當(dāng)前制造業(yè)的發(fā)展方向?yàn)榈臀廴?、輕量化和高性能，傳統(tǒng)制造工藝無法滿足時(shí)代的發(fā)展。壓力鑄造作為特種鑄造中高精密制造技術(shù)的代表，具有尺寸精度高、加工余量小、零件強(qiáng)度高的優(yōu)點(diǎn)。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?zé)釓?qiáng)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(diǎn)。但新鑄件工藝周期漫長，依賴設(shè)計(jì)人員的經(jīng)驗(yàn)和實(shí)際生產(chǎn)反饋，其中因工藝優(yōu)化迭代帶來的重復(fù)試模，導(dǎo)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(lǐng)域的發(fā)展。因此將CAE仿真模擬引入壓鑄領(lǐng)域，通過對(duì)金屬液充填凝固過程的模擬，分析優(yōu)化澆注系統(tǒng)結(jié)構(gòu)，縮短設(shè)計(jì)周期。
本論文研究的鉸鏈支架，結(jié)構(gòu)復(fù)雜且為免加工件，對(duì)尺寸精度、后續(xù)機(jī)加工區(qū)域有嚴(yán)格的要求，因此采用壓鑄工藝進(jìn)行生產(chǎn)。通過對(duì)鉸鏈支架結(jié)構(gòu)、表面精度要求進(jìn)行分析，設(shè)計(jì)了兩種壓鑄工藝，并使用Anycasting軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，對(duì)兩種方案進(jìn)行分析，預(yù)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(jìn)行工藝改進(jìn)優(yōu)化，最終進(jìn)行生產(chǎn)驗(yàn)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(xué)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(jié)構(gòu)復(fù)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(nèi)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?yàn)榇蚰ッ?，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(jié)構(gòu)
表1 YL113鋁合金化學(xué)成分 wB/%
2壓鑄工藝設(shè)計(jì)
2.1 分型面設(shè)計(jì)
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(nèi)扣狀，需要設(shè)置多抽芯機(jī)構(gòu)，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(shè)置對(duì)應(yīng)楔緊角為20°的斜銷側(cè)抽芯機(jī)構(gòu)。根據(jù)鉸鏈支架鑄件截面半工字結(jié)構(gòu)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(dòng)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(shè)計(jì)
設(shè)計(jì)了兩種澆注系統(tǒng)，三維結(jié)構(gòu)示意圖見圖3。
圖3 澆注系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖
2.2.1 內(nèi)澆道設(shè)計(jì)
在圖3的方案1中，為避免澆道與型芯直接接觸，將內(nèi)澆道布置在內(nèi)壁；為縮短澆注流程將內(nèi)澆道布置于筋板交叉對(duì)應(yīng)內(nèi)壁處，澆注液體沿筋板充填，大大縮短充填時(shí)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(nèi)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(jìn)澆方式改為斜進(jìn)澆，以及考慮到金屬液流至型腔的行程相當(dāng)，布置分進(jìn)澆道。內(nèi)澆道截面積計(jì)算如下。
式中：Ag為內(nèi)澆道截面積，m㎡；V為鑄件和溢流槽體積，mm3；計(jì)算得內(nèi)澆道截面積Ag=138 m㎡。
2.2.2 橫澆道設(shè)計(jì)
橫澆道的結(jié)構(gòu)形式取決于內(nèi)澆道形式和型芯位置，本鑄件側(cè)面基本為內(nèi)扣區(qū)域，兩種方案分型面皆要做抽芯處理。方案一內(nèi)澆道布置于鑄件內(nèi)壁，為減小橫澆道快壓階段金屬液對(duì)型芯的影響，布置鑄件外橫澆道，并與型芯滑塊呈遠(yuǎn)離態(tài)勢；為對(duì)充填壓力予以補(bǔ)縮，鑄件內(nèi)外橫澆道非水平線性連接，設(shè)置單拐角予以連接。方案二內(nèi)澆道斜置于鑄件上平面，為減少整個(gè)充填過程對(duì)型芯的影響，延長橫澆道長度。橫澆道厚度可由以下公式計(jì)算。
D=（5~8）T （2）
式中：D為橫澆道厚度，mm；T為內(nèi)澆道厚度，mm。取D=8 mm，為便于鑄件起模方便，設(shè)置橫澆道起模斜度為10°。
2.2.3 直澆道設(shè)計(jì)
直澆道為金屬液由壓室進(jìn)入型腔的通道，大小和壓室直徑一致。本設(shè)計(jì)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(nèi)，故溢流槽總體積設(shè)計(jì)大于等于鑄件體積的1.2倍；該鑄件需要布置多抽芯機(jī)構(gòu)，為保證鑄件能順利脫出，各抽芯滑塊體積應(yīng)大于等于鑄件體積的1/3；考慮到各模具結(jié)構(gòu)的排布，最終選用的壓鑄機(jī)為DCC280臥式冷室壓鑄機(jī)，壓室直徑選取50 mm，余料厚度設(shè)置為16 mm。
2.2.4 溢流槽設(shè)計(jì)
溢流槽設(shè)計(jì)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(gè)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(duì)應(yīng)上下面各設(shè)置一個(gè)溢流槽，方案一中弧面分支澆道對(duì)應(yīng)上下面壁厚過薄，不予設(shè)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(shè)置一個(gè)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(dǎo)入CAE軟件中進(jìn)行網(wǎng)格劃分，由于鑄件結(jié)構(gòu)復(fù)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(zhì)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(jìn)入直澆道，在t=0.160 5 s時(shí)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(shí)，金屬液通過主澆道及左側(cè)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(shí)，弧頂處充填完成后，左側(cè)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(shí)，金屬液充填完畢，型腔基本被完全充填，無充填空缺。從整個(gè)充填過程看，金屬液流動(dòng)過程基本平穩(wěn)，存在一定程度的飛濺，但飛濺區(qū)域?yàn)榻畎鍏^(qū)，鑄件外觀面不受影響；主澆道與左側(cè)分支澆道金屬液在左側(cè)分支澆道右側(cè)內(nèi)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(nèi)壁處有匯流，可能會(huì)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(jié)果
方案二的充型過程如圖5所示。金屬液由直澆道進(jìn)入橫澆道，在t=0.451 2 s時(shí)，通過主內(nèi)澆道進(jìn)入鑄件型腔，沖擊弧面壁后液流沿弧面壁上下流動(dòng)；在t=0.531 8 s時(shí)，金屬液通過兩分支澆道進(jìn)入鑄件型腔，主澆道處金屬液在其澆道左側(cè)受型芯阻礙流動(dòng)緩慢，如圖5圈中所示，這可能導(dǎo)致渦流和卷氣的產(chǎn)生。在t=0.550 5 s時(shí)，鑄件弧面區(qū)域充填完成，金屬液向鑄件兩側(cè)末端充填。在t=0.551 8 s時(shí)，金屬液充填完畢，型腔被完全充填，無充填空缺。從整個(gè)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(dòng)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(duì)應(yīng)區(qū)域無法設(shè)置溢流槽。
圖5 方案二充型過程模擬結(jié)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?yàn)榻畎鍌?cè)壁，而方案二飛濺區(qū)域?yàn)殍T件弧面外觀面，可能會(huì)導(dǎo)致鑄件弧面出現(xiàn)毛刺。從技術(shù)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(dāng)t=1.528 3 s時(shí)，內(nèi)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(gè)凝固過程來看，凝固時(shí)部分區(qū)域并未按序凝固，套筒連接區(qū)的筋板壁及內(nèi)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(nèi)澆道凝固時(shí)間更長，但其套筒連接區(qū)問題與方案一一致，且筋板與內(nèi)壁交叉連接處，筋板壁和內(nèi)壁先凝固且無內(nèi)澆道與之對(duì)應(yīng)，因此這些區(qū)域會(huì)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(jié)果
圖7 方案二凝固過程模擬結(jié)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(tái)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(shí)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(shí)得不到金屬液的補(bǔ)充，從而出現(xiàn)縮松、縮孔的缺陷。對(duì)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(shè)置對(duì)應(yīng)內(nèi)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(shí)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(fù)雜。因此選用方案一作為后續(xù)工藝改進(jìn)方案。
4工藝改進(jìn)
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(duì)于鑄件后續(xù)加工余量去除工作較為繁瑣，因此對(duì)澆排系統(tǒng)做出調(diào)整。針對(duì)套筒連接平面過厚且內(nèi)澆道距離過遠(yuǎn)無法做到有效補(bǔ)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(jìn)入橫澆道時(shí)產(chǎn)生的紊流以及進(jìn)一步對(duì)充填壓力予以補(bǔ)縮；將主澆道取消，改為左右兩側(cè)各增加一個(gè)分支澆道，使得兩側(cè)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(tái)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(qiáng)度，避免在套筒壁處出現(xiàn)冷隔。同時(shí)設(shè)置排氣槽，將上下對(duì)應(yīng)的溢流槽以排氣槽予以連接，方便氣體排除，杜絕鑄件內(nèi)部氣孔的存在。澆排系統(tǒng)優(yōu)化如圖9。
圖9 改進(jìn)后的澆排系統(tǒng)設(shè)計(jì)
在凝固過程中，針對(duì)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(shè)的內(nèi)澆道能有效延緩內(nèi)壁的凝固，確保內(nèi)壁完全凝固滯后于壁厚區(qū)，以及對(duì)壁厚區(qū)進(jìn)行補(bǔ)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(duì)優(yōu)化后方案進(jìn)行模擬，充填及凝固過程如圖11所示。可以看出，整個(gè)充填過程順暢，金屬液自中部內(nèi)澆道進(jìn)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(nèi)壁匯流而產(chǎn)生冷隔。同時(shí)設(shè)置在套筒切向處的溢流槽亦起到了導(dǎo)流的作用。在凝固過程中，增加冷卻系統(tǒng)的表面相對(duì)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(nèi)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(yàn)證
為驗(yàn)證優(yōu)化后方案可行性，對(duì)優(yōu)化后方案采用表4中的壓鑄工藝參數(shù)進(jìn)行試模打樣。
表4 壓鑄試制工藝參數(shù)
根據(jù)鎖模力計(jì)算，選擇鎖模力為2800kN的DCC280力勁壓鑄機(jī)進(jìn)行試模生產(chǎn)，壓鑄機(jī)基本信息參數(shù)如表5，實(shí)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(shù)要求，可進(jìn)行批量生產(chǎn)。
表5 DCC280力勁壓鑄機(jī)參數(shù)
圖13 鉸鏈支架鑄件實(shí)物圖
圖14 X射線探傷檢測圖
5結(jié)論
（1）根據(jù)鉸鏈支架結(jié)構(gòu)結(jié)合技術(shù)要求，設(shè)計(jì)了兩種壓鑄工藝。通過CAE軟件，對(duì)充型凝固過程進(jìn)行模擬仿真分析，對(duì)比選出一種可供進(jìn)一步優(yōu)化的方案。
（2）通過改進(jìn)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(shù)要求，為該類零件生產(chǎn)提供有效的工藝生產(chǎn)模板。
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