基于MAGMA的发动机缸体铸造工艺优化

兰乔 刘弈 谢正茂

摘 要：发动机缸体作为汽车的核心部件之一，其质量优劣直接决定了汽油机的性能和工作寿命。为了提高发动机缸体性能，对NT型发动机缸体的铸造工艺进行设计，并采用MAGMA模拟软件对初步设计工艺进行模拟优化。在此过程中，通过MAGMA软件重点研究了缸体在铸造过程中的充型性、液相残余和缺陷分布，分析了充型不平稳以及缺陷产生的原因，随后以此作为重要依据，优化设计了铸件的浇冒口系统。经模拟验证，该优化工艺能够解决铸件液态成型时存在的问题，最终确定了合理的发动机缸体铸造工艺参数。

关键词：发动机缸体；数值模拟；MAGMA；铸造工艺

发动机缸体铸件作为汽车发动机的核心部件之一，属于典型的薄壁、复杂、多芯的难制造零件，被誉为铸造之花[1]。为了获得质量合格的缸体铸件，需要对缸体的铸造工艺进行设计并验证，改善浇注过程中的质量缺陷。将数值模拟与工艺设计结合，能有效缩短发动机缸体模具设计周期，能够降低发动机缸体的研制成本投入，从而提高企业的经济效益。

本文以NT型发动机缸体为研究对象，采用MAGMA数值模拟软件，按照工艺设计→数值模拟分析→优化设计→数值模拟分析→最优工艺的思路，对NT型发动机缸体铸件的铸造工艺进行研究，从而获得NT型缸体的最优工艺。该研究对于同类型缸体铸造工艺的设计可提供一定的参考价值。

1 有限元模型的建立

1.1 模型的确定及材料的选取

NT灰铸铁发动机缸体的三维模型如图1所示。

NT缸体最大轮廓尺寸为1146 mm×547 mm×598mm（长×宽×高），缸体单件铸件重390kg，其材质选择为HT250合金灰铸铁，缸体最小壁厚为5.8mm，主要壁厚为7.2mm。

1.2 发动机缸体浇注工艺设计

NT型缸体铸件结构复杂、壁厚不均且体积较大，结合工厂实际的生产条件及铸件结构，最终选择一型一件的铸造方式，选用立浇、底注式浇注的浇注方式对缸体进行铸造生产，具体的分型位置如图2所示。经过系列计算[24]，最终确定了NT型缸体浇注金属液重量为510kg，浇注时间为28s，A阻= 2050mm2。为获得良好的充型性，选择了开放式浇注系统，其中ΣA直：ΣA横：ΣA内=1∶2∶4的比例，因此横浇道截面ΣA横=4354mm2，内浇道截面ΣA内=8680mm2。

同时，结合缸体的结构及灰铸铁的特性，最终选择单颈缩顶冒口对铸件进行补缩。该冒口的形式及参数如图3所示。其中，冒口直径D=（1.02.0）δ，高度H=（1.52.0）D，冒口颈高度h=30，冒口颈直径d=0.55D。NT缸体需补缩的部位为缸筒顶面附近，经测量得其热节圆直径δ=50mm，结合铸造工艺手册及相关文献[46]，选择了冒口直径D=2.0，H=1.5的设计参数。计算可知，冒口中D=100mm，H=150mm，h=30mm，d=55mm。冒口共计12个，均布于缸体顶面两侧。

进一步，为减缓金属液从直浇道流下的冲击力，使其平稳地进入横浇道，在直浇道与横浇道过渡处开设圆角过渡连接，从而避免较大的紊流区域，其示意图如图4所示；同时在横浇道处设置3°的拔模斜度，以进一步减小金属液的飞溅及紊流程度，带有拔模斜度的横浇道如图5所示。结合上述对浇注工艺的设计数据，浇注系统的最终三维模型如图6所示，其浇注工艺参数具体见表1。

2 初步模拟结果分析

2.1 充型模拟结果分析

图7为采用MAGMA软件对NT缸体初步工艺方案充型时间模拟图。该图反映了金属液到达铸型中的不同位置时需花费的时间。

由图7可以件直浇道、横浇道在短时间内充满，随后金属液由内浇道进入并填充铸型。内浇道均布于缸体两侧，使金属液均匀地从缸体两侧引入，控制了金属液流入型腔的顺序。铸件的充型过程从缸体下部开始，随后逐渐填充满整个型腔，直至充型结束，符合底注式浇注的特点。

需要注意的是，当金属液通过内浇道进入缸体中时，图7中缸体底部不规则颜色变化反映了金属液在由最后一个内浇道进入到型腔时存在一定的紊流区，这可能是金属液的动能过大，而横浇道并末端并未起到缓冲作用所致。随后，金属液面相对平稳地上升，直至充满整个型腔。

为探究金属液由内浇道进入缸体时产生金属液紊流区原因，对金属液充型的具体过程进行了模拟计算，如图8所示。

图8为不同时刻金属液的充型位置示意图。金属液从直浇道过渡到横浇道时由于势能转化，金属液到达横浇道时具有很大的动能。

从图8中可以看到，当头股金属液顺着横浇道流动至横浇道末端时，在横浇道末端处设置的缓冲段并没有起到减小金属液动能的作用，使得头股金属液与横浇道末端碰撞，发生反向回流。回流的金属液与后方正向流动的金属液汇合后，产生了很大的飞溅，致使汇合后的金属液从最后一个内浇道进入型腔，导致了金属液的不平稳充型，如图8（c）所示。随后，金属液逐渐将横浇道填满，依次通过内浇道逐渐进入型腔进行充型，直到将型腔充满为止。

由于头股进入到型腔的金属液产生了较大的飞溅，因此充型过程前期并不是十分平稳，这与图7中金属液的紊流区相吻合。

2.2 凝固过程中液相残余分布模拟分析

在鑄造数值模拟软件中，可通过液相残余分析铸件的凝固过程。图9为金属液在凝固过程中的残余液相分数分布模拟图。为便于观察，对缸体进行切片，观察缸体内部的凝固过程。根据右侧颜色卡尺与残余液相分数之间的对照关系图可知，随着标尺颜色由上（白色）至下（蓝色）的逐渐变化，型腔内的残余液相分数依次降低。除此以外，颜色卡尺上端还存在灰色的空缺区，对应的是缸体中的冒口顶部的一部分，这是由于缺失金属液所导致金属液空缺区。

以缸体第六缸筒补缩过程为例，由图9中（a）与（f）可知，在刚凝固时，冒口及缸体上部的残余液相最多。随着凝固过程的进行，缸体中金属液不断产生液态收缩，冒口处金属液在重力压头的作用下向缸体中提供金属液，补充铸件中已收缩的部分，发挥冒口补缩的作用。

随着上述过程的不断进行，冒口中提供的金属液不断被消耗，冒口中Empty区域（灰色部分）增大，仍无法补充缸体中金属液收缩时所带来的体积损失。因此，冒口中金属液先行冷却而凝固，其下方被补缩部位的补缩通道关闭，在缸体中形成孤立液相区，残余液相随着温度的降低将产生液态及凝固收缩，如果收缩过程得不到充分补缩，则该处可能产生缩孔、缩松。由于冒口中的金属液流入被补缩部位，冒口中金属液损失过多，其金属液空缺区不断向铸件中延伸，直到延伸至缸体缸筒附近，最终导致铸件缸筒附近存在明显的缺陷，如图9（e）、图9（f）所示。

2.3 缸体缺陷模拟

MAGMASOFT软件中，采用PROSITY（缩孔分析率）判据对铸件中可能产生缩孔缩松的部位进行分析。图10为上述浇注系统在MAGMA软件中PROSITY判据的模拟结果，使用该判据可以显示出铸件表面及内部的缩孔、缩松缺陷及其所在位置。右侧的卡尺颜色对应着出现缩松缩孔的概率大小。蓝绿色区域表示缩孔缩松率为零，即没有缩松缩孔；而白色区域表示缩孔率非常高，接近100%。

因模拟时采用了相对苛刻的模拟条件，加之缸体本体中出现缩松缩孔概率不足2%，此为可以接受的缺陷，这些缸体内部的缩孔缩松缺陷在此不作讨论。

从图10中可以看出，在缸体上部第六缸冒口处存在着比较严重的缩孔缺陷，且该缺陷已从冒口处延伸至铸件内部，影响到了铸件的质量，这与图9中冒口中存在的Empty区域相吻合。结合前节分析可知，这是冒口中金属液的损失所导致的缺陷。该缺陷可以通过增大冒口容纳金属液的能力来消除。

需要注意是，在图9（e）以及图9（f）所示孤立液相区，并没有在图10中对应的位置发现有明显的缺陷，这一现象可以通过灰铸铁自身的特性以及均衡凝固理论加以解释：金属液从浇注到凝固主要会经历三个收缩阶段，即液态收缩阶段、凝固收缩阶段以及固态收缩阶段。在凝固收缩阶段中，灰铸铁将发生共晶转变在奥氏体树枝晶中析出石墨，由此产生石墨化膨胀，可抵消部分或全部凝固过程中产生的收缩。缸体第六缸附近相对较为厚大，当冒口补缩通道关闭后在缸体第六缸附近区域形成孤立液相区。由于逐层凝固方式是灰铸铁的一个固有特性，在孤立液相区开始凝固时，会在孤立液相区周围首先形成固相，逐渐向液相区中心凝固。由于液相到固相的转变伴随着石墨析出所带来的石墨化膨胀，周围凝固析出的石墨将会对中部液相区产生膨胀，以抵消孤立液相区中心金属液冷却时产生的收缩。因此，铸件越是厚大部分，凝固时石墨析出时带来的石墨化膨胀效果越明显。

综合上述分析可以看出，冒口的存在对缸体中金属液的液态收缩的确起到了一定程度的液态补缩作用，使得冒口下方被补缩部位没有产生明显缺陷，应予以保留；但是该补缩过程进行到一定程度时，冒口中的金属液在重力压头的作用下不断向铸件中补充，导致冒口中的金属液损失过多带来了缺陷，该缺陷延伸至铸件内部对铸件质量产生了影响，因此需对冒口重新进行设计。

3 基于数值模拟的NT型缸体铸造工艺优化

初步数值模拟的结果显示，在上述工艺中主要存在两个问题：一是金属液充型的平稳性不足，金属液在由最后一个内浇道进行型腔时产生了较大的飞溅，使充型前期存在有局部的紊流区；二是在缸体顶面，靠近冒口处存在金属液的空缺区，该缺陷延伸至铸件内部，对铸件的完整性造成了一定影响。基于此，为获得外形完整，性能达标的铸件，需对缸体现有铸造工艺进行优化，优化工艺应主要从改善缸体金属液的充型性以及优化冒口设计两方面进行。

3.1 缸体充型优化

为提高金属液充型平稳性，将横浇道末端延长，并将其设置为阶梯状，希望对金属液起到缓冲作用，降低金属液充型过程中的紊流程度。横浇道的优化示意图如图11所示。

从图12中不难看出，金属液几乎是从缸体两侧均布的内浇口处同时进行缸体中进行充型，金属液从内浇口进行型腔时，并未产生明显的飞溅现象。从图中金属液温度分布可以看出，横浇道末端的金属液温度相對较低，这是头股金属液刚进入铸型时与周围介质产生了强烈的换热，温度下降快，因此在图12中存在着颜色差异。低温金属液被储存在横浇道末端，而未进入铸型中，这对改善铸型的充型性以及缸体铸件的质量有积极意义。

同时，与图8中初始的工艺方案相对比，该充型过程十分平稳，说明该优化方案对改善金属液在浇注系统中的流动状态有明显效果。

经前面分析可知，金属充型不平稳的原因主要是横道角末端并未有效的减小金属液动能，致使其发生回流，并与正向流动的金属液发生碰撞。阶梯型浇道好处在于当金属液流向末端与型壁产生碰撞时，能够有效地“压”住金属液，增加金属液与铸型壁碰撞的可能，从而有效的减小金属液的动能，阻止其产生卷气、回流。

另外，由于横浇道末端加长，产生碰撞后的冷污金属液能够被存储在横浇道末端，未进入到铸型之中，这能够有效改善铸件的质量。图13是优化后铸件金属液充型铸件的时间模拟图，与图7相比，金属液几乎是同时从内浇道进入到铸型中，这说明金属液充型的平稳程度已得到极大的改善。

3.2 缸体凝固过程优化

在初步工艺设计中，数值模拟结果显示在缸体第六缸顶面存在着明显的缺陷。经分析，该缺陷是由于冒口尺寸设计偏小，当冒口中金属液损失过多时候，冒口中的金属液空缺区延伸至铸件内部所导致。当在第六缸中，需补缩的部位仍为缸筒顶面附近，其热节圆与另外五缸相同，其直径δ均为50mm。根据冒口的初始设计方案及数值模拟结果，现保留冒口直径不变，将其高度H在设计范围内取较大值2.0，即优化后冒口高度由150mm提高到200mm，以改善冒口对缸体的液态补缩效果。将冒口加高后，同时保留其余工艺参数不变，对优化后缸体的凝固过程进行模拟，其结果如图14所示。

（a）残余液相fs=95% （b）残余液相fs=80%

（c）残余液相fs=50%（d）残余液相fs=20%

（e）残余液相fs=5%（f）残余液相fs=1%

图14 工艺优化后缸体凝固过程的残余液相分布

图14为工艺优化后缸体凝固过程中残余液相分布模拟图。为便于观察缸体内部的凝固过程，对缸体铸件进行了切片处理。

结合初始工艺方案的图9及优化工艺方案的图14可以看出，工艺优化后，缸体的凝固顺序并没有太大改变，冒口下方仍存在着明显的残余液相区，缸筒附近仍是铸件中最后凝固的区域。进一步对比图9中的（e）、（f）以及图14中（e）、（f）可知，冒口的空缺区保留在冒口中，而未延伸到铸件内部。

3.3 优化后缸体缺陷模拟

图15为工艺优化后PROSITY判据中缩松缩孔分布示意图。与图10相比而冒口增高后，第六缸冒口中的缺陷有较大的改善：与图10对比可知，第六缸冒口中的缺陷区有所“上移”。这是因为冒口增高后存储的金属液增多，因此在凝固过程中能够提供足够的金属液对需补缩的部位進行进一步补缩，不会因金属液不足而导致冒口中产生大面积的空缺区。这说明优化工艺方案对缸体内部缺陷的消除是合理的。

综上所述，改善浇注系统结构及调整冒口设计尺寸的方案符合要求，确定该工艺方案为最终实际生产的工艺方案。

4 结论

通过对NT缸体铸件结构进行分析，选择了立浇工艺方案、底注式开放式浇注系统对缸体进行浇注。并且进一步通过MAGMA数值模拟及优化，最终确定了NT型缸体铸件的浇注参数及浇冒口优化方案：浇注温度1400℃，浇注时间28s，直浇道阻流截面ΣA阻=2050mm2，横浇道中段ΣA横=4354mm2，内浇道截面积之和ΣA内=8680mm2；并辅以直浇道末端圆弧过渡设计、横浇道拔模设计以及横道道末端阶梯型设计保证金属液充型的平稳性；同时采用12个单颈缩顶冒口均布于缸体顶面两侧，以补充金属液冷却时产生的收缩，通过分析模拟过程中缩孔问题产生的原因，最终采用加高冒口的方式，优化设计了冒口尺寸，其直径D=100mm，高度H=200mm，得到适于NT缸体的最优浇注工艺方案。

参考文献：

[1]万仁芳.汽车工业发展与汽车发动机灰铸铁缸体生产技术[J].铸造，2001，50（12）：746751.

[2]刘增林.汽车发动机薄壁灰铸铁缸体的立浇工艺分析[J].铸造技术，2014（4）：822825.

[3]刘文川，向敬成.大型铸件有效浇注时间的计算[J].大型铸锻件，2000（4）：1420.

[4]李新亚.铸造手册.第5卷，铸造工艺 [M].机械工业出版社，2003.

[5]陈淑惠.铸件冒口设计的原则及方法[J].科技创新导报，2008（27）：100102.

[6]彭显平.气缸体类铸铁件厚大热节处冒口的优化设计[J].铸造技术，2011，32（6）：800803.

作者简介：兰乔（1991），男，硕士研究生，主要研究方向为产品质量检测及失效分析、铸造工艺等。

通讯作者：刘弈（1990），男，硕士研究生，主要研究方向为材料成型及加工工程。