秦新宇，朱銳祥

合肥工業(yè)大學材料與工程學院，安徽 合肥 230009

由于鋁合金汽車零件具有重量輕、硬度高的特點，可以實現汽車的輕量化，越來越多的鋁合金壓鑄件已應用于汽車行業(yè)中．在高質量壓鑄件生產中除了需要先進的設備和壓鑄材料外，壓鑄過程中影響因素的控制也十分重要．在壓鑄生產的整個過程中有許多因素會影響鑄件的質量，如澆鑄溫度、壓鑄速度、模具溫度、填充壓力和保持時間、注射壓力和保留時間等，其中三個關鍵因素—澆鑄溫度、壓鑄機的注射速度和模具再加熱溫度對鑄件的充型率影響最大．通過對汽車發(fā)動機的殼體零配件的研究，旨在揭示殼體零件的壓鑄規(guī)律．對于類似的殼體壓鑄成型，具有工業(yè)參考價值．

1 鑄件澆注系統(tǒng)設計

1.1 鑄件結構

用于外殼的材料為鋁合金(代號為ADC12)，其組成成分列于表1．

表1 ADC12的化學成分

外殼的三維模型如圖1所示．從圖1可以看出：壓鑄件的形狀相對復雜，壁厚不均勻．從整體分析來看：壓鑄件的最大長度為275 mm，最大寬度為185 mm，最大高度為105 mm；壓鑄件的最大厚度為10 mm，最小厚度為3 mm，平均壁厚為5 mm；壓鑄體積為586 794 mm3，質量為1 584 g．從圖1中還可以看出，壓鑄件有兩個突出部分，突出部分的壁厚在填充過程中可能會出現基底和氣孔等缺陷[1]．

圖1 外殼結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of the outer casing

1.2 澆注系統(tǒng)的設計

1.2.1 澆口設計

由于鑄件的形狀復雜，可以選擇兩個較薄的內澆口．根據內澆口厚度一般不超過連接壓鑄件壁厚一半的原則，鑄件澆口的厚度設計為2.5 mm．根據鑄件的形狀，最終確定了兩個內澆口，澆口的尺寸分別為105 mm×2.5 mm和30 mm×2.5 mm．澆口是傳動壓力的主要部分，澆口結構的設計與選擇生產的壓鑄機類型有關[2]．試驗所選擇的壓鑄機型號是UBE350，沖頭直徑為75 mm．流道直徑為28 mm．

1.2.2 澆道及排溢系統(tǒng)的設計

鑄件的直澆道、橫澆道及內澆道如圖2所示．在各澆道設計完成后對鑄件進行溢流槽的設計，溢流槽尺寸為長40 mm、寬25 mm和厚12 mm．另外，由于鑄件的特殊結構，在中間設置橢圓形溢流槽，其長軸為55 mm、短軸為35 mm、厚度為12 mm．圖3為溢流槽的二維圖．

圖2 澆注系統(tǒng)示意圖Fig.2 Schematic diagram of the pouring system

圖3 溢流槽的二維圖(a)側面；(b)頂部Fig.3 2D view of the overflow trough(a) side；(b) top

2 鑄造仿真及優(yōu)化

在確定澆鑄系統(tǒng)及排溢系統(tǒng)后，使用Anycasting模擬軟件對鑄造澆鑄過程進行軟件模擬分析．

2.1 分析模擬

將后綴igs格式的文件導入Anycasting模擬軟件中，同時對零件進行網格劃分．網格的大小設置為1，所畫出的體網格數在六萬左右．將鑄造工藝參數中鑄件材料設置為AlSi9Cu3，模具材料設置為45號鋼，澆鑄溫度選擇640 ℃,注射速度設置為2 m/s，模具溫度選擇220 ℃．設置基本參數后，啟動模擬過程[3]．填充結果如圖4所示．從圖4可以發(fā)現，鑄件充型過程平穩(wěn)，未出現紊流等現象．

圖4 鑄造過程示意圖Fig.4 Schematic diagram of the casting process

圖5為鑄件收縮量．從圖5可以看出，鑄件整體收縮體積不大，但下部凸邊處仍有一定的縮孔(圖中圓圈部分)．因此，可以在此處加入溢流槽，以達到改善收縮腔的目的[4]．

圖5 鑄件收縮量Fig.5 Casting shrinkage

2.2 澆注系統(tǒng)的優(yōu)化設計

對于圖5圓圈中的收縮孔缺陷，可以在原始鑄造系統(tǒng)中添加兩個溢流槽，通過該方法對鑄造澆注系統(tǒng)進行改進．優(yōu)化后的鑄造工藝澆注系統(tǒng)如圖6所示．

圖6 優(yōu)化后的澆注系統(tǒng)示意圖Fig.6 Schematic diagram of the optimized pouring system

在優(yōu)化鑄造系統(tǒng)之后，再次進行模擬．優(yōu)化前后鑄件的最終收縮率如圖7所示．從圖7可以看出，優(yōu)化后原始圓圈中的缺陷基本消除，上面圓圈內鑄件的最大缺陷也從原來的0.635 cm3減小到0.478 cm3．

圖7 優(yōu)化前后鑄件的最終收縮示意圖(a)優(yōu)化前 ；(b)優(yōu)化后Fig.7 Schematic diagram of the final shrinkage of the casting before and after optimization(a)before optimization；(b) after optimization

3 殼體壓鑄工藝參數的正交試驗

3.1 確定正交試驗的水平因素

用鑄件的收縮體積作為正交試驗的指標．在眾多因素中選擇關鍵的影響因素，鑄造溫度、注射速度和模具溫度作為模擬研究對象．各因子水平列于表2，表3為實驗設計所選擇的L9正交實驗表．

3.2 測試結果和數據分析

重點研究每組仿真結果中的鑄造缺陷量，并將其作為主要測試指標．檢查指數的值越小，鑄件的質量越好．通過分析每組的試驗結果并選擇缺陷體積，每組在同一位置選擇8個節(jié)點，如表4所示．

表2 實驗因子表

表3 正交實驗表

表4 各節(jié)點收縮量

通過正交試驗模擬的結果(表4)發(fā)現，第八組的模擬結果最小，第八組試驗模擬參數為鑄造溫度700 ℃、注射速度3 m/s、模具溫度220 ℃．

為了得到最優(yōu)參數方案，有必要進行范圍計算分析和每組仿真結果的每個因子水平的平均值計算．計算結果列于表5．

通過對鑄件模擬結果的統(tǒng)計分析和極差的分析結果(表5)可以發(fā)現，在三個選定的影響因素中，模具溫度對壓鑄過程中鑄件質量的影響最大．基于上述實驗數據和所有分析結果可以發(fā)現，A3B2C1方案是最佳的工藝方案．從Mean3中發(fā)現，模具溫度對澆鑄溫度和注射速度也有影響[6]．對于水平因子C來說，有必要考慮繼續(xù)降低模具溫度是否可以使鑄造缺陷體積得到進一步改善.因此選擇鑄造溫度700 ℃、注射速度3 m/s和模具溫度200 ℃條件下進行模擬，最后計算出8個節(jié)點的缺陷總體積為1.728 cm3．由此可知，繼續(xù)降低模具溫度無法起到減小缺陷的作用.因此，可以確定鑄造溫度700 ℃、注射速度3 m/s和模具溫度220 ℃的方案是最佳的處理方案．

表5 正交試驗分析結果和范圍

續(xù)表5

按最佳方案進行模擬填充，鑄造澆注過程如圖8所示．從圖8可以看出，在鑄造溫度720 ℃、注射速度3 m/s和模具溫度220 ℃條件下，鑄件的充型過程平穩(wěn)、冷卻過程溫度場的分布合理．

圖8 鑄造過程Fig.8 Casting process

圖9為缺陷結果分布圖．從圖9可看出，在最佳工藝條件下鑄件出現缺陷的面積有所縮小，缺陷主要集中在直澆道的白色部位．由此可知，在最終確定的最優(yōu)工藝參數組合的條件下，鑄件殼體的質量得到改善．

圖9 鑄造缺陷的分布Fig.9 Distribution of casting defects

4 結 論

(1)用Anycasting模擬仿真技術，對殼體結構進行了分析．結合設計準則及經驗設計出一種澆注系統(tǒng)，再對澆注系統(tǒng)進行模擬并就模擬結果進行優(yōu)化，以鑄件缺陷情況確定選擇最適合該殼體生產的澆注系統(tǒng)．

(2)確定所選取的殼體壓鑄工藝主要影響因素的澆鑄溫度、壓射速度及模具溫度，最終確定最優(yōu)的參數組合為澆注溫度700 ℃、壓射速度3 m/s、模具溫度220 ℃，并在該工藝條件下進行模擬，統(tǒng)計缺陷體積為1.563 cm3，表明鑄件質量得到明顯改善．