口徑為1200mm的核3級蝶閥是閥門中有代表性的閥門，由于蝶閥鑄件尺寸較大，形狀復雜，截面厚薄懸殊。這類鑄件常處于高溫、高壓工作狀態，對其強度、剛度尤其是密封性要求非常嚴格。因此在鑄造生產中嚴禁有縮孔、縮松和氣孔等缺陷的產生。將計算機模擬與仿真技術應用于鑄造業中，具有傳統的“試錯法”所無法比擬的優勢。利用該技術，鑄件的缺陷可以在生產前被有效預測，根據模擬結果，技術人員可以及時進行工藝改進，從而最大程度地避免鑄件充型凝固過程中出現的裹氣、充填不良、縮孔（松）、氣孔等缺陷。在過去的幾十年里，許多學者對這方面的工作進行了深入且系統的研究。但長期以來，鑄造過程的數值模擬主要集中在凝固過程的模擬研究上，這就使得數值模擬只能對縮孔、縮松等缺陷進行預測，而對充型過程中產生的缺陷，如由于溫度分布不均引起的氣孔缺陷研究很少。本文利用數值模擬與仿真軟件JSCAST對鑄鋼閥體的充型和凝固過程的溫度場和流場進行了數值模擬，并根據模擬結果對原有工藝進行了改進，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 鑄件實體造型

    本文使用3D軟件SolidWorks對零件進行實體造型，然后以STL格式導入JSCAST中進行鑄型的定義及網格的剖分，為保證模擬的精度和計算的速度，選用等間隔的剖分方法將整體模型（鑄件和鑄型）剖分為細網格，再用增加/刪除的網格修改方法將鑄型部分的網格適當的放寬。根據鑄件鑄造工藝的特點，采用圖1所示的鑄造工藝設計方案。

圖1 閥體原始鑄造工藝圖

    1.2 鑄件邊界條件的設定

    鑄件材料為00Cr25Ni7Mo4N制定出00Cr25Ni7Mo4N超級雙相不銹鋼的熱物性參數如表1所示。

表1 00Cr25Ni7Mo4N的物理性能參數

    根據實際生產經驗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，所以查閱相關鑄造砂型的熱物性參數后，得出了如表2所示的熱物性參數，并將手動輸入模擬軟件中。設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為1500W/（m²•K），冷鐵及鑄件和鑄型之間的界面換熱系數為1000W/（m²•K），直澆道頂面和空氣之間的換熱系數為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

    2 原始方案模擬分析

    2.1 充型過程

    鑄件鋼液沿著四個橫澆道彎折30°，快速平穩地填充到型腔里，整個填充過程沒有出現嚴重的飛濺和明顯的澆不足現象。充型過程中，鑄件溫度場模擬如圖2所示。

圖2 充型過程溫度場模擬

    從圖2（a）中可以看出，在填充時間為46s時，金屬液已經充滿整個型腔。此時鑄件兩端法蘭處溫度開始下降，約為1460℃，但鑄件中部區域仍為純液態，溫度大約保持在1560℃。因此在鑄件的中部區域和兩端存在一個明顯的溫差，使得整個溫度場傳熱不均勻，可能會在整個金屬液態流變場中產生不均勻的流變應力，與液態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量.因此需要在鑄件的中部適當增加一些排氣孔來消除氣孔缺陷。

    隨著填充的持續進行，時間到82s時，鑄件各部分的溫度變化更加明顯，如圖2（b）所示。此時，大法蘭處的凸耳已經凝固，兩端法蘭處出現固液兩相共存區，即鑄件已開始凝固。在此區域往往易發生非順序凝固，有可能在成型鑄件中出現澆不足，因此在此區域內要合理設計冒口以消除此類澆不足現象。

    2.2 凝固過程

    鑄件凝固過程中固相率隨時間變化的情況如圖3所示。

圖3 凝固過程固相率分布情況

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    鑄件凝固至1453s時，這一階段主要是澆注系統、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，內部還沒有完全凝固，但并沒有達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縮通道，而未接觸的部位已經完全冷卻，這樣冒口并沒有對鑄件完全補縮。從圖3（d）可以看出鑄件凝固至5353s時，只剩下橢圓形冒口根部沒有凝固，而這一部位會形成大的熱節，如果金屬液中侵入氣體很可能會在這一部位形成縮孔。

    圖4為凝固率與時間所對應的關系圖。當凝固率約為95%時，凝固已接近尾聲。在3190s有一個轉折，主要是因為薄壁型腔先凝固與冒口之間未形成良好的過渡。可能因為補縮通道被堵，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縮不足形成的。這樣型腔部位極易產生縮松縮孔缺陷，需要通過設計冒口，控制鑄件凝固速度來消除這些缺陷，以獲得優質產品。

    3 缺陷分析及工藝改進

    3.1 缺陷分析

    在冷卻凝固成型過程中，當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，這樣的缺陷為氣孔。鑄件在凝固過程中，由于發生非順序定向凝固，也會產生熱節缺陷。圖5為鑄件凝固過程中熱節分布情況，圖中淺藍色顯示鑄件凝固至2317s左右時形成的熱節，這些熱節的形成主要是冒口補縮距離太短；冒口補縮距離短的原因是冒口與型腔沒有形成有利的補縮通道以及鑄件沒有形成順序凝固；所以需要改進冒口并添加補貼來增大冒口補縮范圍和形成有利的補縮通道。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縮，以至于形成大片的熱節，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，這些熱節溫度較高，最后凝固，形成縮孔的可能性極大。

圖4 固相率隨時間變化圖

圖5 原始工藝鑄件熱節分布圖

    3.2 工藝優化

    針對原始方案中冒口補縮范圍小、補縮距離短的問題，優化方案一中加大了冒口尺寸。在六個圓柱形保溫暗冒口下面增加了補貼，來提高補縮效果，同時為了使澆注時間同原來保持同步，也加大了橫澆道的尺寸。

圖6 優化方案一鑄造工藝圖

    從圖7充型結束時溫度場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。主要是因為加大了冒口的尺寸后蓄熱能力有了增強，同時加了補貼后冒口根部的型腔的溫度和冒口保持一致，這樣就會冒口之間的型腔會先凝固而冒口處后凝固從而形成順序凝固，冒口的補縮效果更明顯。

圖7 充型結束時溫度場分布圖

    圖8為優化方案一鑄件熱節分布的結果，圖中可以看出，冒口處均有熱節而且是在時間較晚時形成的熱節，主要是因為冒口芯部凝固的較晚，但這并不影響鑄件的質量。但在冒口之間我們看到淺藍色的區域為在時間比較早時產生的熱節，這些熱節的產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給予消除。我們看到這些熱節上下均有分布，因此需要在這些熱節部位添加冷鐵，從而有害熱節全部消除。圖9為改進方案二鑄件縮孔預測的結果，圖中可以看出：與方案一相比在型腔壁處形成的熱節基本上都已消失，冒口根部的熱節移向補貼中，橢圓形冒口根部的熱節也上移，所以這些熱節的存在并不影響鑄件的質量。

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    3.3 生產驗證

    按照原鑄造工藝和改進后的鑄造工藝進行生產驗證，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，工藝改進后實際生產結果與模擬結果相吻合。改進后生產的鑄件在模擬中顯示的有害熱節處所產生縮松或縮氣孔缺陷得到了有效的消除。

圖8 優化方案一鑄件熱節分布圖

圖9 優化方案二鑄件熱節分布圖

    4 結論

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

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

    （3）生產實驗結果與模擬結果基本相同，所以通過三個模擬方案的分析優化了鑄造工藝，為鑄件在澆注溫度、外界環境等比較理想的狀態下的鑄造生產提供了一定的依據。

圖10 鑄件型腔處縮孔分布圖