摘要：根據閥體的結構、材質及技術要求設計了兩種壓鑄工藝，并利用ProCAST軟件進行數值模擬，分析鑄件完全凝固后產生縮孔缺陷位置及原因，通過對比，選擇一種較優壓鑄工藝并對其進行工藝優化。結果表明，工藝優化后鑄件無縮孔缺陷，且得到了生產驗證，滿足技術要求。

采用壓鑄生產出的鑄件尺寸精度高、組織細密、加工余量小、生產效率高，在汽車、家電、機械裝備等領域應用廣泛。本課題研究的閥體是汽車油缸零部件安裝的重要載體，其形狀比較復雜，對氣密性、精度、力學性能要求較高，且需要批量生產，因此采用壓鑄生產。對閥體結構、技術要求進行分析，設計了兩種壓鑄工藝，并使用ProCAST軟件進行數值模擬，通過分析模擬結果，進行工藝優化，消除了鑄件產生的縮孔缺陷，得到了滿足閥體技術要求的壓鑄工藝。

1、閥體結構

研究的鑄件為某公司生產的汽車油缸零部件的閥體，其三維示意圖見圖1，其中紅色區域為加工面，加工余量為0.3 mm，外形尺寸為115.5 mm?74.5 mm? 71.9 mm，其最厚壁厚為24.6 mm，最薄壁厚為2 mm，主要壁厚為7 mm，質量為0.36 kg，材質為ADC12，其材料力學性能見表1。鑄件要求去毛刺，起模斜度為1.5o?3o，收縮率為0.5%，無縮孔、縮松、裂紋和冷隔等鑄造缺陷，表面噴丸處理。

圖1:鑄件三維示意圖

表1:ADC12力學性能

2、壓鑄工藝設計

2.1 分型面的設計

閥體的結構比較復雜，需要設置多個抽芯機構，采用一模一腔。根據分型面在鑄件投影面積最大的區域的基本原則[4]，選取兩種分型面，分型面1見圖2a，鑄件采用在豎直方向分型。采用此種分型，鑄件的抽芯機構多，模具型腔較深，加工比較困難，易發射干涉現象，鑄件下方不便設置溢流槽，故分型面方案1設置不合理。分型面2見圖2b，鑄件采用水平分型，模具鑄件的抽芯機構少，模具加工比較簡單，不易發生干涉現象，方便溢流槽和推出機構的設計，故分型面2更合理。

圖2:分型面方案示意圖

2.2澆注系統的設計

設計了兩種澆注系統，其三維示意圖見圖3。

圖3:澆注系統的三維示意圖

2.2.1內澆口的設計

內澆口的設計一般包括內澆口的位置、大小、方向等。內澆口設計原則：壓鑄件上表面精度要求較高且不加工的部位不宜設置內澆口，設置內澆口位置在加工面上。為了避免金屬液直接沖擊型芯、減少金屬液分流后再發生碰撞，根據鑄件的結構，設置一個垂直加工面方向的環形內澆口，其內澆口的截面積按下式計算。

式中，Ag為內澆口的截面積，mm2；V為通過內澆口金屬液的體積，mm3；v為金屬液流經內澆口的充填速度，m/s；t為充型時間，s。對于鋁合金復雜壁厚件，內澆口的速度一般取25～30 m/s，平均壁厚為7 mm的鑄件充型時間為0.066～0.100 s，內澆口壁厚為壓鑄件壁厚的40%～60%。取充填速度為30 m/s，充型時間為0.07 s，內澆口壁厚為2.8 mm。計算得內澆口的截面積Ag=223.6 m㎡，內澆口寬度為111.8 mm。

2.2.2 橫澆道的設計

橫澆道其結構形式主要取決于內澆口的形狀、位置、方向和尺寸，而設置為環形內澆口，為了防止金屬液在流入內澆口時產生負壓，橫澆道采用圓弧式收縮結構。為了便于橫澆道順利脫模，其一般截面積為梯形，其厚度計算為。

D=（5～8）T （2）

式中，D為橫澆道厚度，mm；T為內澆口厚度，mm。取D=16 mm，為了便于鑄件更好脫模，設置橫澆道的起模斜度為15o。

2.2.3 直澆道的設計

直澆道是金屬液從料筒進入型腔的通道，其大小與壓室的內徑 有關，而由壓鑄機的參數知，壓室直徑有Φ50 mm、Φ60 mm、Φ70 mm 3種，由于鑄件體積較小，設置壓室直徑為Φ50mm，為了便于脫模，直澆道起模斜度為10o，料餅厚度為10mm。

2.3.4  溢流系統的設計

由溢流槽的設計原則：①在金屬液最后充填的地方，由圖3知，金屬液從內澆口流入，最后充填鑄件左端，故在鑄件左端設置三個溢流槽；②鑄件局部壁厚處，在鑄件的壁厚處設置一個溢流槽；③金屬液匯合區域，由圖3知，在鑄件的右端，鑄件形狀為圓環，金屬液在流動過程中會發生匯合，故在右端設置兩個溢流槽。為了避免溢流口對抽芯原件的影響，有的溢流口需設置成曲面形狀。澆注系統1、2設置的溢流槽系統三維示意圖見4。

圖4:溢流槽三維結構示意圖

3、數值模擬與工藝優化

將設計好的壓鑄工藝三維造型以x_t形式導入模擬軟件ProCAST中，由于鑄件結構復雜，其最小壁厚和澆注系統、溢流系統的最小壁厚不同，因此采用不均勻網格劃分，劃分鑄件單元格尺寸為2 mm，劃分澆注系統和溢流系統的單元格尺寸為0.5 mm，劃分模具網格尺寸為10 mm。

3.1 工藝參數設置

設置鑄件的邊界條件：①鑄件材料為ADC12合金，歐洲標準為ENAC-41600，模具材質為H13鋼；②金屬液的澆注溫度為630℃，模具預熱溫度為180℃；③設置鑄件與模具的傳熱系數為1 000 W/（㎡?K）；④金屬液的壓射速度為1.8 m/s，鑄件用空冷方式。

3.2 初始工藝方案模擬

澆注系統1的充型過程見圖5。由圖5a知，充型25%時，金屬液從直澆道流向橫澆道；充型50%時，金屬液從內澆口流向鑄件兩端，并有部分的金屬液流向右端的溢流口,見圖5b；充型75%時，鑄件右端已充型完成，金屬液充填鑄件左側，鑄件右側一端的溢流槽已填充完成,見圖5c；充型95%時，鑄件充型完成，金屬液流向溢流口，見圖5d。整個充型過程，金屬液流動平穩，無飛濺現象，金屬液從澆注系統流向鑄件，最后流向溢流槽，可見澆注系統1設置合理。

圖5:澆注系統1充型過程示意圖

澆注系統2的充型過程見圖6。由圖6a可知，充型25%時，金屬液從直澆道流向橫澆道；充型50%時，金屬液開始從內澆口流向鑄件右側，見圖6b；充型75%時，鑄件右側充填完成，金屬液充填鑄件左側，部分金屬液開始流向溢流口，見圖6c；充型95%時，鑄件幾乎充型完成，金屬液流向溢流槽，見圖6d。整個充型過程，金屬液流動平穩，從橫澆道流向內澆口在流向鑄件，最后填充溢流槽，無飛濺現象產生，澆注系統2設置合理。

圖6:澆注系統2充型過程示意圖

兩種澆注系統的凝固溫度場見圖7，由圖7a知，澆注系統1在壁厚處的凝固溫度為黃綠色，而澆注系統2在壁厚區域的凝固溫度為綠色，預測澆注系統1在壁厚處更易產生熱節，產生縮孔缺陷。

圖7:鑄件凝固后的溫度場

澆注系統1產生的縮孔缺陷見圖8。由圖8可知，鑄件在壁厚區域的地方產生了縮孔缺陷，鑄件產生的縮孔體積為0.46 cm3（去除溢流槽），切面處縮孔率為80%-90%，其主要原因是鑄件壁厚處的凝固速率較慢，產生了孤立的液相，在后續冷卻過程中得不到金屬液的補縮進而形成縮孔缺陷。

圖8:澆注系統1產生的縮孔缺陷示意圖

澆注系統2完全凝固產生的縮孔缺陷示意圖見圖9。可以看出，澆注系統2也在鑄件壁厚區域產生縮孔缺陷，其產生的縮孔體積為0.16 cm3，切面處的縮孔率為80%-85%，比澆注系統1產生縮孔缺陷少，其主要原因是金屬液在澆注系統1條件下開始充填壁厚區域的時間較早，在凝固時壁厚區域溫度高，凝固速率慢，更易產生孤立液相，產生縮孔缺陷，因此澆注系統2更優。

圖9:澆注系統b產生縮孔示意圖

3.3 工藝優化

鑄件產生縮孔缺陷的主要原因是壁厚區域的凝固速率較慢，為了提高鑄件壁厚區域凝固速率，在鑄件壁厚區域處設計冷卻水道。為了更好地起到冷卻效果，采用點冷卻水管。優化后，模具與冷卻水道的傳熱系數為2000 W/（㎡?K）。

在澆注系統2基礎上 優化后鑄件產生的縮孔缺陷示意圖見圖10。鑄件壁厚處的縮孔缺陷消除，初始工藝方案鑄件產生縮孔缺陷的原因是鑄件壁厚區域的凝固速率較慢，工藝優化后的鑄件無縮孔缺陷，滿足技術要求，可按此工藝進行模具設計。

圖10:工藝優化后鑄件縮孔缺陷示意圖

3.4 生產驗證

圖11為采用優化后的工藝實際生產的閥體鑄件，通過X探傷及相關檢測，發現鑄件無縮孔、裂紋及冷隔缺陷，滿足技術要求，可進行批量生產。

圖11:鑄件實物圖

4、結論

（1）通過閥體結構分析，設計了兩種壓鑄工藝并進行數值模擬。結果顯示，鑄件在壁厚區域處產生縮孔缺陷，金屬液先填充壁厚區域的工藝產生的縮孔缺陷較多，產生縮孔缺陷的原因是鑄件壁厚區域凝固速率較慢，部分區域因得不到金屬液的補縮而被孤立。

（2）通過增加冷卻系統對工藝進行優化，結果顯示優化后鑄件無縮孔缺陷并得到了生產驗證，滿足技術要求。

作者：
朱洪軍 呂海霆
大連科技學院機械工程學院

周健
大連亞明汽車部件股份有限公司

本文來自：《特種鑄造及有色合金》雜志2020年第40卷第02期