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【技術電子報】高壓鑄造與流變鑄造對鹽芯的影響

Andreas Schilling*, Daniel Schmidt, Jakob Glück, Niklas Schwenke, Husam Sharabi, Martin Fehlbier

University of Kassel, Department of Foundry Technology, Kurt-Wolters-Str. 3, 34125 Kassel, Germany

(翻譯自Simulation Modelling Practice and Theory Volume 119, September 2022, 102585)



一、前言

現今,高壓鑄造製程佔德國鋁鑄件的 60% 和所有有色金屬鑄件的一半以上, 然而,在零件設計方面,完全自動化的過程存在著限制。在鑄件的鑄造過程和凝固之後,它垂直於模具的分模面被頂出,因此,底部只能透過在脫模前從鑄件中移除的滑塊來建立 [1]。由於多個部件的組合導致內部幾何形狀的鑄造複雜性不斷增加,尤其是在電動汽車日益普及的背景下,因此只能透過非常複雜和昂貴的模具來實現,因此需要新技術來滿足幾何形狀的要求。鹽芯技術提供了一種替代滑動系統的方法 [2],此處使用的鹽芯在鑄造之前放入模具中,並呈現鑄件的內部幾何形狀,凝固的鑄件與鹽芯一起從模具中取出,然後在下一步中取出鹽芯,鹽芯相對於其他芯技術的優勢在於溶水性,這簡化了鹽芯的去除 [2]。已經在高壓鑄造中測試了不同類型的鹽芯和鹽材料[3-5],常用的鹽混合物由重量50%的氯化鈉和重量50%的鈉組成,鹽芯的製造可分為壓鹽粉或熔鹽鑄造製程,鹽芯的鑄造提供了複雜的幾何形狀和在輕型部件中進行功能組合的可能性,除了透過模擬鹽芯和壓鑄製程進行製程設計之外,鹽芯的可行性對於未來鹽的安全使用過程也是一個決定性的問題[6]。壓鑄過程中的型芯負載水平主要來自於衝擊熔湯的流速 [3,7],由於壓鑄過程中的高壓和高流速,對型芯來說需要很高的機械性能。


半固態鋁合金鑄造提供了傳統壓鑄的替代方案,這些流變鑄造製程在降低了熔湯溫度同時施加剪切力的情況下提升固相率,熔體的剪切導致樹枝晶核破裂並在熔體中擴散為球晶,使半固態熔湯保持可流動性,因為樹枝狀結構會抑制流動 [8],與完全液態熔湯相比,較高的粘度會使鑄造速度降低在模具中形成層流的熔湯前沿,鑄造過程的固體部分和減少的湍流讓組件的微觀結構和氣體含量的改善。


本研究的目的是探討流變鑄造技術的應用是否可以應用於鹽芯並同時提高鑄件品質。首先,將開發一個鹽芯,在彎曲試驗中檢查其材料的機械性能數據,這些數據將作為使用Flow-3D流固耦合(FSI)進行模擬研究的基礎,以考慮傳統壓鑄和流變鑄造的影響,完成這些初步調查後,將使用與模擬研究相對應的參數對真實鑄件進行進一步的研究工作,以測試鹽芯耐久性和評估鑄件品質。



二、實驗方法

在這項研究中,將檢查高壓鑄造和流變鑄造中的鹽芯耐久性,因此,開發並測試了幾何結構,並在模擬中檢查對鹽芯的影響。對於這項研究,鹽芯幾何形狀和鑲件是在後期鑄造試驗中使用現有模具的條件下進行開發的,鑲件物在橫向流動中提供鹽芯的承座,以對應鹽芯上的最大載荷,如圖 3。


2.1 鹽芯測試幾何形狀

幾何形狀應該簡單,以便盡可能精確地限制最終的核心破壞效應,鹽芯的幾何形狀總長為 60 mm,橫截面為正方形,邊長為 10 mm,中間部分的邊長為 6 mm,總長度為 20 mm,如圖 1. 鹽芯尺寸受模具限制。為了生產鹽芯,使用了具有雙腔的模具,用於鑄造測試的鹽芯是通過重力鑄造生產的,鹽混合物 NaCl-Na2CO3 (50:50 wt-%) 在700 °C的實驗室熔爐中熔化。模具材質為不銹鋼,模具預熱到300 °C的溫度,在鑄造過程中,模具溫度透過加熱板保持恆定。溫度是用熱電偶進行測量,由於鹽芯存在熱裂的風險,脫模時間應盡可能短至約10秒,脫模後鹽芯放在加熱板上緩慢冷卻至室溫,然後儲存在密閉容器中。


圖1. 鹽芯幾何極製芯模具
圖1. 鹽芯幾何極製芯模具

2.2 核心測試

鹽芯在三點彎曲測試中進行測試,如圖 2. 芯托模擬鑄造過程中的承座,因此芯在兩端的凹槽中得到支撐,這與傳統的彎曲測試不同。測試幾何形狀是三角形凸片和矩形測試樣本,目的在重現熔湯衝擊,鹽芯在 20 °C和 180 °C下以5 mm/min的速度和1牛頓的觸發力進行測試,測試了三批 18 個樣本,測試是在 20 和 180 °C 下使用棱鏡(線負載)以及 20 °C 下的面負載(6 × 8 mm 矩形)進行的。

圖2.三點彎曲試驗
圖2.三點彎曲試驗

三、模擬模型

為了在鑄造過程中測試模具填充和作用在鹽芯上的力,所以使用 Flow-3D CAST建立了一個模擬模型,使用液態和半固態金屬進行模擬實驗,如圖 3,為了將模型簡化為基本的鑄造過程,只計算內澆口的模穴填充,為此,使用了初始熔湯區域,下部網格區塊的 XZ 面上的邊界條件定義了熔體流動,這對應於模具填充階段實際過程中使用的柱塞頭速度,流變鑄造速度為 2 m/s,傳統壓鑄速度為 6 m/s,鑄造柱塞頭未模擬且未顯示,但鑄造湯餅顯示了鑄件中柱塞頭的對應部分。

流變鑄造的建模是根據傳統壓鑄中的假設進行的,因此必須在實驗中驗證固相的形成,根據文獻透過與溫度相關的粘度進行對應。


為了明顯降低了複雜性和計算時間,這種簡化被接受用於技術目的,收斂控制設置為最大值,500 次迭代的次數,時間步長通過穩定性和收斂選項控制。


圖3.用於流固耦合 (FSI) 計算的模擬模型,紅色標記區域中的網格充滿熔湯,計算中僅包含三個網格區塊的網格
圖3.用於流固耦合 (FSI) 計算的模擬模型,紅色標記區域中的網格充滿熔湯,計算中僅包含三個網格區塊的網格


3.1 網格劃分和能量分析

該模型在三個獨立的網格區塊中進行劃分,主區塊包圍了台階板的模腔,網格尺寸為 1 mm,網格區塊 2包含湯乾並用速度施加到具有 5 mm 網格尺寸的熔湯,第三個網格區塊包圍著鹽芯,網格總數約為1410萬個。


為了驗證 FSI 結果與網格尺寸的獨立性並驗證網格靈敏度,鹽芯的網格劃分分別以 1 mm、0.5 mm 和 0.3 mm 的尺寸進行測試,所有區塊都使用具有統一邊長的六面體網格,FSI 網格區塊包含 256,000 個網格(0.3 mm)、55,296 個網格(0.5 mm)及 6912 個網格(1 mm),自動生成有限元使用會根據流體網格在該塊上生成 FE 網格,使用後處理進行評估的主要重點是鑄造過程中鹽芯的應力,使用Rankine最大法向應力理論,因為可以假設最大主應力導致理想的脆性材料行為和失效。此外,還評估了曲率以及作用在鹽芯上的力,鹽芯的網格區塊被認為是熔湯內部能量的平衡體積,它被認為是在入口和出口處,這種差異決定了傳遞到核心並導致變形或失效的能量大小,目的是將能量與彎曲試驗確定的失效能量進行比較,計算了鹽芯平衡體積的入口和出口面上的流入和流出流量之間的比能量差(w),每次的能量轉換是透過乘以記錄在平衡體積入口面上的質量流量來計算的,如圖 4。

圖4.鹽芯體積平衡的細節
圖4.鹽芯體積平衡的細節


3.2 材料數據和邊界條件

分析模型條件如表1,合金A356 (AlSi7Mg0,3) 的溫度相關材料特性是在JMatPro 10.1軟體中根據分光測量計算,主要是密度、固體分數、比熱和熱導率的材料數據被導出到Flow-3D Cast格式,半固態合金粘度的溫度和剪切速率相關數據是從[9]中的流變學研究中獲得的,如表 2. 假設液體材料的恆定粘度為0.0019 Pa⋅s,數據取自合金的Flow-3D數據庫。鹽芯的材料特性可從[4]和[10]中獲得。熱傳係數的標準值取自軟體數據庫,鹽芯在液態和凝固金屬之間的HTC分別為600和300 W/m2K,在型芯和模具之間為500 W/m2K。鑄造材料的進料是透過網格區塊2的下部 XZ 面應用為恆速邊界條件,如圖3考慮到鹽芯的能量變化,假設鹽芯平衡體積內的等溫流動過程,由於平衡面積相對較小,根據計算,沒有溫度損失發生,熔湯的密度被認為是恆定的,它的值是根據各自的溫度在模擬中決定的。



表1 FLOW-3D計算模型
表1 FLOW-3D計算模型

表2 A356 在 600 °C 下的應變率及粘度[9]
表2 A356 在 600 °C 下的應變率及粘度[9]

對於600 °C溫度下的流變鑄造,密度為2.49 kg/m3,對於627 °C的一般液態流體密度為2.44 kg/m3,在模擬過程中,為每個時間步長輸出速度以及鹽芯平衡體積入口和出口限制處的局部壓力,根據澆注方向,下界面稱為入口,上界面稱為出口,直接流入速度約為4.5 m/s,傳統壓鑄為15 m/s。


對鑄件品質和鹽芯負荷都有影響的研究變量是柱塞頭速度和熔湯溫度,傳統的鑄造參數由6 m/s的柱塞頭速度和630 °C的熔湯溫度(熔湯中相應的固體分數0%)表示,2 m/s的較低柱塞頭塞速度與600 °C的熔湯溫度配對代表流變鑄造處理(熔湯中相應的固體分數為24%),使用 SSR 系統攪拌總是會導致熔湯冷卻到凝固區間,在所有模擬中,180 °C的鹽芯溫度和300 °C的模具溫度保持不變。



四、結果與討論

以下內容包含鹽芯負荷的三點彎曲試驗及數值靈敏度分析研究結果。


4.1 三點彎曲試驗中的斷裂強度和變形

初步測試的主要目的是斷裂負荷和斷裂時的變形,鹽芯在彎曲負荷下的材料行為可以描述為脆性和純彈性,測試溫度的變化導致斷裂載荷和斷裂伸長率的差異,如圖5。


由結果顯示較高的鹽芯溫度會試片的斷裂載荷降低,這種趨勢與[10]相關,水合作用可能起到一定作用,因為當加熱到109°C以上時,水合物只會形成無水Na2CO3 [11],並且可能會破壞微觀結構,正如預期的那樣,壓縮在較高溫度下略有增加,滿載測試顯示更高的斷裂載荷和斷裂伸長率,以及鹽芯的鑄造表面導致的更大差異,因此,沒有進行更高溫度下的測試。


可以假設在彎曲載荷下,拉伸側的臨界應力會導致芯部斷裂,約為0.8 - 1.0 毫米厚的邊緣區域的細晶微觀結構,如圖6,因此,對彎曲強度起決定性的作用。[10]還表明,鹽芯的邊緣纖維具有最高的強度。


圖5. 三點彎曲試驗產生的斷裂強度和壓縮
圖5. 三點彎曲試驗產生的斷裂強度和壓縮

圖6. 放大40倍的鹽芯(6 × 6 mm)的截面圖
圖6. 放大40倍的鹽芯(6 × 6 mm)的截面圖

4.2 計算鹽芯負荷

在模擬研究之前,測試了鹽芯的三種網格尺寸(1、0.5和0.3 mm),應力分佈如圖7所示。精細網格顯示出更清晰的局部應力峰值,但計算時間上有顯著差異(0.5 mm網格約4小時;0.3 mm網格約24小時),在以下所有模擬中,使用 0.5 mm的鹽芯網格被認為是合理的,在模具填充期間,壓力和速度的變化發生在平衡體積中,如圖8,導致系統內能發生變化。鹽芯處的力和能量轉換可以近似確定,在圖9 中,顯示了高壓壓鑄和流變鑄造的模擬鹽芯負荷,計算出的負荷在沖擊瞬間時最高,特定流速(15 m/s hpdc;4.5 m/s 流變)導致此時的鹽芯負荷明顯不同,再進一步的模具填充過程中,作用在鹽芯上的力大致保持不變,不考慮完全充模時或保壓階段作用在型芯上的壓縮力,結果顯示,流變鑄造過程中的力遠低於失效極限。然而,必須注意的是,三點彎曲試驗中的變形速度為 5 毫米/分鐘,而在鑄造過程中,變形發生在約 0.001 秒內。


圖7. 熔湯衝擊鹽芯時應力的網格靈敏度分析
圖7. 熔湯衝擊鹽芯時應力的網格靈敏度分析

圖8. 用於能量考慮的鹽芯平衡體積(紫色)
圖8. 用於能量考慮的鹽芯平衡體積(紫色)

圖9. 模擬充型過程熔湯對鹽芯的受力影響
圖9. 模擬充型過程熔湯對鹽芯的受力影響

4.3最大法向應力理論預測充型過程中的型芯損壞

Rankine理論用於鑄造過程中發生的真實三軸應力狀態與文獻中給出的拉伸試驗值進行比較,這適用於預計會發生垂直於最大主應力的脆性斷裂的材料,最大法向應力,稱為最大主應力,發生在熔湯的第一次沖擊時,如圖 10所示。澆口速度為6 m/s,流速約為15 m/s,應力最大為熔湯撞擊鹽芯後立即出現的13 MPa,所用鹽混合物的降伏強度約為11 MPa [10]。因此,可以假設在一般高壓鑄造過程中鹽芯會破裂,裂紋發生在薄橫截面區域芯的上側,脆性斷裂發生在垂直於芯縱軸的輕微偏轉之後,熔湯流動方向的計算位移為0.17 mm,如圖11該結果與三點彎曲試驗的結果相當。因此,在20°C 的鹽芯溫度下,鹽芯中間測得的位移為0.172 mm,在 180°C的核心溫度下為0.207 mm,使用半固體材料(fs =23%)和2 m/s的柱塞頭速度進行另一次模擬運行,與傳統壓鑄製程參數相比,熔湯撞擊鹽芯後的最大應力明顯降低,如圖12,鹽芯下側的最大應力約為2.3 MPa。應該注意的是,對於該模擬,假設鹽芯材料是均勻的,並且在整個樣品橫截面中具有11 MPa的降伏強度。


圖10. 熔湯第一次沖擊時鹽芯表面的應力狀態,撞擊前的流速為15 m/s,上芯側的最大應力約為13 MPa,底部為4.8 MPa
圖10. 熔湯第一次沖擊時鹽芯表面的應力狀態,撞擊前的流速為15 m/s,上芯側的最大應力約為13 MPa,底部為4.8 MPa


圖11. 熔湯第一次沖擊時鹽芯的變形,鹽芯中間的位移在Z方向上接近0.17 mm
圖11. 熔湯第一次沖擊時鹽芯的變形,鹽芯中間的位移在Z方向上接近0.17 mm

圖12. 半固態熔體沖擊後鹽芯表面的應力狀態,衝擊前的流速為4.55 m/s,下芯側的最大應力約為2.3 MPa
圖12. 半固態熔體沖擊後鹽芯表面的應力狀態,衝擊前的流速為4.55 m/s,下芯側的最大應力約為2.3 MPa

五、結論

在本研究中,研究了採用一般參數的壓鑄和流變鑄造參數的鋁壓鑄鹽芯的邊界條件,通過模擬模型,評估了傳統壓鑄以及改進壓鑄和半固態材料加工過程中的影響,FSI模擬結果表明,衝擊熔湯的載荷越高,柱塞頭速度越快,熔湯的流速越高,在6 m/s的柱塞頭速度下,鹽芯上側的應力約為13 MPa。在2 m/s的柱塞頭速度下,最大應力僅為2.3 MPa,具有給定鹽混合物的鑄造鹽芯的降伏強度為11 MPa。因此,在傳統壓鑄的高鑄造速度下,很可能出現鹽芯斷裂,並且降伏強度可能會局部增加。流變參數顯示鹽芯負荷減少,並傾向於增加鹽芯生存能力。後續需要進一步的研究來驗證鑄造實驗室使用壓鑄和流變鑄造試驗進行的真實實驗進行比對。



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