 原標題：復雜薄壁汽車車門壓鑄過程不同溫控策略數值模擬分析 摘要 基于智鑄超云—壓鑄CAE云計算平臺，對汽車車門一體化壓鑄過程中的不同溫控策略進行了數值模擬分析。通過對三種溫控方案（空冷、油加熱+水加熱+水冷、全水冷）的位移場、應力場和翹曲特性進行對比研究，結果表明：方案1的冷卻效率較低，易導致邊緣區域位移和應力集中，從而產生鑄造缺陷；方案3的冷卻效果最佳，熱位移最小，且整體溫度分布均勻，有效減少了翹曲，但中部區域仍存在應力集中問題；方案2在冷卻均勻性和位移分布上表現最佳，減少了邊緣和中部的應力集中現象。試驗驗證結果表明：采用油加熱+水加熱+水冷的溫控策略和低速勻加速壓射工藝的壓鑄工藝，模擬結果與測量結果在大多數位置點上具有較好的一致性，但在少數位置點上存在較大差異。 隨著汽車輕量化需求的不斷增長，結構減重和材料減重成為汽車零部件發展的主要趨勢。鋁合金因其較高的比強度、耐腐蝕性和良好的可回收性，已被廣泛應用于各類工程領域，特別是在汽車零部件中。壓鑄工藝憑借其近凈成形和高效生產等優點，成為鋁合金零件的主要制造方式。隨著新能源汽車產業的快速發展，鋁合金一體化壓鑄技術不僅通過“以鋁代鋼”實現了材料輕量化，還能集成多個零件以實現結構減重，其在保證車身強度的前提下，有效降低車身重量，從而提升能源利用效率，逐漸成為新能源汽車壓鑄領域的重要發展方向。 目前，鋁合金一體化壓鑄技術已逐漸應用于新能源汽車的大中型復雜結構件中，如后地板、前機艙、電池托盤等。這些零件由于集成化的設計特征，形狀復雜，尺寸較大，使得其壓鑄成形工藝更加復雜，質量控制難度顯著增加：容易在充型及凝固過程中出現冷隔流痕、應力集中和變形等鑄造缺陷，限制了該技術的大規模推廣應用。汽車車門作為一體化壓鑄件的典型代表，不僅結構復雜，且主要壁厚較薄、局部區域厚度不均勻。在成形過程中，容易因不均勻的冷卻和復雜的應力分布而產生應力集中和變形，從而影響鑄件的力學性能和外觀質量。因此，深入研究壓鑄過程中的充型流場和應力場，分析不同工藝條件對鑄件應力應變的影響，對于優化壓鑄工藝設計、提升鑄件品質和生產效率具有重要的理論和實際意義。 本課題以汽車車門為分析對象，基于SuperCAST智鑄超云壓鑄CAE云計算平臺進行壓鑄工藝數值模擬，研究了不同溫控策略（空冷、油加熱+水加熱+水冷、全水冷）和勻加速壓射工藝對溫度場、位移場、應力場和翹曲分布的影響，并對汽車車門壓鑄溫控策略進行優化，從而有效減少壓鑄過程缺陷的產生，提高鑄件品質，降低生產成本，為該類鑄件的壓鑄生產提供參考。 01 數學建模 1.1 數學模型 在本研究中，以汽車車門為研究對象，通過多物理場耦合方法對壓鑄過程進行了模擬。首先，在充型過程中，液態金屬在高壓下注入模具內部。為準確模擬充型過程，采用格子玻爾茲曼方法（Lattice Boltzmann Method，LBM），結合相應數學模型描述金屬的流動特性，其中壓力通過密度分布函數間接表征，重力加速度通過在碰撞項中引入重力源項進行考量。LBM基礎為Lattice-Bhatnagar-Gross-Krook（LBGK）方法，如式（1）所示：
式中：i為第i離散速度方向，x為空間位置坐標，ci為第i離散速度分量，t為當前時刻，Δt為時間步長。fi（x+ciΔt，t+Δt）為x+ciΔt位置、t+Δt時刻密度分布函數，fi（x，t）為x位置、t時刻密度分布函數，Ωi（x，t）為碰撞項，（含重力源項，用于體現重力加速度的影響），壓力由 在液態金屬充型完成后，金屬進入凝固階段。此時，熱傳導和固液相變的數值模擬對于理解鑄件微觀組織至關重要，本研究采用有限體積法（Finite VolumeMethod，FVM）進行凝固過程及熱傳導的數值計算。熱傳導過程通過三維傅里葉熱傳導方程描述：
式中：Cp表示比熱容，T表示溫度，k表示導熱系數，Q表示熱源項。 凝固過程中，考慮到相變潛熱的釋放，采用潛熱模型（等效比熱容法）來描述液態金屬的凝固過程，其能量守恒方程如下：
式中：ρ 為液態金屬密度，Cp為金屬比熱容，T為溫度，t為時間，k為金屬導熱系數，L為相變潛熱，fs為固相率（表征金屬凝固程度，取值范圍0~1，0為完全液態，1為完全固態）；該方程為凝固過程能量守恒方程，左側為金屬單位體積的熱力學能變化率，右側第一項為熱傳導項，第二項為相變潛熱釋放率。 凝固過程中，溫度變化引起的體積收縮和熱膨脹導致了熱應力的產生。對于熱應力的分析，采用熱彈性應力方程和應力平衡方程作為核心數學模型，結合有限元法（Finite Element Method，FEM）進行數值求解，具體方程描述如下：
式中：σij 為應力張量（i，j=1，2，3，分別對應x、y、z三個方向，表征不同方向的應力狀態），Cijkl為材料彈性常數（i，j，k，l=1，2，3，描述材料的彈性響應特性），εkl為總應變張量（k，l=1，2，3，包含熱應變和彈性應變），α為材料的熱膨脹系數，ΔT為溫度變化，δkl為克羅內克符號（當k=l時，δkl=1；當k≠l時，δkl=0）。 在凝固階段的溫度場基礎上，結合熱彈性應力方程，計算溫度變化引起的應力場分布。應力的平衡方程為：
式中：σ為應力張量，f為體積力。 1.2 幾何建模 采用智鑄超云平臺開展汽車車門壓鑄過程仿真分析，其中充型過程采用前文所述的格子玻爾茲曼方法（LBM）進行模擬，鑄件凝固過程溫度場計算采用有限體積法，應力應變場計算采用有限元法。其澆注系統（含澆道）和排溢系統（含溢流槽）三維網絡結構如圖1所示，網格劃分覆蓋車門鑄件、澆道及溢流槽，其中鑄件應力場網格最小尺寸為2.06 mm，整個模擬模型（含鑄件、澆道、溢流槽）的網格總數量為801.9萬。鑄件材質為AlSi10MnMg鋁合金，壓鑄模具材質為H13鋼。本研究通過Thermo-Calc 軟件計算了兩種材質的熱物性參數，部分參數如表1所示。鑄件外形輪廓尺寸為1 135 mm× 665 mm×60 mm，幾何形狀復雜，壁厚不均勻，主要壁厚為2.5 mm，最大壁厚為4 mm，質量為5.56 kg。
圖1 汽車車門鑄件及澆注和排溢系統的網格劃分
表1 壓鑄合金和模具材料的部分熱物性參數 02 汽車車門壓鑄CAE分析 2.1 CAE 初始條件及邊界條件設置
壓鑄工藝參數如表2所示，其中換熱模型為4D界面換熱模型，模型參數及取值分別為：擬合參數
表2 主要壓鑄工藝參數 合理的溫控策略可提高鑄件質量和優化生產效率，為此研究不同溫控策略對汽車車門成形過程的影響具有重大意義。設置了三種不同的溫控方案，分別是空冷、油加熱+水加熱+水冷、全水冷，模具上集成的溫控系統如圖2所示。其中，壓射過程中低速階段采用勻加速壓射工藝，其最高臨界速度為1.23 m/s，高速速度為4.6 m/s，具體壓射工藝曲線如圖3所示。另外，起高速位置為900 mm，增壓壓力為60 MPa。
圖2 模具的溫控系統示意圖
圖3 壓射工藝曲線示意圖 2.2 勻加速壓射工藝對料管內熔體流動狀態的影響 采用SuperCAST智鑄超云分別模擬了低速階段采用勻加速壓射工藝，其最高臨界速度為1.23 m/s，高速速度為4.6 m/s，起高速位置為900 mm，增壓壓力為60 MPa條件下料管內金屬液流動狀態，結果如圖4所示。鑄件充型過程中，可以看到料管中溫度較高的金屬熔體呈逐漸減少趨勢，最后溫度降低的熔體被“舍棄”在料管中，避免了低溫熔體影響鑄件質量。鑄件充型過程中還可以發現，在澆口的充填溫度均勻，料管到內澆口的溫度梯度較小。充型后金屬熔體快速填充到鑄件中，符合由“近及遠”的充填規律，整體分布合理。
圖4 汽車車門鑄件充型過程溫度場云圖 2.3 不同溫控策略對熱位移的影響 分別模擬了三種不同溫控策略（分別是空冷、油加熱+水加熱+水冷和全水冷）對鑄件熱位移的影響，其中紅色表示正位移，藍色表示負位移，結果如圖5至圖7所示。本研究中位移方向描述以鑄件正面朝向觀測者為基準，X方向為鑄件左右水平方向（向右為正），Y方向為鑄件上下豎直方向（向上為正），Z方向為鑄件法向（朝向觀測者為正）；上移、下沉等表述對應Y方向的位移變化，向外/內陷對應Z方向的位移變化，左右偏移對應X方向的位移變化。
圖5 方案1的位移場
圖6 方案2位移場
圖7 方案3位移場 對于方案1，從圖5中的位移標尺可以看出，X方向的位移值從-0.88 mm到1.03 mm，鑄件在左上和左側區域有較大的正位移，右下和右側區域則有負位移，鑄件在X方向上的位移場分布存在明顯的不均勻性，尤其是在外部邊緣區域。Y方向的位移值從-1.01 mm到0.96 mm，Y方向位移呈現出上下相反的變化趨勢，即中部和上部的區域有明顯的下沉趨勢，而底部區域則有明顯的上升趨勢。Z方向的位移值從-1.41 mm到+2.70 mm，左邊邊緣區域的位移明顯更大，顯示出一種由結構邊緣向內部遞減的趨勢。總方向的位移值從0到2.8 mm，主要的位移集中在上部和左側邊緣，而中部區域保持了相對的穩定。 對于方案2，從圖6中的位移標尺可以看出，X方向的位移值從-0.42 mm 到1.53 mm，X方向的位移場總體上表現出左右方向的位移差異，左上部和某些邊緣區域有明顯的向右位移，而右側和底部的部分邊緣表現為向左位移。Y方向的位移值從-2.06 mm到0.68 mm，Y方向的位移場整體上顯示出右側邊緣的上移趨勢和左下部區域的下沉趨勢。Z方向的位移值從-0.87 mm到1.00 mm，Z方向的位移場整體上表現出上升和下沉的趨勢：上部和右側邊緣部分上升趨勢，而左下部的區域有較大的下沉趨勢。總方向的位移值從0到2.50 mm，總位移場表現出較為顯著的彎曲和扭曲趨勢，尤其是在邊緣和左上、左下部位。 對于方案3，從圖7中的位移標尺可以看出，X方向的位移值從-0.90 mm到0.87 mm，X方向的位移場顯示出顯著的左右位移趨勢，左側的上部和邊緣區域有向右的正向位移，而右下和部分右側區域有向左的負向位移。Y方向的位移值從-0.58 mm到0.75 mm，Y方向的位移場顯示出上下方向的位移差異，底部中央有顯著的向上位移，而上部和右側部分有明顯的向下位移。Z方向的位移值從-0.42 mm到2.05 mm，Z方向的位移場顯示出顯著的左右位移差異：右側邊緣有較大的向外凸出變形，而左側下部則表現出輕微的內陷趨勢。總位移值從0到2.10 mm，總位移場的分布顯示出紅色區域主要集中在圖的右側邊緣部分，而左下和中部的淺藍色區域顯示位移較小。 綜上所述，方案1冷卻效率較低，邊緣區域的位移和應力集中最為顯著，熱位移不均勻性明顯，容易產生鑄造缺陷；方案2整體冷卻均勻性和位移分布較好，減少了邊緣區域的應力集中，但仍存在邊緣和中部的位移不均問題；方案3鑄件熱位移最小，但中部區域的位移出現位移集中現象仍需進一步調整該區域模具的溫控策略。 2.4 不同溫控策略對應力的影響 分別模擬了三種不同溫控策略對鑄件應力的影響，應力值依次增大，由淺藍色、藍色、橙色和紅色逐漸增加到黃色。黃色表示最大應力，而紅色表示次大應力，淺藍色表示最小應力，結果如圖8所示。對于方案1，黃色區域集中在左右兩側、上部中間和下側邊緣，該區域的應力均值為116 MPa，紅色區域主要出現在鑄件的轉角、邊緣和局部連接區域，該區域的應力均值為75 MPa。整體來看應力分布不均勻，高應力集中在邊緣和連接部位，這些位置可能存在應力集中導致失效風險。對于方案2，黃色區域占據了鑄件的大部分且應力均值為117 MPa，鑄件整體應力較高。紅色區域則集中在左上角和左下角，該區域的應力均值為76 MPa，存在局部應力集中風險，這可能會引起局部的變形和開裂。對于方案3，黃色區域幾乎覆蓋整個鑄件且該區域的應力均值為115 MPa，表明鑄件整體承受了較大的應力，紅色區域僅在凸臺和左下角局部出現且該區域的應力均值為74 MPa。雖然整體來看應力分布均勻，但整體應力水平較高，可能引發大范圍的變形風險。
圖8 不同工藝方案汽車車門鑄件的應力場分布圖 綜上所述，方案1應力分布不均，邊緣和連接部位高應力集中，存在顯著的應力集中風險，可能導致鑄件變形或裂紋生成；方案2整體應力分布較為均衡，但局部的高應力區域集中在左上角和左下角，可能引起變形和開裂風險；方案3整體應力水平較高，黃色高應力區域幾乎覆蓋整個鑄件，雖然分布均勻，但整體高應力可能導致大范圍變形風險。綜合來看，方案2在應力均勻性和局部集中風險上表現較為平衡。 2.5 不同溫控策略對翹曲的影響 分別模擬了三種不同溫控策略對鑄件翹曲的影響，結果如圖9所示。方案1的翹曲較明顯，其部分區域顏色呈現綠色，主要集中在結構的中部和邊緣區域，可能是空冷的冷卻效果較差，溫度梯度較大，導致中部和邊緣之間的過渡區域易發生翹曲。此外，由于方案1應力分布極不均勻，邊緣以及連接部位存在顯著應力集中。應力集中區域（邊緣和中部過渡區）的應力差驅動材料發生非均勻收縮，最終表現為中部和邊緣區域的明顯翹曲，如圖9（a） 所示。方案2左右兩側的顏色不均勻，尤其是右側的黃色區域，顯示出冷卻過程中存在的溫差，導致翹曲值較大。盡管油和水的加熱、冷卻組合已經大幅減少了溫差，但冷卻速度的不同仍然導致該區域產生輕微的翹曲。方案2整體應力水平較高，但主要在左上角以及左下角部位存在局部應力集中，分布范圍小。局部應力集中區的應力梯度引發單側非均勻收縮，導致右側出現黃色區域（翹曲值較大），而其余區域因應力分布相對均衡，翹曲程度較輕微。方案3的顏色分布最為均勻，幾乎整個結構呈現一致的綠色，表明溫度分布均勻，沒有特定區域的溫度差異積累，因而各個部位的翹曲幾乎消失，結構保持了較高的尺寸穩定性。方案3整體應力水平高，但應力分布極均勻，無局部應力集中。均勻的應力場使鑄件各部位收縮變形一致，無明顯應力差驅動的非均勻變形，因此翹曲幾乎消失。
圖9 不同工藝方案汽車車門鑄件的翹曲分布圖 03 試驗驗證 采用力勁6800T壓鑄機進行汽車車門壓鑄試驗驗證，壓鑄過程中實施溫控方案2，即油加熱+水加熱+水冷。經過機械加工去除澆道、集渣包等工藝系統后，車門鑄件凈重為5.56 kg，其三件鑄件三維掃描正反面結果如圖10所示。其中紅色區域表示正向形變最大，而藍色區域表示負方向形變最大。三組數據的分析顯示，形變主要集中在鑄件的左右側和外部邊緣，以鑄件正面朝向觀測者的方位為基準。第一組和第二組的數據集中在左右側和外部邊緣的形變較大，而第三組則在右側形變范圍更大。
圖10 汽車車門殼體的三維掃描圖 為了更直觀地觀察鑄件的形變，采集了三組數據的多個關鍵部位，取點示意圖如圖11所示，并對三組數據進行平均后（如圖12所示）與模擬方案2進行對比，結果如圖13所示。結果顯示，三條曲線的整體趨勢基本一致，表明各位置的掃描結果具有相似的變化趨勢。在零位移點附近，三條曲線大致重合，說明整體變形偏差較小。然而，在某些區域，位移值的波動幅度存在差異，如2#線（紅色）在部分位置的峰值略高于1#和3#線。通過對測量值與模擬值的對比分析可以看出，兩條曲線在大多數位置點上表現出相似的變化趨勢和一致的變化方向，但在部分關鍵位置點（如接近位置點20和100附近）存在明顯差異，表明這些區域的模擬結果與實際測量結果存在一定偏差。
圖11 汽車車門鑄件的三維尺寸掃描取點示意圖
圖12 汽車車門鑄件的三維尺寸掃描結果
圖13 汽車車門鑄件的三維尺寸掃描和方案2模擬結果對比圖 如圖14所示，在位置點20~40之間，絕對差值（即測量值與標準值之間的差異，反映數值間的實際差距大小，Δx=|x1-x2|）出現較大峰值，表明模擬結果與測量結果之間的數值差異顯著。接近位置點100附近，同樣出現了較高的絕對差值峰值，這可能表明這些區域的壓鑄件局部應力較高。根據壓鑄工藝的特點，這可能是由于金屬液在復雜幾何形狀或薄壁區域中快速冷卻，導致熱應力引發的應變集中，或由于模具表面粗糙度和冷卻不均引起的殘余應力增加。
圖14 汽車車門鑄件的三維掃描和方案2模擬絕對差和相對差值結果對比圖
相對差值（即絕對差值與標準值的比值，反映差距相對于參考量的比例或程度， 總體而言，模擬結果與測量結果在大多數位置點上具有較好的一致性，但在某些位置點上存在明顯的絕對和相對差值。 04 結論 （1）基于智鑄超云—壓鑄CAE云計算平臺，對汽車車門一體化壓鑄過程中不同溫控策略的位移場進行了數值模擬分析。結果表明：方案1冷卻效率低，導致邊緣區域出現顯著的位移和應力集中，易產生鑄造缺陷；方案2在冷卻均勻性和位移分布上表現較優，能夠有效減少應力集中；方案3冷卻效果最佳，熱位移最小，但中部區域仍存在應力集中問題。 （2）汽車車門應力模擬過程中發現：方案1出現明顯應力集中；方案2整體應力分布較為均衡，高應力區域集中在左上角和左下角；而方案3則表現出整體應力偏高。 （3）汽車車門翹曲模擬結果表明，不同溫控策略對翹曲的優化效果排序為：方案3（全水冷）>方案2（油加熱 + 水加熱 + 水冷）>方案1（空冷）。 （4）壓鑄生產工藝采用低速勻加速壓射工藝，并結合油加熱+水加熱+水冷的溫控策略。模擬結果與測量結果在大多數位置點上具有較好的一致性，但在少數位置點上存在較大差異。 作者
廖銘煜1，劉寶林2，姚佳宏1，安肇勇3，張偉1，萬里3，康進武2 本文轉載自：鑄造雜志 |
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計算得到（cs為晶格聲速，ρ為宏觀密度）。.png)
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在位置點20處達到了極高峰值，達到了4 342%，主要原因是該位置點的測量值接近零，從而導致相對差值的計算結果被顯著放大。此外，在位置點120至140之間，相對差值較高，個別值達到了1 795%，這可能是由于模具冷卻不均勻，導致壓鑄件在局部薄壁區域產生較大溫度梯度，從而引發局部殘余應力的增加。.jpg)
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