原標題：復(fù)雜薄壁汽車車門壓鑄過程不同溫控策略數(shù)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(shù)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(yīng)力場和翹曲特性進行對比研究，結(jié)果表明：方案1的冷卻效率較低，易導(dǎo)致邊緣區(qū)域位移和應(yīng)力集中，從而產(chǎn)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(qū)域仍存在應(yīng)力集中問題；方案2在冷卻均勻性和位移分布上表現(xiàn)最佳，減少了邊緣和中部的應(yīng)力集中現(xiàn)象。試驗驗證結(jié)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(jié)果與測量結(jié)果在大多數(shù)位置點上具有較好的一致性，但在少數(shù)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(jié)構(gòu)減重和材料減重成為汽車零部件發(fā)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(yīng)用于各類工程領(lǐng)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(chǎn)等優(yōu)點，成為鋁合金零件的主要制造方式。隨著新能源汽車產(chǎn)業(yè)的快速發(fā)展，鋁合金一體化壓鑄技術(shù)不僅通過“以鋁代鋼”實現(xiàn)了材料輕量化，還能集成多個零件以實現(xiàn)結(jié)構(gòu)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(lǐng)域的重要發(fā)展方向。

目前，鋁合金一體化壓鑄技術(shù)已逐漸應(yīng)用于新能源汽車的大中型復(fù)雜結(jié)構(gòu)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(shè)計特征，形狀復(fù)雜，尺寸較大，使得其壓鑄成形工藝更加復(fù)雜，質(zhì)量控制難度顯著增加：容易在充型及凝固過程中出現(xiàn)冷隔流痕、應(yīng)力集中和變形等鑄造缺陷，限制了該技術(shù)的大規(guī)模推廣應(yīng)用。汽車車門作為一體化壓鑄件的典型代表，不僅結(jié)構(gòu)復(fù)雜，且主要壁厚較薄、局部區(qū)域厚度不均勻。在成形過程中，容易因不均勻的冷卻和復(fù)雜的應(yīng)力分布而產(chǎn)生應(yīng)力集中和變形，從而影響鑄件的力學(xué)性能和外觀質(zhì)量。因此，深入研究壓鑄過程中的充型流場和應(yīng)力場，分析不同工藝條件對鑄件應(yīng)力應(yīng)變的影響，對于優(yōu)化壓鑄工藝設(shè)計、提升鑄件品質(zhì)和生產(chǎn)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(shù)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(yīng)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(yōu)化，從而有效減少壓鑄過程缺陷的產(chǎn)生，提高鑄件品質(zhì)，降低生產(chǎn)成本，為該類鑄件的壓鑄生產(chǎn)提供參考。

01 數(shù)學(xué)建模

1.1 數(shù)學(xué)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(tài)金屬在高壓下注入模具內(nèi)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(jié)合相應(yīng)數(shù)學(xué)模型描述金屬的流動特性，其中壓力通過密度分布函數(shù)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(chǔ)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(shù)，fi（x，t）為x位置、t時刻密度分布函數(shù)，Ωi（x，t）為碰撞項，（含重力源項，用于體現(xiàn)重力加速度的影響），壓力由  計算得到（cs為晶格聲速，ρ為宏觀密度）。

在液態(tài)金屬充型完成后，金屬進入凝固階段。此時，熱傳導(dǎo)和固液相變的數(shù)值模擬對于理解鑄件微觀組織至關(guān)重要，本研究采用有限體積法（Finite VolumeMethod，F(xiàn)VM）進行凝固過程及熱傳導(dǎo)的數(shù)值計算。熱傳導(dǎo)過程通過三維傅里葉熱傳導(dǎo)方程描述：

式中：Cp表示比熱容，T表示溫度，k表示導(dǎo)熱系數(shù)，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(tài)金屬的凝固過程，其能量守恒方程如下：

式中：ρ 為液態(tài)金屬密度，Cp為金屬比熱容，T為溫度，t為時間，k為金屬導(dǎo)熱系數(shù)，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(tài)，1為完全固態(tài)）；該方程為凝固過程能量守恒方程，左側(cè)為金屬單位體積的熱力學(xué)能變化率，右側(cè)第一項為熱傳導(dǎo)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(dǎo)致了熱應(yīng)力的產(chǎn)生。對于熱應(yīng)力的分析，采用熱彈性應(yīng)力方程和應(yīng)力平衡方程作為核心數(shù)學(xué)模型，結(jié)合有限元法（Finite Element Method，F(xiàn)EM）進行數(shù)值求解，具體方程描述如下：

式中：σij 為應(yīng)力張量（i，j=1，2，3，分別對應(yīng)x、y、z三個方向，表征不同方向的應(yīng)力狀態(tài)），Cijkl為材料彈性常數(shù)（i，j，k，l=1，2，3，描述材料的彈性響應(yīng)特性），εkl為總應(yīng)變張量（k，l=1，2，3，包含熱應(yīng)變和彈性應(yīng)變），α為材料的熱膨脹系數(shù)，ΔT為溫度變化，δkl為克羅內(nèi)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(chǔ)上，結(jié)合熱彈性應(yīng)力方程，計算溫度變化引起的應(yīng)力場分布。應(yīng)力的平衡方程為：

式中：σ為應(yīng)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(yīng)力應(yīng)變場計算采用有限元法。其澆注系統(tǒng)（含澆道）和排溢系統(tǒng)（含溢流槽）三維網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)如圖1所示，網(wǎng)格劃分覆蓋車門鑄件、澆道及溢流槽，其中鑄件應(yīng)力場網(wǎng)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(wǎng)格總數(shù)量為801.9萬。鑄件材質(zhì)為AlSi10MnMg鋁合金，壓鑄模具材質(zhì)為H13鋼。本研究通過Thermo-Calc 軟件計算了兩種材質(zhì)的熱物性參數(shù)，部分參數(shù)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(fù)雜，壁厚不均勻，主要壁厚為2.5 mm，最大壁厚為4 mm，質(zhì)量為5.56 kg。

圖1 汽車車門鑄件及澆注和排溢系統(tǒng)的網(wǎng)格劃分

表1 壓鑄合金和模具材料的部分熱物性參數(shù)

02 汽車車門壓鑄CAE分析

2.1 CAE 初始條件及邊界條件設(shè)置

壓鑄工藝參數(shù)如表2所示，其中換熱模型為4D界面換熱模型，模型參數(shù)及取值分別為：擬合參數(shù)  為8.92， 為28.33，ε為1.45， 為-1.82， 為-5.32，材料牽引固相分數(shù)為0.7，換熱系數(shù)-凝固狀態(tài)擬合參數(shù)為1.05，換熱系數(shù)峰值匹配系數(shù)為2.5，最小換熱系數(shù)匹配系數(shù)為0.15，臨界模具表面溫度為275 ℃，臨界固相率為0.8，三種溫控策略下的模具間的傳熱系數(shù)均為3 000 W/（m²·K）。

表2 主要壓鑄工藝參數(shù)

合理的溫控策略可提高鑄件質(zhì)量和優(yōu)化生產(chǎn)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(shè)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(tǒng)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(tǒng)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(nèi)熔體流動狀態(tài)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(nèi)金屬液流動狀態(tài)，結(jié)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(zhì)量。鑄件充型過程中還可以發(fā)現(xiàn)，在澆口的充填溫度均勻，料管到內(nèi)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(guī)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(jié)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(yīng)Y方向的位移變化，向外/內(nèi)陷對應(yīng)Z方向的位移變化，左右偏移對應(yīng)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(cè)區(qū)域有較大的正位移，右下和右側(cè)區(qū)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(qū)域。Y方向的位移值從-1.01 mm到0.96 mm，Y方向位移呈現(xiàn)出上下相反的變化趨勢，即中部和上部的區(qū)域有明顯的下沉趨勢，而底部區(qū)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(qū)域的位移明顯更大，顯示出一種由結(jié)構(gòu)邊緣向內(nèi)部遞減的趨勢?？偡较虻奈灰浦祻?到2.8 mm，主要的位移集中在上部和左側(cè)邊緣，而中部區(qū)域保持了相對的穩(wěn)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(xiàn)出左右方向的位移差異，左上部和某些邊緣區(qū)域有明顯的向右位移，而右側(cè)和底部的部分邊緣表現(xiàn)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(cè)邊緣的上移趨勢和左下部區(qū)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(xiàn)出上升和下沉的趨勢：上部和右側(cè)邊緣部分上升趨勢，而左下部的區(qū)域有較大的下沉趨勢?？偡较虻奈灰浦祻?到2.50 mm，總位移場表現(xiàn)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(cè)的上部和邊緣區(qū)域有向右的正向位移，而右下和部分右側(cè)區(qū)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(cè)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(cè)邊緣有較大的向外凸出變形，而左側(cè)下部則表現(xiàn)出輕微的內(nèi)陷趨勢?？偽灰浦祻?到2.10 mm，總位移場的分布顯示出紅色區(qū)域主要集中在圖的右側(cè)邊緣部分，而左下和中部的淺藍色區(qū)域顯示位移較小。

綜上所述，方案1冷卻效率較低，邊緣區(qū)域的位移和應(yīng)力集中最為顯著，熱位移不均勻性明顯，容易產(chǎn)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(qū)域的應(yīng)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(qū)域的位移出現(xiàn)位移集中現(xiàn)象仍需進一步調(diào)整該區(qū)域模具的溫控策略。

2.4 不同溫控策略對應(yīng)力的影響

分別模擬了三種不同溫控策略對鑄件應(yīng)力的影響，應(yīng)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(yīng)力，而紅色表示次大應(yīng)力，淺藍色表示最小應(yīng)力，結(jié)果如圖8所示。對于方案1，黃色區(qū)域集中在左右兩側(cè)、上部中間和下側(cè)邊緣，該區(qū)域的應(yīng)力均值為116 MPa，紅色區(qū)域主要出現(xiàn)在鑄件的轉(zhuǎn)角、邊緣和局部連接區(qū)域，該區(qū)域的應(yīng)力均值為75 MPa。整體來看應(yīng)力分布不均勻，高應(yīng)力集中在邊緣和連接部位，這些位置可能存在應(yīng)力集中導(dǎo)致失效風險。對于方案2，黃色區(qū)域占據(jù)了鑄件的大部分且應(yīng)力均值為117 MPa，鑄件整體應(yīng)力較高。紅色區(qū)域則集中在左上角和左下角，該區(qū)域的應(yīng)力均值為76 MPa，存在局部應(yīng)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(qū)域幾乎覆蓋整個鑄件且該區(qū)域的應(yīng)力均值為115 MPa，表明鑄件整體承受了較大的應(yīng)力，紅色區(qū)域僅在凸臺和左下角局部出現(xiàn)且該區(qū)域的應(yīng)力均值為74 MPa。雖然整體來看應(yīng)力分布均勻，但整體應(yīng)力水平較高，可能引發(fā)大范圍的變形風險。

圖8 不同工藝方案汽車車門鑄件的應(yīng)力場分布圖

綜上所述，方案1應(yīng)力分布不均，邊緣和連接部位高應(yīng)力集中，存在顯著的應(yīng)力集中風險，可能導(dǎo)致鑄件變形或裂紋生成；方案2整體應(yīng)力分布較為均衡，但局部的高應(yīng)力區(qū)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(yīng)力水平較高，黃色高應(yīng)力區(qū)域幾乎覆蓋整個鑄件，雖然分布均勻，但整體高應(yīng)力可能導(dǎo)致大范圍變形風險。綜合來看，方案2在應(yīng)力均勻性和局部集中風險上表現(xiàn)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(jié)果如圖9所示。方案1的翹曲較明顯，其部分區(qū)域顏色呈現(xiàn)綠色，主要集中在結(jié)構(gòu)的中部和邊緣區(qū)域，可能是空冷的冷卻效果較差，溫度梯度較大，導(dǎo)致中部和邊緣之間的過渡區(qū)域易發(fā)生翹曲。此外，由于方案1應(yīng)力分布極不均勻，邊緣以及連接部位存在顯著應(yīng)力集中。應(yīng)力集中區(qū)域（邊緣和中部過渡區(qū)）的應(yīng)力差驅(qū)動材料發(fā)生非均勻收縮，最終表現(xiàn)為中部和邊緣區(qū)域的明顯翹曲，如圖9（a） 所示。方案2左右兩側(cè)的顏色不均勻，尤其是右側(cè)的黃色區(qū)域，顯示出冷卻過程中存在的溫差，導(dǎo)致翹曲值較大。盡管油和水的加熱、冷卻組合已經(jīng)大幅減少了溫差，但冷卻速度的不同仍然導(dǎo)致該區(qū)域產(chǎn)生輕微的翹曲。方案2整體應(yīng)力水平較高，但主要在左上角以及左下角部位存在局部應(yīng)力集中，分布范圍小。局部應(yīng)力集中區(qū)的應(yīng)力梯度引發(fā)單側(cè)非均勻收縮，導(dǎo)致右側(cè)出現(xiàn)黃色區(qū)域（翹曲值較大），而其余區(qū)域因應(yīng)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(jié)構(gòu)呈現(xiàn)一致的綠色，表明溫度分布均勻，沒有特定區(qū)域的溫度差異積累，因而各個部位的翹曲幾乎消失，結(jié)構(gòu)保持了較高的尺寸穩(wěn)定性。方案3整體應(yīng)力水平高，但應(yīng)力分布極均勻，無局部應(yīng)力集中。均勻的應(yīng)力場使鑄件各部位收縮變形一致，無明顯應(yīng)力差驅(qū)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(jīng)過機械加工去除澆道、集渣包等工藝系統(tǒng)后，車門鑄件凈重為5.56 kg，其三件鑄件三維掃描正反面結(jié)果如圖10所示。其中紅色區(qū)域表示正向形變最大，而藍色區(qū)域表示負方向形變最大。三組數(shù)據(jù)的分析顯示，形變主要集中在鑄件的左右側(cè)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(shù)據(jù)集中在左右側(cè)和外部邊緣的形變較大，而第三組則在右側(cè)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(shù)據(jù)的多個關(guān)鍵部位，取點示意圖如圖11所示，并對三組數(shù)據(jù)進行平均后（如圖12所示）與模擬方案2進行對比，結(jié)果如圖13所示。結(jié)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(jié)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(qū)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(shù)位置點上表現(xiàn)出相似的變化趨勢和一致的變化方向，但在部分關(guān)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(qū)域的模擬結(jié)果與實際測量結(jié)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(jié)果

圖13 汽車車門鑄件的三維尺寸掃描和方案2模擬結(jié)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(shù)值間的實際差距大小，Δx=|x1-x2|）出現(xiàn)較大峰值，表明模擬結(jié)果與測量結(jié)果之間的數(shù)值差異顯著。接近位置點100附近，同樣出現(xiàn)了較高的絕對差值峰值，這可能表明這些區(qū)域的壓鑄件局部應(yīng)力較高。根據(jù)壓鑄工藝的特點，這可能是由于金屬液在復(fù)雜幾何形狀或薄壁區(qū)域中快速冷卻，導(dǎo)致熱應(yīng)力引發(fā)的應(yīng)變集中，或由于模具表面粗糙度和冷卻不均引起的殘余應(yīng)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(jié)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， 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(dǎo)致相對差值的計算結(jié)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(dǎo)致壓鑄件在局部薄壁區(qū)域產(chǎn)生較大溫度梯度，從而引發(fā)局部殘余應(yīng)力的增加。

總體而言，模擬結(jié)果與測量結(jié)果在大多數(shù)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(jié)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(shù)值模擬分析。結(jié)果表明：方案1冷卻效率低，導(dǎo)致邊緣區(qū)域出現(xiàn)顯著的位移和應(yīng)力集中，易產(chǎn)生鑄造缺陷；方案2在冷卻均勻性和位移分布上表現(xiàn)較優(yōu)，能夠有效減少應(yīng)力集中；方案3冷卻效果最佳，熱位移最小，但中部區(qū)域仍存在應(yīng)力集中問題。

（2）汽車車門應(yīng)力模擬過程中發(fā)現(xiàn)：方案1出現(xiàn)明顯應(yīng)力集中；方案2整體應(yīng)力分布較為均衡，高應(yīng)力區(qū)域集中在左上角和左下角；而方案3則表現(xiàn)出整體應(yīng)力偏高。

（3）汽車車門翹曲模擬結(jié)果表明，不同溫控策略對翹曲的優(yōu)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(chǎn)工藝采用低速勻加速壓射工藝，并結(jié)合油加熱+水加熱+水冷的溫控策略。模擬結(jié)果與測量結(jié)果在大多數(shù)位置點上具有較好的一致性，但在少數(shù)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

1. 北京適創(chuàng)科技有限公司
2. 清華大學(xué)材料學(xué)院，先進成形制造教育部重點實驗室
3. 廣東鴻圖科技股份有限公司

本文轉(zhuǎn)載自：鑄造雜志