鑄造鎂合金的應(yīng)力分布數(shù)學(xué)模擬研究?

劉琳

(大連財(cái)經(jīng)學(xué)院 公共教學(xué)部, 遼寧 大連,116023)

鎂合金由于密度輕、比強(qiáng)度高、阻尼性能好等優(yōu)點(diǎn)在汽車、航空航天等領(lǐng)域都有著廣泛應(yīng)用, 常用的鎂合金按成形工藝可分為鑄造鎂合金和變形鎂合金, 兩者在組織性能上有較大差異[1]。其中, 鑄造鎂合金主要用于汽車零件、機(jī)件殼罩等領(lǐng)域。然而, 隨著現(xiàn)代工業(yè)對大尺寸擠壓件需求的增加, 裝甲、導(dǎo)彈外殼等都需要大尺寸鎂合金鑄件來滿足應(yīng)用需求, 而這些大尺寸鑄件的生產(chǎn)面臨著許多難題, 如鑄造工藝參數(shù)較多需要優(yōu)化、偏析和熱裂紋傾向等問題在生產(chǎn)中較為頻繁出現(xiàn)[2-4]。例如宋東方等[5]研究了旋轉(zhuǎn)速度和離心力保持時間對離心鑄造Mg-6Al-5Sn-0.3Ce 鎂合金顯微組織和腐蝕性能的影響, 胡波等[6]認(rèn)為熱裂是鑄造鎂合金成形過程中常見的缺陷, 該缺陷的產(chǎn)生極大限制了高性能鎂合金的工業(yè)應(yīng)用等。

如果單純從實(shí)驗(yàn)手段來優(yōu)化鑄造工藝需要浪費(fèi)大量的時間、精力和財(cái)力, 本文在以往單純從實(shí)驗(yàn)角度優(yōu)化鑄造工藝的基礎(chǔ)上, 結(jié)合現(xiàn)代化計(jì)算機(jī)技術(shù)的快速發(fā)展, 嘗試采用數(shù)學(xué)模擬的方法對典型AZ91鎂合金鑄件的等效應(yīng)力和熱裂紋傾向進(jìn)行模擬, 以期對AZ91 鎂合金的工業(yè)化生產(chǎn)提供必要參考。

1 數(shù)學(xué)建模

在AZ91 鎂合金鑄造過程中, 凝固階段會產(chǎn)生收縮而產(chǎn)生鑄造應(yīng)力, 通常采用熱—力雙向耦合的方法來對應(yīng)力場進(jìn)行數(shù)值模擬[7-8]。采用ProCAST 軟件對AZ91 鎂合金半連續(xù)鑄造過程中的應(yīng)力分布進(jìn)行數(shù)學(xué)模擬,AZ91 鎂合金的熱物性參數(shù)如圖1所示。此外,AZ91 鎂合金的液相線和固相線溫度分別為608、485 ℃。

圖1 AZ91 鎂合金熱物性參數(shù)圖

半連續(xù)鑄造AZ91 鎂合金的實(shí)體模型和有限元模型如圖2所示。采用ProCAST 軟件中的Visual-Mesh 模塊進(jìn)行網(wǎng)格劃分,模擬結(jié)晶器高度與直徑分別為220、600 mm,AZ91 鎂合金溶體液面距結(jié)晶器頂部和底部分別為50 mm 和160 mm, 利用Pro-Engineer 軟件進(jìn)行模型建立[9-10], 網(wǎng)格單元設(shè)置為10 mm、面網(wǎng)格單元數(shù)量117 040 個、體單元數(shù)量746 220 個, 邊界條件設(shè)置和界面換熱條件設(shè)置采用Visual-Cast 模塊進(jìn)行[11]。區(qū)域1的界面類型為COINC、界面換熱系數(shù)為100 W/(m2·K), 區(qū)域2的界面類型為COINC、界面換熱系數(shù)為1 000 W/(m2·K), 區(qū)域1 和區(qū)域2 接觸面的界面類型為COINC, 鑄造溫度介于660～720 ℃, 拉坯速度介于15～30 mm/min。數(shù)學(xué)模擬得到的AZ91鎂合金鑄錠的長度為1 000 mm、單元層層數(shù)為450、熔體高度100 mm。

圖2 半連續(xù)鑄造AZ91 鎂合金的實(shí)體模型(a)和有限元模型(b)

2 模擬結(jié)果與分析

圖3 為AZ91 鎂合金半連續(xù)鑄造結(jié)束時的應(yīng)力分布, 鑄造溫度和拉坯速度分別為680 ℃和20 mm/min, 其中左側(cè)數(shù)值為負(fù)數(shù)的范圍表示該區(qū)域受壓應(yīng)力作用。對比圖3分析可知,3 個方向主應(yīng)力(σ1、σ2和σ3)的分布都表現(xiàn)為鑄錠表層受壓應(yīng)力、鑄錠心部受拉應(yīng)力, 這主要是因?yàn)榘脒B續(xù)鑄造冷卻過程中鑄錠心部的冷卻速度較慢, 而表層的冷卻速度較快[12], 因此凝固過程中表層會優(yōu)先凝固, 并抑制心部的收縮, 整體表現(xiàn)為表層壓應(yīng)力, 而心部表現(xiàn)為拉應(yīng)力特征。

圖3 AZ91 鎂合金半連續(xù)鑄造應(yīng)力分布圖

圖4 為AZ91 鎂合金半連續(xù)鑄造結(jié)束時的熱裂傾向分布圖。由圖4(a)的熱裂紋傾向值—離中心的距離曲線和圖4(b)的應(yīng)力云圖可知, 隨著距離鑄錠心部距離的增加,AZ91鎂合金鑄錠的熱裂傾向HCS 逐漸減小; 根據(jù)HCS 數(shù)值與鑄錠熱裂傾向的對應(yīng)關(guān)系可知,HCS 數(shù)值越大則鑄錠的熱裂傾向越大, 凝固后越容易產(chǎn)生裂紋[13]; 由此可見,AZ91 鎂合金鑄錠心部的熱裂傾向要高于表層。圖5 為不同鑄造溫度下AZ91 鎂合金的等效應(yīng)力分布圖, 拉坯速度為20 mm/min。當(dāng)鑄造溫度從660 ℃上升至720 ℃,AZ91 鎂合金鑄錠的等效應(yīng)力逐漸增大,究其原因主要是因?yàn)殍T造溫度的升高會造成合金鑄錠溫度梯度增大, 而更大的溫度梯度會產(chǎn)生更大的應(yīng)力[14], 且從應(yīng)力分布圖中可知, 鑄錠心部的等效應(yīng)力會低于表層, 且最大應(yīng)力基本都在表層區(qū)域。

圖4 AZ91 鎂合金半連續(xù)鑄造結(jié)束時的熱裂傾向分布圖

圖5 不同鑄造溫度下鎂合金的等效應(yīng)力分布圖

圖6 為不同鑄造溫度下AZ91 鎂合金的熱裂傾向分布圖,圖中分別列出了鑄造溫度為660、680、700 和720 ℃時的HCS值隨著距心部距離的變化。由圖可知, 隨著距心部距離從0增加至300 mm, 不同鑄造溫度下AZ91 鎂合金的HCS 值均呈現(xiàn)逐漸減小特征, 表明心部的熱裂傾向要高于表層。此外, 在整個鑄錠尺寸范圍內(nèi), 鑄造溫度為660 ℃時AZ91 鎂合金的HCS 值基本都處于最大值, 而在相同位置處, 鑄造溫度越高則HCS 值越小,表明鑄造溫度的升高會在一定程度上降低熱裂紋產(chǎn)生傾向。

圖6 不同鑄造溫度下AZ91 鎂合金的熱裂傾向分布圖

圖7為不同拉坯速度下AZ91鎂合金的應(yīng)力分布圖, 鑄造溫度為680 ℃。當(dāng)拉坯速度從15 上升至30 mm/min,AZ91 鎂合金鑄錠的應(yīng)力逐漸增大, 且拉坯速度越大則鑄錠心部的等效應(yīng)力越小, 而表層區(qū)域的應(yīng)力越大。這主要是因?yàn)樵谙嗤T造溫度下, 提高拉坯速度會使得鑄錠液穴更深, 在凝固過程中造成心部產(chǎn)生補(bǔ)縮, 反映在應(yīng)力上則表現(xiàn)為應(yīng)力變小[15]。

圖7 拉坯速度不同條件下鎂合金應(yīng)力分布圖

圖8 為不同拉坯速度下AZ91 鎂合金的熱裂傾向分布圖, 鑄造溫度為680 ℃。對比圖8 分析可知, 不同拉坯速度下AZ91 鎂合金鑄件的HCS 值會隨著離心部距離的增加而逐漸減小, 在距離心部60 mm 范圍內(nèi), 拉坯速度越大則HCS 越大, 而距離心部超過60 mm 后, 拉坯速度越大則HCS 值越小。在較快的拉坯速度下,AZ91 鎂合金鑄錠的液穴深度會增大, 造成鑄錠沿著徑向的傳熱效率減小, 溫度梯度變小的同時流動性減弱, 并造成補(bǔ)縮不及時而產(chǎn)生熱裂紋等缺陷[16]。整體而言,AZ91 鎂合金鑄件的熱裂紋傾向會隨著拉坯速度增加而增大。

圖8 不同拉坯速度下AZ91 鎂合金的熱裂傾向分布圖

3 結(jié)論

AZ91 鎂合金半連續(xù)鑄造結(jié)束時, 隨著距離鑄錠心部距離的增加,AZ91 鎂合金鑄錠的熱裂傾向HCS逐漸減小;AZ91 鎂合金鑄錠心部的熱裂傾向要高于表層。隨著距心部距離從0 增加至300 mm, 不同鑄造溫度下AZ91 鎂合金的HCS 值呈現(xiàn)逐漸減小特征, 在相同位置處, 鑄造溫度越高則HCS 值越小。不同拉坯速度下AZ91 鎂合金鑄件的HCS 值會隨著離心部距離的增加而逐漸減小, 在距離心部60 mm 范圍內(nèi), 拉坯速度越大則HCS 越大, 而距離心部超過60 mm 后, 拉坯速度越大則HCS 值越小。本文采用數(shù)學(xué)模擬的方法對典型AZ91 鎂合金鑄件的等效應(yīng)力和熱裂紋傾向進(jìn)行模擬, 對AZ91 鎂合金的工業(yè)化生產(chǎn)提供必要參考依據(jù)。