5為鑄件凝固過程中熱節(jié)分布情況，圖中淺藍(lán)色顯示鑄件凝固至2317s左右時(shí)形成的熱節(jié)，這些熱節(jié)的形成主要是冒口補(bǔ)縮距離太短;冒口補(bǔ)縮距離短的原因是冒口與型腔沒有形成有利的補(bǔ)縮通道以及鑄件沒有形成順序凝固;所以需要改進(jìn)冒口并添加補(bǔ)貼來增大冒口補(bǔ)縮范圍和形成有利的補(bǔ)縮通道。由于型腔上下冷卻較快，形成向中間縮小的溫度梯度，中間部位又沒有得到補(bǔ)縮，以至于形成大片的熱節(jié)，這些部位形成縮孔的可能性很大。橢圓形冒口根部凝固至最后形成大的熱節(jié)，這些熱節(jié)溫度較高，最后凝固，形成縮孔的可能性極大。

圖4 固相率隨時(shí)間變化圖

圖5 原始工藝鑄件熱節(jié)分布圖

　　3.2、工藝優(yōu)化

　　針對(duì)原始方案中冒口補(bǔ)縮范圍小、補(bǔ)縮距離短的問題，優(yōu)化方案一中加大了冒口尺寸。在六個(gè)圓柱形保溫暗冒口下面增加了補(bǔ)貼，來提高補(bǔ)縮效果，同時(shí)為了使?jié)沧�時(shí)間同原來保持同步，也加大了橫澆道的尺寸。

圖6 優(yōu)化方案一鑄造工藝圖

　　從圖7充型結(jié)束時(shí)溫度場(chǎng)可以看出鑄件的溫度分布比較均勻，與原始方案相比有了很大的改善。主要是因?yàn)榧哟罅嗣翱诘某叽绾笮顭崮芰τ辛嗽鰪?qiáng)，同時(shí)加了補(bǔ)貼后冒口根部的型腔的溫度和冒口保持一致，這樣就會(huì)冒口之間的型腔會(huì)先凝固而冒口處后凝固從而形成順序凝固，冒口的補(bǔ)縮效果更明顯。

圖7 充型結(jié)束時(shí)溫度場(chǎng)分布圖

　　圖8為優(yōu)化方案一鑄件熱節(jié)分布的結(jié)果，圖中可以看出，冒口處均有熱節(jié)而且是在時(shí)間較晚時(shí)形成的熱節(jié)，主要是因?yàn)槊翱谛静磕�固的較晚，但這并不影響鑄件的質(zhì)量。但在冒口之間我們看到淺藍(lán)色的區(qū)域?yàn)樵跁r(shí)間比較早時(shí)產(chǎn)生的熱節(jié)，這些熱節(jié)的產(chǎn)生如果遇到侵入性氣體也可能形成縮孔，所以必須將這些熱節(jié)給予消除。我們看到這些熱節(jié)上下均有分布，因此需要在這些熱節(jié)部位添加冷鐵，從而有害熱節(jié)全部消除。圖9為改進(jìn)方案二鑄件縮孔預(yù)測(cè)的結(jié)果，圖中可以看出：與方案一相比在型腔壁處形成的熱節(jié)基本上都已消失，冒口根部的熱節(jié)移向補(bǔ)貼中，橢圓形冒口根部的熱節(jié)也上移，所以這些熱節(jié)的存在并不影響鑄件的質(zhì)量。

　　3.3、生產(chǎn)驗(yàn)證

　　按照原鑄造工藝和改進(jìn)后的鑄造工藝進(jìn)行生產(chǎn)驗(yàn)證，將閥體縱向切開，得到閥體型腔壁處局部縮孔、氣孔的宏觀形貌，如圖10所示。可以看出，工藝改進(jìn)后實(shí)際生產(chǎn)結(jié)果與模擬結(jié)果相吻合。改進(jìn)后生產(chǎn)的鑄件在模擬中顯示的有害熱節(jié)處所產(chǎn)生縮松或縮氣孔缺陷得到了有效的消除。

圖8 優(yōu)化方案一鑄件熱節(jié)分布圖

圖9 優(yōu)化方案二鑄件熱節(jié)分布圖

4、結(jié)論

　　(1)原方案中鑄件采用傳統(tǒng)中注式澆注系統(tǒng)充型過程平穩(wěn)，各個(gè)內(nèi)澆口的鋼水流速基本一致，沒有出現(xiàn)噴射狀充型，也沒有產(chǎn)生紊流、卷氣的現(xiàn)象。鑄件沒有順序凝固，在型腔壁處產(chǎn)生了大量的熱節(jié)，這些熱節(jié)處遇到侵入性氣體很有可能會(huì)產(chǎn)生縮孔缺陷。

　　(2)通過在冒口下方增加補(bǔ)貼，模擬分析顯示充型結(jié)束后鑄件各部位溫差比較小，順序凝固得到了加強(qiáng)，型腔壁處產(chǎn)生的熱節(jié)比原來大大減少，但仍沒有消除。通過在局部熱節(jié)處添加冷鐵，順序凝固極其強(qiáng)烈，型腔壁處產(chǎn)生的熱節(jié)基本上消除，縮孔缺陷亦消除。

　　(3)生產(chǎn)實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果基本相同，所以通過三個(gè)模擬方案的分析優(yōu)化了鑄造工藝，為鑄件在澆注溫度、外界環(huán)境等比較理想的狀態(tài)下的鑄造生產(chǎn)提供了一定的依據(jù)。

圖10 鑄件型腔處縮孔分布圖