原標題：鉸鏈支架壓鑄工藝設計和優(yōu)化

摘要

根據(jù)鉸鏈支架結構進行壓鑄工藝設計，針對其結構特點設計了兩種壓鑄工藝，利用Anycasting分析軟件對兩種工藝進行數(shù)值模擬，對比分析兩種工藝方案鑄件缺陷產(chǎn)生的位置及原因，結合實際生產(chǎn)條件，選擇了一種較優(yōu)的壓鑄工藝進行優(yōu)化，優(yōu)化內澆道和溢流槽的數(shù)量和位置，改空冷和水冷。經(jīng)模擬分析及試模證實優(yōu)化措施有效，滿足生產(chǎn)質量要求。

當前制造業(yè)的發(fā)展方向為低污染、輕量化和高性能，傳統(tǒng)制造工藝無法滿足時代的發(fā)展。壓力鑄造作為特種鑄造中高精密制造技術的代表，具有尺寸精度高、加工余量小、零件強度高的優(yōu)點。同類型壓鑄材料中壓鑄鋁合金更具良好的熱塑性、較小的線收縮率、良好的高溫熱強度和物化性能，是壓鑄工藝材料的首選。成熟的壓鑄工藝有著生產(chǎn)高效、成品率高的特點。但新鑄件工藝周期漫長，依賴設計人員的經(jīng)驗和實際生產(chǎn)反饋，其中因工藝優(yōu)化迭代帶來的重復試模，導致工藝成本的提高和生產(chǎn)周期的延長，極大限制了壓鑄領域的發(fā)展。因此將CAE仿真模擬引入壓鑄領域，通過對金屬液充填凝固過程的模擬，分析優(yōu)化澆注系統(tǒng)結構，縮短設計周期。

本論文研究的鉸鏈支架，結構復雜且為免加工件，對尺寸精度、后續(xù)機加工區(qū)域有嚴格的要求，因此采用壓鑄工藝進行生產(chǎn)。通過對鉸鏈支架結構、表面精度要求進行分析，設計了兩種壓鑄工藝，并使用Anycasting軟件進行數(shù)值模擬，對兩種方案進行分析，預測可能出現(xiàn)的氣孔、縮松、縮孔、冷隔等缺陷的位置及原因，選擇較優(yōu)的方案進行工藝改進優(yōu)化，最終進行生產(chǎn)驗證，為該類零件生產(chǎn)提供參考。

1 零件總體分析

鉸鏈支架見圖1，材料為YL113鋁合金，YL113鋁合金化學成分如表1所示。鑄件平均壁厚2.32 mm，最大壁厚5.63 mm，外形尺寸為116 mm×82 mm×43 mm，重131.64 g。如圖1所示，鑄件結構復雜，由弧面和斜平直面將套筒區(qū)和多通孔板件區(qū)連接，截面半工字呈內扣狀，外壁布置大量交叉薄壁筋板，要求鑄件免加工，深色區(qū)域為打磨面，去毛刺，收縮率為0.5%，無縮孔、縮松等鑄造缺陷。

圖1 鉸鏈支架結構

表1 YL113鋁合金化學成分 wB/%

2 壓鑄工藝設計

2.1 分型面設計

鑄件為免加工件，外壁布置起模斜度為5°的薄壁筋板，截面呈半工字內扣狀，需要設置多抽芯機構，在弧面區(qū)、套筒連接區(qū)和板件通孔區(qū)布置抽芯滑塊，并設置對應楔緊角為20°的斜銷側抽芯機構。根據(jù)鉸鏈支架鑄件截面半工字結構和鑄件投影面積最大區(qū)域的分型面選取原則，選取兩種分型面（圖2）。方案1中，在鑄件中部分型，平均分配抽芯型芯在模仁（動模鑲塊和定模鑲塊）中的位置，型芯安裝固定較為方便。方案2中，在鑄件上部分型，鑄件尺寸能得到保證，且分型面布置在打磨面上，產(chǎn)生的毛刺缺陷易清除。

圖2 分型面方案示意圖

2.2 澆注系統(tǒng)設計

設計了兩種澆注系統(tǒng)，三維結構示意圖見圖3。

圖3 澆注系統(tǒng)結構示意圖

2.2.1 內澆道設計

在圖3的方案1中，為避免澆道與型芯直接接觸，將內澆道布置在內壁；為縮短澆注流程將內澆道布置于筋板交叉對應內壁處，澆注液體沿筋板充填，大大縮短充填時間；考慮到金屬液流至型腔的各部位距離盡量相等，采用一大兩小的內澆道分布方式。在圖3的方案二中，為避免金屬液直接正面沖擊型芯，將進澆方式改為斜進澆，以及考慮到金屬液流至型腔的行程相當，布置分進澆道。內澆道截面積計算如下。

式中：Ag為內澆道截面積，m㎡；V為鑄件和溢流槽體積，mm³；計算得內澆道截面積Ag=138 m㎡。

2.2.2 橫澆道設計

橫澆道的結構形式取決于內澆道形式和型芯位置，本鑄件側面基本為內扣區(qū)域，兩種方案分型面皆要做抽芯處理。方案一內澆道布置于鑄件內壁，為減小橫澆道快壓階段金屬液對型芯的影響，布置鑄件外橫澆道，并與型芯滑塊呈遠離態(tài)勢；為對充填壓力予以補縮，鑄件內外橫澆道非水平線性連接，設置單拐角予以連接。方案二內澆道斜置于鑄件上平面，為減少整個充填過程對型芯的影響，延長橫澆道長度。橫澆道厚度可由以下公式計算。
                   D=（5~8）T （2）

式中：D為橫澆道厚度，mm；T為內澆道厚度，mm。取D=8 mm，為便于鑄件起模方便，設置橫澆道起模斜度為10°。

2.2.3 直澆道設計

直澆道為金屬液由壓室進入型腔的通道，大小和壓室直徑一致。本設計面向的鑄件為小型件，但其為免加工件，為保證夾渣氣體能有效排出型腔內，故溢流槽總體積設計大于等于鑄件體積的1.2倍；該鑄件需要布置多抽芯機構，為保證鑄件能順利脫出，各抽芯滑塊體積應大于等于鑄件體積的1/3；考慮到各模具結構的排布，最終選用的壓鑄機為DCC280臥式冷室壓鑄機，壓室直徑選取50 mm，余料厚度設置為16 mm。

2.2.4 溢流槽設計

溢流槽設計原則：①金屬液最后充填的部位，方案一在鑄件最右端，方案二在鑄件下底面兩端，故在不同方案的末端布置一個溢流槽；②金屬液最初沖擊的地方以及鑄件壁厚處，故在澆道對應上下面各設置一個溢流槽，方案一中弧面分支澆道對應上下面壁厚過薄，不予設置溢流槽；③金屬液匯流處易產(chǎn)生渦流，故方案一中在弧頂處上下面各設置一個溢流槽。

3 數(shù)值模擬分析

將帶有澆排系統(tǒng)的壓鑄件三維模型保存為stl格式，并導入CAE軟件中進行網(wǎng)格劃分，由于鑄件結構復雜，其最小壁厚和澆排系統(tǒng)最小壁厚不同，因此采用不均勻網(wǎng)格劃分，劃分澆排系統(tǒng)網(wǎng)格尺寸為0.8 mm，劃分鑄件網(wǎng)格尺寸為10 mm共生成網(wǎng)格數(shù)量。鑄件材料選用YL113鋁合金，模具材質為H13鋼。鑄造工藝參數(shù)如表2所示。

表2 鑄造工藝參數(shù)

3.1 充型過程分析

方案一的充型過程如圖4所示。金屬液首先進入直澆道，在t=0.160 5 s時通過弧面分支澆道后，噴射至筋板底部并沿筋板壁回流至弧面壁；在t=0.162 0 s時，金屬液通過主澆道及左側分支澆道，噴射至筋板交叉處底部并沿筋板分散充填；在t=0.168 2 s時，弧頂處充填完成后，左側金屬液沿上下平面及筋板向鑄件套筒方向充填；在t=0.176 0 s時，金屬液充填完畢，型腔基本被完全充填，無充填空缺。從整個充填過程看，金屬液流動過程基本平穩(wěn)，存在一定程度的飛濺，但飛濺區(qū)域為筋板區(qū)，鑄件外觀面不受影響；主澆道與左側分支澆道金屬液在左側分支澆道右側內壁匯流，充填產(chǎn)生的夾渣無法通過溢流槽有效排除；金屬液在套筒連接區(qū)內壁處有匯流，可能會出現(xiàn)卷氣、冷隔、縮孔、縮松等缺陷；溢流槽數(shù)量和位置存在不合理的地方，未在上下面套筒區(qū)域布置溢流槽。

圖4 方案一充型過程模擬結果

方案二的充型過程如圖5所示。金屬液由直澆道進入橫澆道，在t=0.451 2 s時，通過主內澆道進入鑄件型腔，沖擊弧面壁后液流沿弧面壁上下流動；在t=0.531 8 s時，金屬液通過兩分支澆道進入鑄件型腔，主澆道處金屬液在其澆道左側受型芯阻礙流動緩慢，如圖5圈中所示，這可能導致渦流和卷氣的產(chǎn)生。在t=0.550 5 s時，鑄件弧面區(qū)域充填完成，金屬液向鑄件兩側末端充填。在t=0.551 8 s時，金屬液充填完畢，型腔被完全充填，無充填空缺。從整個充填過程看，方案二受型芯阻礙影響先充填套筒連接區(qū)域，且充填過程存在一定程度飛濺，飛濺影響區(qū)為鑄件外觀面；金屬液流動受弧面筋板影響，部分區(qū)域存在卷氣和渦流；金屬液在鑄件外觀面匯流，且對應區(qū)域無法設置溢流槽。

圖5 方案二充型過程模擬結果

兩種澆注方式充填過程都有一定程度的飛濺，但方案一飛濺區(qū)域為筋板側壁，而方案二飛濺區(qū)域為鑄件弧面外觀面，可能會導致鑄件弧面出現(xiàn)毛刺。從技術要求免加工的角度來看，方案一更為合理。

3.2 凝固過程分析

方案一的凝固過程如圖6所示，金屬液最先在鑄件邊緣開始凝固，之后自邊緣處向澆道方向凝固。當t=1.528 3 s時，內澆道開始凝固，鑄件主體基本凝固，但部分壁厚區(qū)尚未完全凝固。從整個凝固過程來看，凝固時部分區(qū)域并未按序凝固，套筒連接區(qū)的筋板壁及內壁先凝固，而上下平面為壁厚區(qū)，后凝固，因此該區(qū)域易形成縮松、縮孔。方案二的凝固過程如圖7所示。相比與方案一，其內澆道凝固時間更長，但其套筒連接區(qū)問題與方案一一致，且筋板與內壁交叉連接處，筋板壁和內壁先凝固且無內澆道與之對應，因此這些區(qū)域會出現(xiàn)孤立液相區(qū)，從而鑄件在這些區(qū)域出現(xiàn)縮松、縮孔的現(xiàn)象。

圖6 方案一凝固過程模擬結果

圖7 方案二凝固過程模擬結果

3.3 缺陷分析

圖8為兩種方案的縮松縮孔分布圖。鑄件缺陷集中于套筒連接平臺區(qū)、部分筋板交叉區(qū)和通孔板件區(qū)上下表面這些壁厚區(qū)域，主要由于這些區(qū)域壁厚較其他部位要厚，凝固時這些區(qū)域溫度較周圍壁薄處要高，因此金屬液凝固緩慢，與周圍壁薄區(qū)域產(chǎn)生間隙，在完全凝固時得不到金屬液的補充，從而出現(xiàn)縮松、縮孔的缺陷。對比兩種方案，出現(xiàn)缺陷的位置大致相同，但方案二未在筋板交叉處設置對應內澆道，故筋板交叉區(qū)缺陷較方案一要多。在去除溢流槽后，方案一的縮松、縮孔體積為0.056 cm³，而方案二的縮松、縮孔體積為0.083 cm³，因此，在減少縮松、縮孔方案，方案一更優(yōu)。

圖8 縮松、縮孔分布圖

綜合比較兩種工藝方案，方案二在余料去除工作方面較為簡便，但在縮松、縮孔方面，方案一產(chǎn)生的缺陷更少；方案二在開模時較為繁瑣，除沿分型面上下開模外還需沿分支澆道切線方向開模，生產(chǎn)工序復雜。因此選用方案一作為后續(xù)工藝改進方案。

4 工藝改進

4.1 優(yōu)化方案

除了初始工藝充填存在的問題外，原方案的主澆道截面積過大，對于鑄件后續(xù)加工余量去除工作較為繁瑣，因此對澆排系統(tǒng)做出調整。針對套筒連接平面過厚且內澆道距離過遠無法做到有效補縮的問題，增加冷卻系統(tǒng)予以優(yōu)化。

在充填過程中，增加橫澆道拐角，減少液流自直澆道進入橫澆道時產(chǎn)生的紊流以及進一步對充填壓力予以補縮；將主澆道取消，改為左右兩側各增加一個分支澆道，使得兩側澆道金屬液盡量在弧頂?shù)囊缌鞑厶巺R流。在套筒切向連接平臺區(qū)布置溢流槽，方便金屬液在套筒壁匯流前將夾渣和氣體排除，減小液流在匯流處的沖擊強度，避免在套筒壁處出現(xiàn)冷隔。同時設置排氣槽，將上下對應的溢流槽以排氣槽予以連接，方便氣體排除，杜絕鑄件內部氣孔的存在。澆排系統(tǒng)優(yōu)化如圖9。

圖9 改進后的澆排系統(tǒng)設計

在凝固過程中，針對套筒連接區(qū)和通孔板件上下表面壁厚處出現(xiàn)孤立液相區(qū)的問題，在其上方布置溫度為20°的水路管道，從而優(yōu)化鑄件的凝固順序。此外增設的內澆道能有效延緩內壁的凝固，確保內壁完全凝固滯后于壁厚區(qū)，以及對壁厚區(qū)進行補縮。冷卻水路布置如圖10所示，冷卻工藝參數(shù)如表3所示。

圖10 冷卻水路分布圖

表3 冷卻工藝參數(shù)

4.2 優(yōu)化方案模擬

對優(yōu)化后方案進行模擬，充填及凝固過程如圖11所示。可以看出，整個充填過程順暢，金屬液自中部內澆道進入型腔沿筋板平穩(wěn)充填，在弧頂溢流槽處匯流，避免了金屬液在內壁匯流而產(chǎn)生冷隔。同時設置在套筒切向處的溢流槽亦起到了導流的作用。在凝固過程中，增加冷卻系統(tǒng)的表面相對于薄壁區(qū)提前凝固，使得鑄件做到有序凝固。

圖11 優(yōu)化后充型過程及凝固溫度場變化

圖12為優(yōu)化后鑄件縮松、縮孔分布情況，可以看出，套筒連接區(qū)域表面的缺陷得到有效解決，鑄件內壁亦無冷隔現(xiàn)象出現(xiàn)。

圖12 縮松縮孔分布圖

4.3 優(yōu)化方案驗證

為驗證優(yōu)化后方案可行性，對優(yōu)化后方案采用表4中的壓鑄工藝參數(shù)進行試模打樣。

表4 壓鑄試制工藝參數(shù)

根據(jù)鎖模力計算，選擇鎖模力為2800kN的DCC280力勁壓鑄機進行試模生產(chǎn)，壓鑄機基本信息參數(shù)如表5，實際生產(chǎn)的鉸鏈支架如圖13所示。外觀面無毛刺，X探傷檢測如圖14，未發(fā)現(xiàn)縮松、縮孔、冷隔缺陷，滿足技術要求，可進行批量生產(chǎn)。

表5 DCC280力勁壓鑄機參數(shù)

圖13 鉸鏈支架鑄件實物圖

圖14 X射線探傷檢測圖

5 結論

（1）根據(jù)鉸鏈支架結構結合技術要求，設計了兩種壓鑄工藝。通過CAE軟件，對充型凝固過程進行模擬仿真分析，對比選出一種可供進一步優(yōu)化的方案。

（2）通過改進澆排系統(tǒng)和增加冷卻水路，解決了鉸鏈支架鑄件縮松、縮孔和冷隔的缺陷，滿足技術要求，為該類零件生產(chǎn)提供有效的工藝生產(chǎn)模板。

作者：

劉軍 高凱 黃智鋼 沈玉康 劉洋
鹽城工學院機械工程學院

本文來自：鑄造雜志，《壓鑄周刊》戰(zhàn)略合作伙伴