CN101767185B - 一种基于定量设置反变形量的设计铸件模型的方法 - Google Patents

Abstract

本发明涉及基于定量设置反变形量的设计铸件模型的方法，特别是一种基于有限元热力耦合计算定量化反变形量的大型铸件模型设计方法。首先，通过综合考虑铸件凝固，冷却，打箱，切除浇注系统和热处理影响建立有限元热应力模型，准确预测铸件在整个热加工工序中的变形。然后，根据铸件结构特征和不同区域拘束度的不同，设置不同的反变形松弛系数，对原始模型进行反变形处理。反变形松弛系数由计算节点处的应力水平决定，应力值越大松弛系数越小。针对添加反变形的模型，进行整个热加工过程的数值模拟计算和迭代，最终确定合理的铸件模型尺寸，生产出加工余量合适均匀的铸件。

Description

一种基于定量设置反变形量的设计铸件模型的方法

技术领域

本发明涉及铸件模型设计领域，特别是一种基于数值模拟定量设置反变形量的铸件模型设计方法。

背景技术

铸件在热加工过程中存在热应力和相变应力，由于铸件壁厚不均匀，形状复杂，受力不均，必将产生变形，影响铸件尺寸精度。近年来，铸造过程中铸件的热应力及变形越来越受到人们的关注，尤其是复杂结构件。开展了很多热应力和变形的理论和数值模拟的研究，但由于铸件生产过程中的各个工序：凝固、冷却、打箱、切除浇注系统和热处理都影响着铸件的最终形状，使得准确预测机加工之前铸件的残余应力及加工余量成为一个难题。为保证机加工时铸件有足够的加工余量，多数生产厂家在生产复杂铸件时，往往在设计时靠增加加工余量的方法来保证铸件最终不出现“缺肉”的现象。然而增加加工余量给生产带来能耗增加，出品率低，后续机加工耗时长等问题，不仅使企业生产成本大幅提高，也不符合国家节能降耗要求。

目前，绝大部分热应力模型只针对凝固和冷却两个阶段进行模拟，忽略了后续的打箱、切除浇注系统和热处理这几个工序对热应力和变形的影响，不能准确地预测铸件在进行机加工之前的尺寸变化和剩余加工余量。

发明内容

本发明的目的在于提供一种基于定量设置反变形量的设计铸件模型的方法，能够成功预测复杂铸件铸造之后的残余应力与变形，在此基础上，根据铸件的结构特征给出铸件各部位的反变形量，从而很好的设计铸件结构，使得铸件最终加工余量较小且分布均匀，降低生产成本。

本发明的技术方案是：

一种基于定量设置反变形量的设计铸件模型的方法，包括如下步骤：

(1)建立凝固-冷却-打箱-切除浇注系统-热处理的整合热应力模型，利用此模型可视化地再现复杂铸件在各个工序的热应力和变形的情况，并且得到机加工前铸件的最终几何形状。

铸件在各个热工序中经历的物理冶金过程不同，铸造过程中主要包含了流动、凝固、固态相变过程；打箱过程涉及到应力释放和打箱后冷却时的固态相变过程；切除浇冒口系统涉及局部相变和应力重新分配过程；热处理过程主要包含了固态相变过程，因此在整合的热应力模型中根据各阶段不同的特征采用不同的计算模型对其进行计算。

本发明基于Procast铸造软件，在凝固过程中使用粘-弹-塑性模型处理铸件材料，合理设置铸造过程的边界条件，模拟铸件在铸造过程中的应力和应变情况，材料的固态相变过程通过将材料的热物性参数设置成温度和冷速的函数来实现；当铸件冷却到打箱温度时，修改铸件的温度边界条件和约束边界条件，提取铸造模拟结束时各节点的温度、应力、应变值作为初始条件，通过修改边界条件模拟铸件打箱过程。其中的应力释放过程通过更改约束后，模型内各点应力重新调整平衡各点处的应力应变过程来实现。打箱后的冷却过程材料模型和铸造过程相同；切除浇冒口系统过程的模拟，首先提取打箱冷却后各节点的温度、应力、应变数值，通过设置浇冒口区域节点的热循环来实现模拟打箱过程；热处理过程的初始条件来自于切除浇冒口系统后铸件各节点处的温度、应力、应变值，采用弹-塑性模型处理材料，通过设置界面换热的方式来模拟热处理炉内加热和冷却过程，界面换热系数通过实际温度测量逆运算得到。

上述模拟的平台为Procast有限元软件，本发明中铸件的三维模型使用ProE或UG等通用三维造型软件造型。

同时，对铸件关键点进行实际测量，证明模拟结果的准确性。

(2)在铸件变形模拟结果的基础上，根据铸件各部分的应力水平确定不同区域的拘束度，进而对不同区域设置不同的反变形松弛系数。拘束度越大的区域应力水平越高，反变形松弛系数越小，而自由变形区域反变形松弛系数为1。根据反变形松弛系数和变形量(负的变形矢量)的乘积定量地给出不同区域的反变形量，将反变形量叠加到原始铸件模型上，形成新的铸件模型。

本发明中，采用归一法评价任一节点处的拘束度，具体计算方法为设定所有节点中应力绝对值最大的节点处的拘束度为1，其余节点处通过该处沿某一坐标轴的正应力值与该方向上最大应力值之比为该点的拘束度。而反变形系数则由1减去拘束度确定，因此本发明中，每个网格节点处的反变形松弛系数n下式确定：

$n_i=1-\left|\frac{{\mathrm{\σ}}_{\mathrm{ii}}}{{\mathrm{\σ}}_{\mathrm{ii},\max }}\right|$

式中，

n_i为任意节点处沿i(i取x，y，z)方向上的松弛系数；

σ_ii为任意节点处沿i(i取x，y，z)方向上的正应力；

σ_ii，max为所有节点处沿i(i取x，y，z)方向上的最大正应力；

(3)对添加反变形量的铸件模型，再进行铸造、打箱、切割冒口和热处理过程的全流程数值模拟，得到机加工前铸件变形量分布。

比较变形后模型和最终产品设计模型，如果铸件加工余量均匀且处于合理范围内，则根据反变形模型设计铸件模型；否则继续根据反变形模型、变形量和反变形松弛系数，进行下一循环反变形设计与计算模拟，直到铸件的最终几何形状满足加工余量的要求。

本发明基于定量设置反变形量的设计铸件模型的方法的机理如下：

大型金属铸件热加工过程中由于各部分加热、冷却条件不同，导致铸件在热加工过程中各部分的温度变化有差别，从而引起铸件内部存在热应力和/或相变应力，从而使铸件在热加工过程中存在应力和应变，导致最终得到的铸件和初始铸件模型之间有较大差别。本发明是在综合考虑铸件凝固、冷却、打箱、切割浇冒口和热处理整个热加工过程的物理冶金和力学结构的基础上，准确测量材料的热物理性能，使用计算机模拟方法计算铸件在整个热加工过程中的温度场、应力应变场，从而建立起一整套的铸件变形预测模型，并根据铸件实际变形测量数据验证和修正计算模型。本发明中每一道热加工工序的初始条件都是提取前一道工序的结束状态，同时根据实际情况改变传热和约束条件。该方法的运用可以准确考虑前一道工序对后一道工序的影响和作用，综合考虑整个热加工过程对铸件内部应力和变形的积累效果，保证最终准确预测铸件变形。因铸件各部分变形是相互制约的，所以根据各部分受约束的情况设置合理的反变形松弛系数，而后根据负的变形矢量和反变形松弛系数的乘积确定反变形量可以使添加反变形量的铸件模型最终能得到加工余量均匀的铸件。铸件各部分受约束的程度通过该部分的应力水平体现出来，因此使用应力水平来设置反变形松弛系数可以合理准确地确定反变形量的添加。

本发明方法具有普适性，可以用于所有铸件的模具设计，尤其适用于大型、形状复杂、精度要求高的铸件。

本发明具有如下有益效果：

1.本发明提出一种整体计算铸件整个热加工工序过程的热力耦合计算模型，能准确预测铸件在整个热加工过程的流场、温度场和应力场，对提高铸件合格率、出品率等具有重要意义；

2.本发明提出通过计算节点处的应力值水平来设定反变形松弛系数可以有效缩短反变形添加后的计算迭代次数，使计算效率大大提升；

3.本发明设计的变形预测和反变形措施，可以有效解决大型水轮机叶片等复杂曲面铸件加工余量不足、不均匀等现象，极大提高生产效率，降低随后的机加工难度，提高产品性能；

4.本发明使用预测铸件变形和反变形措施的方式适合实际工业生产，很容易得到工厂认可，并已经在部分厂家得到应用，大大提高我国在大型水轮机叶片等复杂曲面铸件生产上的竞争力。

附图说明

图1大型水轮机叶片的几何模型。图中，1进水边；2下环侧；3出水边；4上冠侧。

图2叶片在砂箱中冷却至150℃时的变形云图；其中，(a)图为下环侧叶片在X方向上的变形；(b)图为上冠侧叶片在Y方向上的变形；(c)图为叶片在Y方向上的变形；(d)图为叶片在Z方向上的变形。

图3叶片打箱后冷却至室温的变形云图；其中，(a)图为下环侧叶片在X方向上的变形；(b)图为上冠侧叶片在Y方向上的变形；(c)图为叶片在Y方向上的变形；(d)图为叶片在Z方向上的变形。

图4叶片切割完浇冒口时的变形云图；其中，(a)图为下环侧叶片在X方向上的变形；(b)图为上冠侧叶片在Y方向上的变形；(c)图为叶片在Y方向上的变形；(d)图为叶片在Z方向上的变形。

图5叶片热处理完毕后的变形云图；其中，(a)图为下环侧叶片在X方向上的变形；(b)图为上冠侧叶片在Y方向上的变形；(c)图为叶片在Y方向上的变形；(d)图为叶片在Z方向上的变形。

图6添加反变形量后的叶片模型。

图7添加反变形量后的叶片模型经热加工后和净叶片模型加工余量对比图。

具体实施方式

为了准确地预测铸件在进行机加工之前的尺寸变化和剩余加工余量，本发明提出一个整合凝固、冷却、打箱、切除浇注系统和热处理这几个工序的热应力模型，并以复杂结构铸件——大型水轮机叶片为例进行模拟。在此模拟计算的基础上，根据提出根据计算时网格节点的应力水平来设置反变形松弛系数，进而给出叶片各部位的反变形量，并对添加反变形量的铸件模型进行计算机模拟，最终给出添加反变形量的铸件模型，按此成功生产出加工余量均匀的大型水轮机叶片。

实施例：

本实施例为通过本发明的技术，设计一套大型水轮机叶片铸件模型。本叶片轮廓尺寸为：3400×3400×1100mm，用于700MW级大型水轮机转轮。由于叶片在转轮运转过程中受水流作用而推动转轮运转，所以其型线设计非常复杂，扭曲严重。复杂的曲面造型使叶片在铸造、热处理等热加工工序中极易变形，且凭经验很难预测叶片变形趋势和变形量，原有技术只能通过增加铸件加工余量的方式来保证最终不出现“缺肉”的现象，大大增加制造成本和后续机械加工难度。本实施例按照叶片最终各部分加工余量均为20mm为设计目标，进行叶片的模具设计。具体实施如下：

1.使用三维造型软件按图纸将净叶片模型造型，并在净叶片的基础上添加均匀的20mm加工余量，如图1所示；根据铸造补缩理论和实际生产经验，设计叶片铸造工艺及浇冒口系统，并使用有限元网格剖分软件剖分有限元网格；

2.由于叶片在机加工之前，其变形受到凝固、冷却、打箱、切除浇注系统和热处理等工序的影响，所以必须首先建立叶片变形模拟的整合模型。凝固和冷却阶段的变形模拟考虑相变的作用。打箱和切除浇注系统工序的模拟，以边界条件的形式解除铸型对铸件、浇注系统对铸件本体的限制作用。热处理工序的模拟主要考虑辐射的作用。模拟计算时，每一阶段结束前保存铸件所有节点的温度和位移，作为下一阶段计算的初始条件。采用铸造及热处理过程数值模拟软件对叶片制造过程各个阶段的变形进行模拟，结果示于图2～图5。叶片在砂箱中冷却至150℃时，从X方向上的变形主要是扭曲变形，叶片由弯曲向平直方向变形，其中与下环相连接的一侧变形比上冠侧4变形大，出水边3变形比进水边1变形大。叶片在Y、Z方向上的变形主要是收缩变形，但此变形可以通过增加铸造缩尺来弥补。叶片打箱后，冷却至室温时，叶片的变形趋势和叶片在砂箱中冷至150℃时的变形趋势相同，仍然是由弯曲向平板方向变形，但变形量和变形区域有所增加。切除浇冒口系统后，叶片内部应力重新分配平衡，叶片整体变形趋势和未切除浇冒口系统前相同，但下环侧2变形量有所减小，上冠侧4变形量有所增加，整体变化不大。热处理完成后，叶片的变形云图如图5所示，热处理过程中叶片中铸造应力在加热和保温过程中逐渐减小，但在热处理过程中也会重新引入由于叶片各部分加热和冷却速度不同而导致的热处理应力，从而引起变形。热处理后叶片的变形和切除浇冒口系统后叶片的变形相比，下环侧2沿X方向变形趋势有所减小，但上冠侧4沿X方向的变形趋势有所增加；同时，由于热处理过程和铸造过程叶片的约束方式有所不同，所以其在Y、Z方向上的变形有较大改变。

3.根据计算结果和叶片具体结构，对不同的区域设置反变形量。具体每个网格节点处的反变形松弛系数n由式1和式2确定。

$n_i=1-\left|\frac{{\mathrm{\σ}}_{\mathrm{ii}}}{{\mathrm{\σ}}_{\mathrm{ii},\max }}\right|$

式1

L′＝-n·L            式2

式中，

n_i为任意节点处沿i(i取x，y，z)方向上的松弛系数；

σ_ii为任意节点处沿i(i取x，y，z)方向上的正应力；

σ_ii，max为所有节点处沿i(i取x，y，z)方向上的最大正应力；

L′为添加在节点处的反变形矢量；

L为节点处在整个热加工过程中的变形矢量。

将反变形量和叶片原网格节点坐标进行叠加，而后使用逆向工程软件将网格节点的坐标文件转化成几何模型文件，如图6所示。

4.重新对添加反变形量后的几何模型进行整个热加工工序的模拟，模拟初始条件和边界条件与前次模拟完全相同。变形后的叶片模型和净叶片终形对比如图7所示，可以看出，叶片各部分的加工余量基本均匀(加工余量范围在15～25mm之间)，满足生产要求，可以按此模型对叶片进行造型生产。

Claims (1)

1.一种基于定量设置反变形量的设计铸件模型的方法，其特征在于：

(1)建立凝固-冷却-打箱-切除浇注系统-热处理的整合热应力模型，利用此模型可视化地再现铸件在各个工序的热应力和变形的情况，得到机加工前铸件的最终几何形状；

同时，对铸件关键点进行实际测量，证明模拟结果的准确性；

(2)在铸件变形模拟结果的基础上，根据铸件结构特征和不同区域的拘束度，设置反变形松弛系数，对铸件模型坐标增加反变形量；

(3)对添加反变形量的铸件模型，再进行铸造、打箱、切割冒口和热处理过程的全流程数值模拟，得到机加工前铸件变形量分布；

比较变形后模型和最终产品设计模型，如果铸件加工余量均匀且处于合理范围内，则根据反变形模型设计铸件模型；否则继续根据反变形模型、变形量和反变形松弛系数，进行下一循环反变形设计与计算模拟，直到铸件的最终几何形状满足加工余量的要求，生产出加工余量合适均匀的铸件；

所述铸件模型反变形量由反变形松弛系数与负的变形矢量乘积确定；

反变形松弛系数为一个小于1的数值，其大小由节点处的应力值计算得出；节点处应力值越高，反变形松弛系数越小，反之反变形松弛系数越大，每个节点处的反变形松弛系数n由下式确定：

$n_i=1-\left|\frac{{\mathrm{\σ}}_{\mathrm{ii}}}{{\mathrm{\σ}}_{\mathrm{ii},\max }}\right|$

式中，

n_i为任意节点处沿i方向上的松弛系数，i取x，y，z；

σ_ii为任意节点处沿i方向上的正应力，i取x，y，z；

σ_ii，max为所有节点处沿i方向上的最大正应力，i取x，y，z。

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