电液舷侧阀是海军战舰甚至货船的必要设备之一，主要安装在船空水线下方两侧［1-2］，并为主机和辅机提供冷却水。电液舷侧阀作为通海阀的重要组成部分，对通海阀性能有重要影响。电液舷侧阀阀体有3个壁厚不均的法兰，属于非均匀等壁厚阀体，铸造时易出现缩松、缩孔等缺陷。数值模拟技术作为一种低成本、高效率的研究方法，已广泛运用在各种阀体铸造工艺的优化中［3］。杨家财［4］通过AnyCasting模拟分析得到球阀缺陷位置，采用增加冷铁的方式消除了球阀缺陷，得到了可行性较高的铸造工艺方案。于秋华等［5］使用华铸CAE软件对R3球阀阀体熔模铸造过程进行了模拟并基于模拟结果，对原工艺尺寸、结构设计进行了优化，提高了铸件的合格率。杜尊重等［6］基于ProCAST软件对阀体消失模铸造工艺进行模拟，研究阀体铸件在充型、凝固过程中的流场、温度场、固相率分布和缺陷分布，并根据模拟结果优化工艺。目前，国内外对于电液舷侧阀阀体的铸造研究较少，阀体由于存在铸造缺陷导致其成品率低，因此亟需使用数值模拟技术对该类阀体的铸造工艺进行优化研究。以电液舷侧阀作为研究对象，利用ProCAST有限元铸造模拟软件分析电液舷侧阀阀体铸造过程中的充型、凝固过程，探讨不同时间下的温度场、固相率以及速度场的分布情况，预测铸件缩松和缩孔产生位置，并分析缺陷形成原因。根据仿真结果对铸件的铸造过程进行优化，以指导电液舷侧阀阀体的铸造工艺设计［7-9］。1初始工艺分析1.1建立几何模型及离散化电液舷侧阀阀体材质是Cu-7Ni-7Al-4Fe-2Mn合金，其成分见表1。图1为阀体及其浇注系统的三维模型。电液舷侧阀阀体轮廓尺寸为355 mm×301 mm×401 mm，质量为55.2 kg，采用砂型铸造生产，采用底注式浇注系统，浇口设置在靠近顶部法兰的位置，可有效降低铸造成本，同时保证铸件品质。该铸件的主要特征是其特有的三通结构，其平均壁厚约为27 mm，且铸型砂芯材料具有较强的导热性。技术要求铸件外部不能有凹陷或者凸起，内部缩松、缩孔等铸造缺陷尽可能少。10.15980/j.tzzz.2024.04.007.T001表1Cu-7Ni-7Al-4Fe-2Mn合金的化学成分Tab.1Chemical composition of Cu-7Ni-7Al-4Fe-2Mn alloywBNiAlFeMnCu7.207.164.022.00余量%10.15980/j.tzzz.2024.04.007.F001图1阀体及其浇注系统的三维模型Fig.1Three-dimensional model of valve body and gating system将建立好的电液舷侧阀阀体和浇注系统的三维模型导入ProCAST的MeshCAST网格划分模块中，利用网格划分模块中的Check流程检查网格质量，包括网格交叉、体重合以及结合面的装配。将阀体及浇注系统网格尺寸设为10 mm，先生成面网格，对面网格进行修复之后，再完成体网格的划分，共生成面网格97 400个、体网格1 746 911个。1.2界面传热系数的计算液态铜合金与铸型界面处的传热系数对阀体铸造过程中缺陷预测具有重要意义。HALLAM C P等［10］对铝合金液与铸型之间传热系数进行了研究，发现几乎所有的传热都是通过铝合金液与铸型之间界面的热传导进行的，辐射传热的影响可忽略。虽然Cu液温度略高于铝液，MICHAEL T等［11］和BASIL C等［12］发现采用的Cu液与铸型间传热系数计算模型也无需考虑辐射传热。用铸型表面上一层粗糙度为R的正三角形来模拟砂型表面粗糙度，见图2，此时距离R处的热阻等于空气和铸型的热阻之和：Rall=Rair+Rmold （1）式中，Rair为空气热阻，（m2·K）/W；Rmold为铸型热阻，（m2·K）/W；Rall为空气和铸型的热阻之和，（m2·K）/W。10.15980/j.tzzz.2024.04.007.F002图2砂型表面粗糙度为R的铸型Fig.2Casting mold with surface roughness R如果将距离R简化为距离为0.5R的铸型与距离为0.5R的空气层的串联线，则空气热阻和铸型热阻表达式为：Rair=0.5Rλair，Rmold=0.5Rλmold （2）式中，λair、λmold分别为空气和铸型材料的导热系数， W/（m·K）。Cu液与铸型间的传热系数α用距离R处的热阻的倒数表示：α=1Rall=λairλmold0.5R(λair+λmold) （3）式中，λair为空气导热系数，取0.023 W/（m·K）；λmold为树脂砂导热系数，取0.321 W/（m·K）；R为砂型表面粗糙度，取85 μm。根据式（3）计算出铜液与铸件之间的传热系数为504 W/（m2·K）。1.3材料热物性参数与模拟参数设置在ProCAST中的Cast模块中设置阀体材料为Cu-7Ni-7Al-4Fe-2Mn合金，并使用ProCAST软件计算出该材料的热物性参数，见图3。阀体材料的液相线温度为1 080 ℃，浇注温度通常要高于液相线温度100~150 ℃，所以浇注温度设为1 180~1 230 ℃。根据实际生产情况，浇注时间确定为50 s，浇注温度选择1 220 ℃，铸型的初始温度为35 ℃。铸型材料为树脂砂（Resin bonded sand）。在Cu液与铸型界面两侧通常有温降，此时需要将界面节点双重化，故Cu液与铸型间的接触面传热类型为非一致性界面（COINC），Cu液与铸型之间传热系数取500 W/（m2·K）。采用砂型铸造，空冷［13］。10.15980/j.tzzz.2024.04.007.F003图3合金热物性参数Fig.3Thermophysical parameters of alloy1.4数学模型建立铸件的充型过程与Cu液的流动能力，与砂型、砂芯等的传热过程等密切相关，并随着时间的推移热量慢慢散失，Cu液的温度不断变化，逐渐从液态转变为固态，这是一个非恒温的流动过程。目前在研究铸件的充型过程时，Cu液在充型时遵循流体动力学定律，因此可使用质量守恒和动量守恒方程来描述。同时，铸型与Cu液之间的热交换可采用能量守恒方程来描述［14-16］。在Cu液充满型腔的瞬间，由于惯性的作用，Cu液在型腔内会形成较强的对流，但持续时间很短，很快就会稳定下来。凝固过程中Cu液与砂型、砂芯间的热量传导导致Cu液热量随时间慢慢散失。因此，可认定铸件的凝固过程是一个不稳定的导热过程。预测缩孔、缩松缺陷最常用的方法就是Niyama法，Niyama法通过铸件完全凝固时某个区域的温度梯度与冷却速率的关系式来反映铸件内部缩松缩孔分布［16］。2初始方案模拟结果及分析2.1充型过程分析图4为铸件充型过程的速度场。可以看出，在充型的初始阶段，Cu液通过浇口杯由直浇道浇入横浇道，此时经过直浇道的Cu液流速较快，约为1.71 m/s，这会导致卷气和夹渣。当充型20 %时，Cu液在型腔中流动速度达到最大但流动方向变化不大，流速峰值约为0.29 m/s。充型后期Cu液会从下往上充满整个型腔，并且流速变化很小。10.15980/j.tzzz.2024.04.007.F004图4铸件充型过程速度场Fig.4Velocity field of casting during filling process图5为铸件充型过程温度场模拟。可以看出，初始浇注温度为1 220 ℃，充型完成时的最低温度约为1 100 ℃，Cu液在内浇道和法兰盘处的温度稍高一些。在充型过程中，由于Cu液的温度高于液相线温度，避免了冷隔、浇不足的问题，使得整个充型过程能够顺利进行。然而，由于法兰盘的型壁比其他部分更厚，在部分地方会形成先凝固的区域，使得其他部分的Cu液无法及时补入，最终降低了整个充型的效率。10.15980/j.tzzz.2024.04.007.F005图5铸件充型过程温度场Fig.5Temperature field of casting during filling process2.2凝固过程分析图6为铸件凝固过程的温度分布。可以看出，当凝固60%时，浇注系统的流道已经凝固，铸件型腔周围的温度已经低于固相线温度，而铸件法兰盘处的温度仍高于液相线温度，铸件型腔周围和法兰盘处的具体位置分别见图6b中1处和2处。铸件表面局部开始缓慢凝固，靠近冒口区域凝固速度较慢。当凝固至90%，铸件上方冒口的温度仍然高于凝固温度，对铸件继续进行补缩。当凝固率为100%时，铸件和浇注系统都已凝固，整个凝固过程约需要846 s。10.15980/j.tzzz.2024.04.007.F006图6铸件凝固过程的温度分布Fig.6Temperature distribution of casting during solidification process通过对铸件凝固顺序的分析，可以确定Cu液最终凝固并且不存在缺陷的区域。一般来说，若铸件能够满足顺序凝固的条件，就不会因出现热节而产生铸造缺陷。图7为铸件凝固过程中固相率低于60%的区域。当铸件凝固至60%时，由于法兰盘处型壁较厚，铸件凹处的散热条件差，导致铸件的凝固速度较慢，冒口无法对法兰盘起到补缩的作用，此时法兰盘处最后凝固，因此凝固过程中随着体积的收缩很可能会出现缩松、缩孔缺陷。10.15980/j.tzzz.2024.04.007.F007图7铸件凝固过程中固相率低于60%区域Fig.7Area with solid fraction less than 60% during solidification process2.3缺陷分析ProCAST可以通过多种方法准确计算铸件的缩松和缩孔缺陷，方法包含温度梯度法、固相率阶梯法、凝固时间梯度法以及Niyama判据法［17-18］。图8为电液舷侧阀阀体凝固后的收缩率3%的缺陷分布情况。可以看出，法兰盘的位置集中了大量的缩松、缩孔等缺陷。根据对凝固过程的分析，这主要是由于法兰盘的型壁比其他部位更厚。由图7d可知，当铸件的凝固达到60%左右，浇道和铸件的中部会更快凝固，使得补缩通道被阻塞，Cu液得不到有效补充，最终形成孤立液相区，并产生缩松、缩孔缺陷，此时铸件缺陷体积为195.33 cm3。经过分析，由于浇注系统设计不当（冒口无法对Cu液进行补缩）使得铸件易出现铸造缺陷。10.15980/j.tzzz.2024.04.007.F008图8阀体缺陷分布情况Fig.8Defect distribution of valve3铸造工艺改进3.1工艺优化方案分析可知，初始的浇注系统使得凝固过程无法满足铸件顺序凝固条件，因而产生缩松、缩孔等缺陷。为解决这一问题，提出了一种改进方案，见图9。按照凝固时间从t冒口t冒口颈t铸件的顺序来设计冒口，增大冒口尺寸至150 mm ［19］。同时，在法兰盘及铸件缺陷集中的部分设置了2块冷铁，其中1号冷铁尺寸为165 mm×20 mm×20 mm，2号冷铁尺寸为69 mm× 20 mm×20 mm。10.15980/j.tzzz.2024.04.007.F009图9冒口尺寸、冷铁位置和尺寸Fig.9Size of riser as well as location and size of cold iron3.2优化方案模拟结果分析通过对工艺改进（增加冒口体积和增设冷铁）后的铸件凝固过程进行分析，并确定缩松、缩孔铸造缺陷的区域及其体积，得出工艺优化后铸件的凝固过程，见图10。可以看出，离冒口较远的法兰盘先从底部开始凝固，之后逐渐向上，最终在冒口处凝固，这一过程完全符合顺序凝固的规律。而且，当凝固达到80%时，法兰盘区域的凝固速度会变得更快。铸件在增大冒口体积和增设冷铁后按照从下至上的顺序凝固，孤立液相区消失，这有利于减少铸件的缩松、缩孔。10.15980/j.tzzz.2024.04.007.F010图10工艺优化后的凝固过程Fig.10Solidification process after process optimization图11为电液舷侧阀阀体工艺优化后收缩率3%的缩松缩孔的分布情况。可以看出，优化后法兰盘的孔隙率明显降低，铸件孔隙体积降为4.81 cm3，比优化前的（195.33 cm3）减少了97.5%，且大多数缩松、缩孔缺陷转移至冒口中，仅在型腔中有一小部分缺陷，已达到了技术要求。说明增大冒口体积和增设冷铁对铸件起到了较好的冷却和补缩作用，验证了改进方案的合理性。10.15980/j.tzzz.2024.04.007.F011图11工艺优化后的缩松缩孔分布Fig.11Distribution of shrinkage cavity after process optimization4生产验证图12为采用优化后的浇注工艺铸造出的电液舷侧阀。通过生产验证后发现，经过增大冒口尺寸和增加冷铁优化，铸件中无宏观缩松、缩孔缺陷，铸件品质较好，达到了预期要求。10.15980/j.tzzz.2024.04.007.F012图12改进工艺后的铸件生产试验Fig.12Production test of casting after process optimization5结论（1）使用ProCAST软件研究了Cu-7Ni-7Al-4Fe-2Mn合金电液舷侧阀的铸造过程，得出在初始工艺条件下铸件法兰盘处缩松、缩孔缺陷体积较大，此时铸件的缺陷体积为195.33 cm3。分析认为，法兰盘处壁厚较大，凝固时得不到有效补缩，从而产生缩松、缩孔。（2）通过增大冒口体积和在法兰盘等易产生缩孔的区域增设冷铁，有效地减少铸件内部的缺陷，提高了冒口的补缩效果，消除了铸件内部97.5%以上的缺陷。（3）通过生产验证发现铸件经过增大冒口尺寸和增加冷铁优化，铸件品质较好，成品率大幅提升。