原標題：鋁合金變速器操縱盒體低壓鑄造工藝設計及其優化

摘要：以變速器操縱盒為研究對象，對其進行低壓鑄造工藝方案設計，利用ProCAST軟件對工藝方案進行數值模擬，對充型、凝固過程進行分析，判斷鑄件產生缺陷的原因，并且針對缺陷進行工藝方案優化。結果表明，設計的優化方案消除了鑄造缺陷，提高產品質量，滿足設計要求，可為該類零件生產提供參考。

變速器操縱盒是汽車變速器的重要組成部分之一，與變速器后殼相連，它的主要作用為固定連桿運動以及控制連桿的自由度，汽車在運行過程中需要頻繁換擋，連桿連續多變轉動，因此操縱盒易于磨損，可能會導致換擋失敗等不良后果，所以此零件需要較高的表面質量。而低壓鑄造是一種反重力鑄造，使補縮距離增加，采用低壓鑄造工藝生產的鑄件具有成形性能好、表面質量高、生產成本較低等特點，因此可以用于變速器操縱盒的生產。

在變速器操縱盒生產過程中，由于其壁厚差異較大且過渡不平順，因此很容易產生縮松、縮孔缺陷。為提高變速器操縱盒的生產效率和產品成品率，本文對變速器操縱盒進行低壓鑄造的工藝設計，提出工藝設計方案，利用ProCAST軟件進行模擬仿真，對鑄件進行數值模擬，預測鑄件可能會出現的氣孔、縮松和縮孔等缺陷，分析其位置和產生原因，針對產生原因對低壓鑄造工藝進行優化，從而降低產品的報廢率，提高產品質量，并進行驗證。

1.鑄件結構

減速器操縱盒的結構如圖1所示，其輪廓尺寸為196 mm×108 mm×90 mm，重0.664 kg，內部為不規則變截面，壁厚差異較大，最大為12.1 mm，而最小僅有3.7 mm，平均壁厚僅有4.6 mm。該鑄件選用AlSi7Mg0.3鋁合金，其化學成分如表1所示。鑄件要求去毛刺，收縮率為0.5%，無夾渣、裂紋、縮松和縮孔等缺陷。

圖1 減速器操縱盒結構示意圖

表1 AlSi7Mg0.3鋁合金化學成分表wB/%

2.低壓鑄造模具設計

2.1 分型面選擇

對減速器操縱盒的結構進行分析，最大的投影截面在其中間部位，且由于其有兩個套筒，為便于開模，根據經驗和分析最終確定分型面的位置如圖2虛線位置所示。

圖2 分型面位置

2.2 澆注系統設計

2.2.1 各澆道截面積計算

采用較為常用的封閉式澆注系統進行鋁合金操縱盒的低壓鑄造，該類澆注系統由于液流動能的作用，合金液進入型腔時速度較快，對鋁合金操縱盒而言，將內澆道設置到筒狀部位頂端可以有效地進行補縮。根據經驗公式計算出尺寸最小的內澆道橫截面，再通過各個澆道的截面積比例關系計算出橫澆道和直澆道截面積，內澆道的橫截面計算公式可根據公式（1）進行計算：

式中：∑A內 為內澆道的總截面積，G為零件的質量，ρ為合金液的密度，v為充填速度，t為充填時間。合金液密度為2.4 g/m³ ，取充填速度為15 cm/s，t可以通過型腔高度與型腔內金屬液升高速度比值確定，由于平均壁厚為4.6 mm，根據經驗取充填速度2 cm/s，通過計算得出內澆道的截面積為188 ㎡ 。

根據常見的澆注系統中組元的截面面積比例關系可得，∑A內∶∑A橫∶∑A直=1.0∶（1.5~1.7）∶（2.0~2.3）。通過經驗和模擬計算總結，取∑A內∶∑A橫∶∑A直=1.0∶1.7∶2.3。因此本次鋁合金操縱盒低壓鑄造的橫澆道和直澆道的截面積分別為320 ㎡ 和432 ㎡ 。

2.2.2 升液管設計

升液管目前多采用鑄鐵材料，但是鑄鐵材料壽命短易腐蝕并且會導致金屬液增鐵，所以本次使用陶瓷升液管，升液管的高度以升液管底端距坩堝底部距離為基準設定。

2.2.3 澆注系統設計

低壓鑄造的澆注系統結構必須充分考慮低壓鑄造自下而上的填充順序和自上而下的凝固順序，且通過設計底注式澆注系統，保證鐵液上升時充型平穩，減少因紊流產生的氧化夾渣。本文共提出兩種澆注系統方案，其中方案一為單升液管單澆道，受零件形狀的限制，內澆道設計成環狀澆道；方案二為單升液管多澆道，內澆道為橢圓形澆道。結合上述計算的澆注系統的截面積大小，設計出方案一和方案二的澆注系統如圖3所示。

圖3 澆注系統示意圖

3.數值模擬和分析

3.1 工藝參數確定

3.1.1 壓力曲線設計

在低壓鑄造中壓力是影響鑄件成形質量的重要參數，而低壓鑄造主要分為升液、充型、增壓、保壓和卸壓五個過程。其中升液壓力P1 可以由公式（2）進行估算：

中：μ1 為升液阻力系數，一般取值范圍為1.0~1.5，由于本次升液壁比較光滑，結合經驗和分析取μ1 =1.1；升液高度為16 cm，計算得出P1 約為4 140 Pa。一般來說，低壓鑄造澆注過程要實現快速升液低速充型，升液速度一般取5~15 cm/s，本文取升液速度為7.5 cm/s，所以升液時間為2.13 s。

充型階段為金屬液從升液口經過澆道到充滿整個型腔的過程，此時的階段壓力P2 為：

式中：μ2 為充型的阻力系數，在充型階段由于型腔較為復雜，所以升液阻力要大一點，所以本文取1.5；h2 為型腔高度，為0.195 mm。所以充型壓力P2 為11 020 Pa，根據2.2.1節充型時間為9.5 s。

增壓階段主要為充型階段結束后，需要向液面繼續增大壓力，使型腔內液體在壓力作用下繼續補縮和結晶，但是壓力不能過大，增壓壓力為：

式中：K為增壓系數，對于金屬型一般取1.3~1.6左右，本文取增壓系數為1.6；增壓速度為7 000 Pa/s，計算得出增壓壓力為17 632 Pa，增壓時間通過計算約為0.9 s。

保壓階段指在增壓階段完成后，壓力保持不變，直到鑄件成形為固態，在壓力的作用下保證鑄件質量，所以保壓壓力P4 =P3 ，通過計算和模擬，本文保壓時間取100 s。

3.1.2 模具和澆注溫度的確定

低壓鑄造成形的產品強度和質量與澆注溫度和模具溫度有著重要的關系，因此選擇合適的澆注溫度和模具溫度十分重要，參照低壓鑄造的經驗，低壓鑄造的澆注溫度一般在680~730 ℃，模具溫度常見的在280~350 ℃。通過經驗和模擬計算總結，初定澆注溫度為730 ℃，模具溫度為350 ℃。

3.2.1 充型過程的分析

方案一的充型過程如圖4所示。當t=2.1s時，鋁液開始通過內澆道進入型腔。當t=3.4s時，此時由于鑄件的形狀特征左右側鋁液出現臺階面，在此過程中，金屬液流動不平穩，金屬模具會容易受到沖擊，金屬液造成飛濺導致氧化夾渣缺陷的出現，當液面繼續升高到薄壁部分入口時，臺階面趨于平穩。當t=11.4 s時，鋁液充滿型腔，充型過程結束。

圖4 方案一的充型過程

方案二的充型過程如圖5所示。可以看出，當t=1.9 s時，鋁液開始進入型腔，t=2.0 s時，右側內澆道也開始進行充型。當t=3.7 s時，此時兩股鋁液匯合，出現短暫的紊流但迅速恢復，可見圖5c、d。當t=8.8 s時，鋁液進入薄壁部分，此時液面較方案一平穩，如圖5e所示。當t=11.1 s時，鋁液充滿型腔，充型過程結束，如圖5f所示。

圖5 方案二的充型過程

在進行充型時，兩種方案都比較符合一般低壓鑄造的自下而上的填充，但是方案一在充型時鋁液在壁厚變化較大的部位出現臺階面，方案二較為合理，但還需再做進一步優化，且充型都提前完成，因此需要對壓力曲線進行修改。

3.2.2 凝固過程和缺陷的分析

在凝固過程中，金屬液在型腔中逐漸結晶，形成固液共存的狀態，金屬液存在一個臨界固相分數，當超過此臨界值，金屬液流動性將變差，以至于失去補縮能力，理論上取臨界固相分數值為0.7。因此對兩種方案的凝固過程主要分析固相率變化，方案一和方案二的凝固情況分別如圖6和圖7所示。

圖6 方案一的凝固情況

圖7 方案二的凝固情況

圖6為方案一的凝固情況，由于金屬型的散熱能力較強，總體上凝固為由遠及近開始凝固，但是當開始凝固到圖6中A、B、C、D和E處位置時，這些位置的相對壁厚較周邊部位較大，當周邊部位固相率超過臨界值時，金屬流動性變差，這些位置還沒有完全凝固，周邊部位就已經無法對其進行補縮，出現孤立液相區。澆口到圖6的F處的補縮路線較為復雜，導致F處開始凝固時，補縮的路徑已經開始凝固，補縮效果較差，導致F處產生孤立液相區，因此方案一最終可能會在這些部位出現縮松、縮孔缺陷。圖7為方案二的凝固情況，圖7的A、B、C、D處和情況與方案一相仿，都是由于周圍部位先冷卻產生孤立液相區，但是凝固到圖7的F和G處，由于內澆道形狀不同，較方案一凝固更早，因此在F和G處出現兩個孤立液相區，可能會出現缺陷。

圖8為兩種方案的縮松、縮孔位置示意圖，產生縮松、縮孔的地方為壁厚相差較大的部位，具體位置也在對凝固過程分析預測的位置處，方案一和方案二的縮松、縮孔體積分別為1.128 m³ 和0.295m³ 。

圖8 兩種方案的縮松、縮孔所在位置

4.工藝優化

4.1　優化方案

綜合比較兩種澆注系統，方案二較方案一在充型過程中較為合理且縮松、縮孔體積較小，所以選擇方案二并對其進行進一步工藝優化。

在充型過程中，針對在鋁液充型30%的時候出現的短暫臺階面，調整兩個內澆道的截面積，但保證總面積不變，這樣使得充型到該處時兩側液面更平穩，減少因金屬液紊流、飛濺而導致的氣孔、氧化夾渣等缺陷。針對圖7F處產生的較大縮孔，調整左側內澆道的位置，這樣澆道位置與出現缺陷的F處較近，便于補縮，改善此處內縮孔情況。

由于距離澆口遠處的薄壁部分厚度較為不均，較厚的部位在凝固之前周邊部位已經凝固，無法進行補縮，針對由于此原因產生的縮孔，采用添加冷卻系統的方法，調整凝固時溫度場的分布，得到較好的凝固順序。冷卻系統采用水冷的方式，水溫選擇15 ℃。

對于孔部位的缺陷，由于此處厚度差異較大，因此在此處添加冷卻水管效果不太顯著，因此可以將孔處添加加工余量，將孔填上，后續再進行孔加工，添加的加工余量可以起到補縮的作用，再通過冷卻水管將縮松、縮孔的位置調整在加工余量范圍內，后續孔加工時進行去除。

綜上所述并結合數值模擬，優化后的澆注系統優化結果和具體的冷卻分布位置如圖9和圖10所示，冷卻水管的參數如表2所示。

圖9 優化澆注系統示意圖

圖10 冷卻系統示意圖

表2 冷卻水管參數

4.2 方案驗證

對優化后的工藝方案進行數值模擬，充型過程和凝固過程的溫度場如圖11所示。

圖11 充型過程和凝固過程的溫度場

可以看出，在充型時，兩股金屬液匯入一起，未出現臺階面的情況，并且在液面升到上側的薄壁部分時，金屬液平穩上升，未出現紊流、飛濺的現象。在凝固時，除了較遠處先進行凝固之外，由于冷卻系統的加入，出現縮孔的部位在周圍較薄的部位開始凝固之前已經開始發生凝固，在周圍薄壁部分失去補縮能力后。同時，由于加工余量的設置，加工孔位置厚度增加，導致該處凝固緩慢，對周圍進行補縮。同時，由于左側澆注位置的改變，在凝固到底部兩個圓筒時，澆注口距離圖7F處預測會產生縮孔位置較近，可以有效的進行補縮。

工藝優化成形后鑄件的縮松、縮孔分布如圖12所示，可以看出，由于工藝方案的改進，底部的縮松、縮孔全部轉移到了孔加工的部位，其他部位的縮松、縮孔也由于冷卻系統的增加得到了消除。

為進一步驗證優化后的變速器操縱盒工藝方案的可行性，根據上述優化方案對產品進行試制，試制產品如圖13所示，經檢驗，產品整體質量較好，內外表面無裂紋、縮松、縮孔等缺陷，并且將零件剖開，觀察易產生縮松、縮孔的圖7中的F和G處，也無缺陷產生，與上述模擬結果相吻合，說明澆注系統和冷卻系統的優化設計較為合理。

圖12 工藝優化成形后的鑄件的縮松、縮孔分布

圖13 變速器操縱盒試制品圖

5.結論

（1）根據鋁合金變速器操縱盒結構特征，設計出兩種工藝方案。對兩種方案進行數值模擬，分析充型、凝固過程和缺陷情況等，選擇綜合情況較好的方案二進行工藝優化。

（2）通過改進澆注系統、添加冷卻系統等措施，實現鑄件順序凝固，從而消除了縮松、縮孔缺陷，滿足設計要求，為此類壁厚差異較大零件的工藝設計和優化提供了參考。

作者

顧方秋 蘇小平
南京工業大學 機械與動力工程學院

本文來自:《鑄造》雜志