 原標題：殼體壓鑄工藝設計及優化 摘要：根據殼體的結構特點對其進行壓鑄工藝設計。通過對兩種澆注系統利用ProCAST軟件進行數值模擬，分析了縮孔、縮松產生的位置及原因，通過對比選擇一種較優的澆注系統進行壓鑄工藝優化。結果表明，經過工藝優化，鑄件無縮孔、縮松缺陷，且經過生產驗證，滿足技術要求。 壓鑄是一種自動化程度較高，且能大量生產形狀復雜零件的鑄造技術，其生產出的鑄件具有致密性良好、精度較高、加工余量少、力學性能優良等優點，在汽車、機械裝備等領域中得到了廣泛應用。而機殼殼體是汽車零部件安裝的重要載體，其壁厚較薄，但對其力學性能、精度、氣密性要求較高，且需要大批量生產，因此壓力鑄造成為制造殼體最好的選擇。 在本研究中，通過對鑄件的結構進行分析，設計了鑄件的澆注系統，并利用ProCAST軟件對其進行模擬，通過分析模擬結果，對工藝進行優化，消除其存在的縮孔、縮松等缺陷問題，從而得到了滿足殼體技術要求的壓鑄工藝。 1.殼體結構 研究的鑄件為某公司生產的用于汽車零部件的機殼殼體，其三維造型示意圖如圖1所示，其中深色區域為鑄件的加工面，加工余量為0.5 mm，鑄件的輪廓尺寸為103 mm×98 mm×89 mm，鑄件體積為234 108 m³，質量為632 g，最厚壁5.5 mm，最薄壁2.5 mm，平均壁厚3 mm。鑄件材料為具有較好流動性、良好氣密性、高耐磨性的Al-Si-Cu系合金YL113，其合金成分如表1所示。鑄件要求表面光潔，起模斜度不超過1.5°，鑄件收縮率為0.6%，內部無縮孔、縮松等缺陷。
圖1 鑄件三維造型示意圖
表1 YL113合金成分 wB/% 2.壓鑄工藝設計 在模具設計中，壓鑄工藝最為重要，直接影響鑄件的質量、生產成本、模具制造難易程度等。壓鑄工藝包括分型面的選擇、澆注系統的設計、溢流和排氣系統的設計。 2.1?分型面的選擇 機殼殼體形狀比較復雜，需要設置抽芯機構，故模具制造較難，因此鑄件采用一模一腔的鑄造方式。根據分型面選擇的最基本原則：選擇鑄件投影面積的最大區域。本鑄件有兩種分型面設置方法，如圖2所示，采用分型面a，只需設置一個抽芯機構，但鑄件型腔較深，型芯包緊力較大，鑄件不易脫出；其次鑄件壁較薄，不易設置推出機構。采用分型面b，鑄件需設置多個抽芯機構，模具制造復雜，但是鑄件上下基本對稱，鑄件充型平穩，其次方便設置推出機構，有利于溢流槽和排氣槽的設置，更能滿足壓鑄工藝要求，故本鑄件選擇分型面b。
圖2 鑄件分型面示意圖 2.2?澆注系統的設計 澆注系統設計方案的三維示意圖如圖3所示。
圖3 澆注系統三維示意圖 2.2.1 內澆口設計 內澆口可分為：扁平內澆口、端面側澆口、中心內澆口、環形內澆口等。本殼體屬于圓筒類，為了避免金屬液直接沖擊型芯和粘附現象的產生，兩種澆注系統都采用環形內澆口切向進料，即在鑄件一旁設置環形澆道，金屬液充滿環形澆道后進入型腔，這樣金屬液就可以在環形圓周上得到大致相同的速度，使金屬液充型平穩，型腔內的氣體容易排出。其次也可以在內澆口上設置推桿避免在鑄件上有推桿的痕跡。
內澆口的截面積按公式（1）計算。 式中：A g 為內澆口的截面積，㎡；V為壓鑄件與溢流槽的體積之和，m³；v為內澆口處金屬液的充填速度，m/s；t為型腔的充型時間，s。對于鋁合金來講，內澆口的速度一般取20～60 m/s，平均壁厚為3 mm的鑄件充型時間為0.028～0.04 s，內澆口壁厚為1.5～2.5 mm。取充填速度為40 m/s，充型時間0.03 s，內澆口壁厚2 mm。計算得內澆口的截面積A g =223.6 ㎡，內澆口寬度為111.8 mm，設置四個方向進料，平均每個內澆口寬度為28 mm。設置的環形澆道外徑 106 mm，內徑 86 mm，厚度20 mm。 2.2.2 橫澆道設計
橫澆道是金屬液從直澆道到內澆口的過渡通道，對于不同的壓鑄件橫澆道有不同的結構形式，而對于圓筒類形狀的鑄件，采取圓弧收縮式結構。為了防止金屬液在流動時產生負壓，橫澆道的截面積應逐漸減小。本研究采用臥式冷室壓鑄機，其橫澆道的深度按公式（2）計算。 式中：D為橫澆道深度，mm；T為內澆口厚度，mm。取D=10 mm，由于橫澆道切向進料，橫澆道最小寬度為20 mm，為了便于鑄件更好脫模，設置橫澆道的起模斜度為15°。 2.2.3 直澆道設計 直澆道是金屬液從壓鑄機進入型腔的首要通道，其大小與壓鑄機的壓室直徑有關，本研究壓室直徑選取60 mm，余料厚度設置為10 mm，起模斜度為10°。 2.3?溢流槽的設計 根據設計原則，溢流槽一般設置在金屬液匯合、型腔附近難以排氣的地方。本鑄件上下分型，故在分型面處會有金屬液匯合，因此對于兩種澆注系統都需要在分型面處設置溢流槽；其次為了防止環形澆道的金屬液發生回流，兩種澆注系統都需在環形澆道兩邊各設置一個溢流槽。而由圖2b可知，鑄件正前方壁厚較厚，為充分排除氣體和夾雜，故對澆注系統I，在左右兩側各設置1個溢流槽。澆注系統I、II溢流槽三維示意圖分別如圖4a、b所示。
圖4 溢流槽三維示意圖 3.數值模擬與優化 將三維造型導入模擬軟件ProCAST中進行網格劃分，設置鑄件網格單元尺寸為2 mm，模具網格單元尺寸為10 mm。 3.1?工藝參數的設置 設置模擬工藝參數：（1）鑄件材料為歐洲標準的ENAC-41600（YL113），模具材料為H13；（2）金屬液澆注溫度推薦值如表2所示，本研究取620 ℃，模具預熱溫度為220 ℃；（3）模具與鑄件的傳熱系數為1 000 W/（㎡ ·K）；（4）金屬液的充填速度為3 m/s，鑄件采用空冷方式冷卻。
表2 鋁合金澆注溫度 3.2?初步工藝方案模擬 澆注系統I的充型過程見圖5。可以看出，充型32.7%時，金屬液開始流向內澆口；充型52.4%時，金屬液流向鑄件底部，并有少量金屬液開始流向溢流口；充型74.2%時，鑄件輪廓幾乎充填完成，少量金屬液流向溢流口；充型96.85%時，鑄件輪廓充填完成，金屬液流向溢流槽。從整個充型過程中可以看出，金屬液充型平穩，金屬液從直澆道流向橫澆道，再流向環形內澆口，最后充型的部位為儲存冷污金屬液和空氣的溢流槽，金屬液流向正確，澆注系統I設置合理。
圖5 澆注系統I充型過程示意圖 圖6為澆注系統II的充型過程。由圖知，當充型34.5%時，金屬液開始從環形內澆口流向鑄件；充型55.6%時，金屬液從四個方向流向鑄件的端部，少量金屬液開始流向溢流口；充型76.8%時，鑄件輪廓幾乎充型完成，金屬液流向溢流槽；充型96.8%時，金屬液充填溢流槽，儲存冷污金屬液。整個充型過程，金屬液流動平穩，無飛濺現象，金屬液從環形內澆口流向鑄件，最后充填溢流槽，金屬液流向正確，澆注系統II設置合理。
圖6 澆注系統II充型過程示意圖 澆注系統I、II鑄件完全凝固時的溫度場見圖7，可以看出兩種澆注系統鑄件在側壁中間部分溫度較高，其原因是鑄件中間部分內設加強筋，鑄件壁厚較厚，在凝固過程中散熱較慢，易產生熱節，預測此部位會產生縮孔、縮松缺陷。
圖7 鑄件完全凝固后的溫度場 圖8為鑄件采用澆注系統I所產生的縮孔、縮松缺陷。鑄件產生缺陷集中的地方是鑄件加強筋壁厚較大的地方，其原因是鑄件在此區域凝固時溫度較高，金屬液凝固較慢，凝固速率不均勻，此時會產生細小的孔洞被孤立，從而在完全凝固時得不到金屬液的補縮，出現縮孔、縮松缺陷。
圖8 澆注系統I缺陷示意圖 采用澆注系統II的鑄件缺陷示意圖如圖9所示，也在鑄件壁厚的地方出現縮孔、縮松缺陷，且比采用澆注系統I產生的縮孔、縮松缺陷多，其原因是澆注系統II的內澆口離鑄件壁厚的地方近，而澆注系統I內澆口離鑄件壁厚地方較遠。因此在鑄件壁厚區域，采用澆注系統II比采用澆注系統I的溫度高，在鑄件凝固時，產生的因凝固速率不均勻而被孤立的細小孔洞變多，在完全凝固時，產生的縮孔、縮松缺陷多。因此對于兩種澆注系統，采用澆注系統I，鑄件的缺陷較少，工藝較優。
圖9 澆注系統II缺陷示意圖 3.3?工藝優化 為了使鑄件在壁厚處凝固均勻，本研究在鑄件產生的縮松、縮孔區域正下方設置了冷卻水道，并在縮松、縮孔區域集中的地方設置兩個溢流槽，使其充分排除氣體和夾雜，轉移縮松位置，其優化后的工藝方案如圖10所示。優化后工藝參數設置其冷區水道與模具的換熱系數為2 000/（㎡·K），其他參數不變。工藝優化后的縮孔、缺陷見圖11。可以看出，鑄件在加強筋壁厚處無縮松、縮孔缺陷，滿足技術要求。說明初步設計工藝產生的缺陷是鑄件冷卻不均勻造成。
圖10 優化方案三維圖
圖11 優化后的縮孔、縮松示意圖 3.4?生產驗證 圖12為采用澆注系統I優化后生產的殼體鑄件。通過檢測，發現其內部無縮孔、縮松缺陷，表面無裂紋，滿足力學性能要求，且達到尺寸精度、氣密性要求，已大批量生產。
圖12 鑄件實物圖 3.結論 （1）根據殼體的結構，設計了鑄件的兩種澆注系統，并利用ProCAST軟件對其進行數值模擬，結果顯示鑄件在壁厚處產生縮孔、縮松缺陷；內澆口設置在鑄件壁厚較遠的地方產生的縮孔、縮松缺陷較少。分析發現鑄件產生縮孔、縮松的原因是鑄件在壁厚處凝固不均勻，部分區域被孤立得不到補縮。 （2）通過工藝優化，使得鑄件無縮孔、縮松缺陷，并采用優化后的工藝進行生產驗證，通過檢測發現鑄件內部無縮孔、縮松缺陷，且滿足技術要求，可以用于指導類似鑄件壓鑄工藝設計。
作者
勾健
李湖濤 本文來自:《鑄造》雜志 |
.jpg)
.jpg)
.jpg)
.jpg)
.jpg)
.jpg)
.jpg)
.jpg)
.jpg)
.jpg)
.jpg)
.jpg)
.jpg)