原標(biāo)題：汽車機(jī)油泵體壓鑄工藝數(shù)值模擬與優(yōu)化

摘要

為滿足汽車鋁合金機(jī)油泵體壓鑄件高氣密性和高強(qiáng)度的要求，解決該鑄件縮松、縮孔缺陷問題，進(jìn)行壓鑄工藝設(shè)計(jì)和優(yōu)化。首先對(duì)鑄件進(jìn)行工藝分析，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)分別設(shè)計(jì)澆注排溢系統(tǒng)并初步選取工藝參數(shù)；再運(yùn)用田口正交試驗(yàn)法設(shè)計(jì)了5因素4水平壓鑄工藝參數(shù)方案，并使用Procast進(jìn)行數(shù)值模擬。將16組正交試驗(yàn)結(jié)果基于信噪比進(jìn)行極差和方差分析，結(jié)果表明，模具溫度對(duì)縮松縮孔的影響最為顯著，5因素的最優(yōu)工藝參數(shù)為：澆注溫度650 ℃、模具溫度240 ℃、慢/快壓射距離200 mm/60 mm、快壓射速度為3.0 m/s、慢壓射速度為0.2 m/s。數(shù)值模擬結(jié)果顯示，該工藝參數(shù)組合下鑄件縮松、縮孔體積為1.067 cm³，較優(yōu)化前降低了26.5%。試模結(jié)果表明，鑄件外觀完好，關(guān)鍵部位X射線探傷顯示無(wú)明顯縮孔；采用金相顯微鏡（OM）和掃描電鏡（SEM）對(duì)鑄件進(jìn)行組織觀察，發(fā)現(xiàn)鑄件各區(qū)域組織致密；力學(xué)性能測(cè)試表明，壓鑄件顯微硬度大于HV85，同等工藝下試棒平均拉伸強(qiáng)度為253.36 MPa，鑄件滿足使用要求。

汽車機(jī)油泵體是承壓的密封零件，在高溫、高壓和機(jī)油環(huán)境中工作，對(duì)耐高溫腐蝕性和氣密性有較高的要求。由于新能源汽車對(duì)續(xù)航里程的敏感性，使其對(duì)輕量化的需求較傳統(tǒng)燃油車更加顯著，鋁合金因其高的比強(qiáng)度和耐蝕性等優(yōu)點(diǎn)成為油車和混動(dòng)汽車機(jī)油泵體等汽車零部件的首選材料。高壓鑄造具有生產(chǎn)效率高、鑄件尺寸精度高、表面性能和力學(xué)性能好等優(yōu)點(diǎn)，因而廣泛運(yùn)用于鋁合金缸體、泵體、殼體等復(fù)雜零件的生產(chǎn)。然而由于工藝不當(dāng)?shù)仍?，壓鑄密封件常出現(xiàn)氣孔及縮孔、縮松缺陷，孔隙缺陷的存在會(huì)降低密封類鑄件的強(qiáng)度和氣密性，從而導(dǎo)致其無(wú)法使用。

合理的壓鑄工藝參數(shù)是獲得合格鑄件的必要條件，但影響鑄件質(zhì)量的因素眾多，且各因素取值范圍又較寬，獲得合理的工藝參數(shù)往往需要大量的試驗(yàn)，采用數(shù)值模擬結(jié)合正交試驗(yàn)的方法可以高效地確定合理的工藝參數(shù)。李洋等人通過正交試驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，探究了模具溫度、快慢壓切換點(diǎn)和快壓射速度對(duì)鋁合金摩托車缸體孔隙的影響，結(jié)果表明，鑄件孔隙面積跟快壓射速度成負(fù)相關(guān)，與快慢切換點(diǎn)和模具溫度成正相關(guān)。ApparaoK C等人探究了澆注溫度、壓射壓力、澆注時(shí)間和模具溫度對(duì)鋁合金鑄件孔隙的影響，得出澆注溫度和模具溫度對(duì)鑄件孔隙影響顯著，并采用基于信噪比的正交試驗(yàn)優(yōu)化得出孔隙最小的工藝參數(shù)。GuptaAK等人采用遺傳算法和模糊邏輯法，得出了壓鑄件最優(yōu)的凝固時(shí)間、澆注溫度、壓射壓力及壓鑄機(jī)柱塞速度等五個(gè)壓鑄工藝參數(shù)組合，使鋁合金化油器外殼鑄件的縮孔、裂紋等壓鑄缺陷出現(xiàn)的概率降低了58.28%。

綜上所述，采用數(shù)值模擬與正交試驗(yàn)或遺傳算法等優(yōu)化方法結(jié)合，對(duì)壓鑄工藝優(yōu)化是常見且高效的，對(duì)壓鑄件孔隙率的降低效果也是十分顯著的。但是上述研究對(duì)鑄造孔隙缺陷影響因素選取不夠完全，且對(duì)單獨(dú)縮松、縮孔缺陷影響因素的研究也有待深入。因此，為探究壓鑄過程各因素對(duì)機(jī)油泵體縮松、縮孔缺陷的影響，本文選取澆注溫度、模具溫度、慢/快壓射距離、快壓射速度及慢壓射速度主要壓鑄工藝參數(shù)，采用基于信噪比的正交試驗(yàn)和數(shù)值模擬相結(jié)合的方式，以鑄件縮松、縮孔率為優(yōu)化指標(biāo)，以期找到鑄件在特定澆注排溢系統(tǒng)設(shè)計(jì)下的最佳工藝參數(shù)組合。

1、壓鑄工藝分析與澆注排溢系統(tǒng)設(shè)計(jì)

1.1 機(jī)油泵體零件壓鑄工藝分析

機(jī)油泵體是耐壓密封件，對(duì)強(qiáng)度和氣密性有較高要求，因此鑄件密封區(qū)域不允許有裂紋、疏松、氣泡等缺陷，表面不允許有拉傷、欠鑄、粘模和冷隔等缺陷，表面粗糙度不大于Ra=6.3 μm，尺寸公差應(yīng)滿足GB/T 6414—2017要求。

機(jī)油泵體外形輪廓尺寸為203.9 mm×108.5 mm×154.8 mm，鑄件毛坯質(zhì)量為0.65 kg，體積約240 cm³，最大投影面積為109.6 c㎡，最大截面為Ⅰ面，即泵體與泵蓋裝配面，考慮到鑄件Ⅱ、Ⅲ處需要側(cè)向抽芯，因此該鑄件可選擇Ⅰ面為主分型面，采用底注式進(jìn)澆，機(jī)油泵體模型及壁厚見圖1。

圖1 機(jī)油泵體三維模型及其壁厚分析

該機(jī)油泵體鑄件結(jié)構(gòu)不規(guī)則，壁厚不均勻，密封區(qū)域最大壁厚達(dá)13.6 mm，最薄壁厚僅1.5 mm，平均壁厚約4.5 mm。根據(jù)鑄件結(jié)構(gòu)及壓鑄經(jīng)驗(yàn)公式，可初步確定該鑄件工藝參數(shù)為：澆注溫度660 ℃、模具溫度210 ℃、慢/快壓射距離195 mm/65 mm、快壓射速度為2.75 m/s、慢壓射速度為0.25 m/s。

由于ADC12合金具有鑄造性能好、強(qiáng)度高、密度低和收縮率低等優(yōu)點(diǎn)，機(jī)油泵體鑄件材料選用該合金，其合金成分見表1。

表1 ADC12合金化學(xué)成分 wB/%

1.2 澆注排溢系統(tǒng)設(shè)計(jì)

機(jī)油泵體屬于缸體類鑄件，結(jié)構(gòu)復(fù)雜、壁厚不均，且多個(gè)方向內(nèi)凹，需要側(cè)抽芯，因此壓鑄模只能采用一模一腔。根據(jù)鑄件投影面積、鑄件結(jié)構(gòu)及其理想壓射壓力范圍，選用500 t臥式冷壓室壓鑄機(jī)，其壓室總長(zhǎng)為515 mm，沖頭直徑75 mm。為了保證金屬液充型過程流動(dòng)平穩(wěn)、防止卷氣，也便于澆注系統(tǒng)的去除，設(shè)計(jì)了6個(gè)梯形橫澆道的“梳形”側(cè)澆方式，內(nèi)澆道總面積為221 m㎡，并將內(nèi)澆道設(shè)置在機(jī)油泵體上端面邊緣和兩側(cè)的突出部位，如圖2所示。

圖2 機(jī)油泵體鑄件澆排系統(tǒng)設(shè)計(jì)

機(jī)油泵體鑄件的澆注排溢系統(tǒng)由料餅、直澆道、6個(gè)橫澆道、6個(gè)內(nèi)澆道、8個(gè)溢流槽和2個(gè)排氣槽組成，各部分主要參數(shù)如表2所示。

表2 澆排系統(tǒng)主要參數(shù)

2、壓鑄參數(shù)正交設(shè)計(jì)及工藝參數(shù)優(yōu)化

2.1 壓鑄數(shù)值模擬初始及邊界條件

在保證數(shù)值模擬結(jié)果可靠的前提下，盡可能減少計(jì)算時(shí)間，本研究采用Procast軟件，劃分非均勻網(wǎng)格。將鑄件、澆注系統(tǒng)及排溢系統(tǒng)等金屬液填充區(qū)域壁厚較薄處的網(wǎng)格單元尺寸設(shè)置為1.5 mm，其他區(qū)域網(wǎng)格單元尺寸設(shè)為3 mm，模具、料筒及沖頭等金屬部件的網(wǎng)格單元尺寸設(shè)為10 mm，網(wǎng)格總數(shù)量約454萬(wàn)個(gè)。鑄件材料為ADC12鋁合金，模具材料為H13熱作模具鋼，材料的初始條件與文獻(xiàn)相同。

2.2 壓鑄數(shù)值模擬方案及結(jié)果

機(jī)油泵體鑄件對(duì)內(nèi)部質(zhì)量及氣密性要求高，鑄件內(nèi)部不允許有裂紋、疏松、氣泡等缺陷。影響壓鑄質(zhì)量的因素眾多，相關(guān)生產(chǎn)實(shí)踐及文獻(xiàn)研究表明，對(duì)缸體類壓鑄件的成形質(zhì)量有著重要影響的工藝參數(shù)是澆注溫度（A）、模具工作溫度（B）、慢/快壓射距離（C）、快壓射速度（D）和慢壓射速度（E），因而本文正交試驗(yàn)選擇這5個(gè)參數(shù)作為縮松縮孔缺陷的影響因素，其他參數(shù)按照實(shí)踐生產(chǎn)情況設(shè)定為某個(gè)定值，暫不考慮其影響。5因素4水平正交試驗(yàn)參數(shù)擬定如表3所示。

表3 正交試驗(yàn)的因素和水平

本文按照L16（45）標(biāo)準(zhǔn)正交試驗(yàn)方案進(jìn)行試驗(yàn)，采用Procast的Visual-Cast模塊進(jìn)行壓鑄充型凝固過程的數(shù)值模擬及縮松、縮孔缺陷的預(yù)測(cè)。將縮松、縮孔作為評(píng)價(jià)指標(biāo)，采用Procast Visual-Viewer模塊中的cutoff-info功能統(tǒng)計(jì)鑄件Total Shrinkage Porosity指標(biāo)為3%以上部分的體積（下文簡(jiǎn)稱縮松縮孔體積，V縮），其體積越大表示鑄件在對(duì)應(yīng)部位出現(xiàn)縮松縮孔的概率越大，5因素4水平壓鑄參數(shù)數(shù)值仿真正交試驗(yàn)結(jié)果見表4。

2.3 壓鑄參數(shù)模擬正交試驗(yàn)優(yōu)化結(jié)果及分析

2.3.1 基于信噪比的正交試驗(yàn)結(jié)果分析

信噪比作為判定試驗(yàn)穩(wěn)定性的依據(jù)，將根據(jù)不同應(yīng)用場(chǎng)合選擇望大特性、望小特性和望目特性。本研究正交試驗(yàn)的目的是為了降低鑄件的縮松縮孔體積，因此選擇望小特性。望小特性在不取負(fù)值的情況下，其值越小越好，信噪比判據(jù)見式（1）。

式中：S/N為信噪比；yi 為第i次試驗(yàn)結(jié)果，n為試驗(yàn)次數(shù)。

表4的下部分為機(jī)油泵體鑄件縮松縮孔體積對(duì)應(yīng)信噪比的極差表，Ki 為不同因素第i水平下所有縮孔體積信噪比的平均值。圖3為鑄件的各因素水平與縮松縮孔體積信噪比均值的折線圖，比極差表折線圖能更加直觀地反應(yīng)各因素對(duì)鑄件縮松縮孔體積的影響情況。

圖3 壓鑄各因素水平對(duì)縮松縮孔的影響

信噪比越大，則預(yù)測(cè)縮松縮孔指標(biāo)體積越小。由圖3可知，正交試驗(yàn)優(yōu)化后最佳的工藝參數(shù)值為：澆注溫度650 ℃、模具溫度240 ℃、慢/快壓射距離200/60 mm、快壓速度3.0 m/s、慢壓速度0.2 m/s。

表5為各工藝因素的方差分析，F(xiàn)臨界值 為2.490，當(dāng)F>F臨界值 時(shí)，說明該因素對(duì)鑄件的縮松縮孔缺陷影響顯著。綜合表4和表5分析可以得出，各因素對(duì)鑄件的縮松縮孔影響大小為：模具溫度>澆注溫度>慢壓射速度>慢/快壓射距離>快壓射速度。也就是說，模具溫度影響為顯著，澆注溫度影響比較顯著，慢/快壓射距離和慢壓射速度影響不顯著，快壓射速度影響最小。

表4 L16（45）正交模擬試驗(yàn)結(jié)果

表5 方差分析結(jié)果

2.3.2 壓鑄充型及凝固分析

選取上述最佳的壓鑄工藝參數(shù)和優(yōu)化前的參數(shù)，分別在Procast中進(jìn)行模擬，優(yōu)化前后的總充型時(shí)間分別為0.802 s和1.002 s，其充型過程如圖4所示。由圖4可見，在優(yōu)化前的充型過程中，當(dāng)?shù)谝还山饘僖和ㄟ^內(nèi)澆道（慢壓距離195 mm）時(shí)開始進(jìn)入快速壓射階段，金屬液流動(dòng)速度陡然增大，以極大地速度從內(nèi)澆道噴射并撞擊型芯和型腔壁，對(duì)模具有猛烈地沖刷，不僅會(huì)產(chǎn)生飛濺，也會(huì)縮短模具的壽命。充填69.7%時(shí)，經(jīng)過鑄件右側(cè)兩路澆道的金屬液以很大地速度在鑄件壁厚最大處匯合，兩股金屬液相互撞擊，形成紊流而卷入大量氣體使金屬液氧化而降低補(bǔ)縮能力，增加了縮松縮孔形成的傾向。加之鑄件此處壁厚最大，冷卻過程散熱緩慢易形成孤立液相區(qū)造成排氣困難，進(jìn)一步增大了形成孔隙的可能。

優(yōu)化后充型過程的慢壓射速度小，慢壓時(shí)壓射沖頭以較小的速度運(yùn)動(dòng)，金屬液在壓室中平靜流動(dòng)并以層流的方式緩慢填充型腔，不會(huì)卷入大量的空氣。同時(shí)較小的慢壓速度和較長(zhǎng)的慢壓距離對(duì)應(yīng)著較長(zhǎng)的慢壓時(shí)間，填充過程型腔中的氣體有更多的時(shí)間排除，降低了鑄件出現(xiàn)孔隙的概率。優(yōu)化后的慢壓射行程為200 mm，金屬液以慢壓射速度通過內(nèi)澆道充填型腔體積（包括鑄件、溢流及排氣系統(tǒng)）的約15%時(shí)進(jìn)入快速壓射階段，進(jìn)入型腔的前部分金屬液緩慢填充，后面快速填充部分的金屬液有前部分金屬液作為緩沖而減小對(duì)模具的直接沖擊，從而可延長(zhǎng)模具壽命。充填69.8%的同時(shí)，在鑄件最大壁厚處匯合的兩股金屬液速度較小，不會(huì)猛烈地相互擾動(dòng)而形成嚴(yán)重紊流，減小鑄件形成孔隙的傾向。

圖4 工藝優(yōu)化前后鑄件充型過程對(duì)比

2.3.3 壓鑄凝固過程及缺陷分析

優(yōu)化前后兩組工藝方案在整體凝固分?jǐn)?shù)為96%的時(shí)間分別為31.4 s和34.6 s，時(shí)間相差不大，優(yōu)化前后鑄件的凝固過程也是相似的，如圖5所示。凝固首先是在鑄件薄壁、排氣槽及外側(cè)兩路澆道位置，然后是鑄件厚壁、溢流槽及中間三路澆道凝固，最后為鑄件最后充填區(qū)域及料餅的凝固。從整體凝固順序來(lái)看，鑄件壁厚最大處在澆道和溢流槽凝固后，形成了孤立液相區(qū)域，該區(qū)域凝固過程得不到外界補(bǔ)縮，容易形成縮松縮孔缺陷。在實(shí)際生產(chǎn)過程，此處需要增大冷卻速率，優(yōu)先凝固以減小收縮缺陷的程度或避免其出現(xiàn)。

圖5 鑄件凝固過程

ACD12鋁合金的臨界補(bǔ)縮固相率為0.7，通常認(rèn)為鑄件凝固分?jǐn)?shù)大于70%后，金屬液不再具有宏觀補(bǔ)縮能力。當(dāng)鑄件凝固分?jǐn)?shù)為70%時(shí)，對(duì)優(yōu)化前后工藝方案鑄件最后凝固的區(qū)域進(jìn)行比較分析，如圖6所示。

圖6 工藝優(yōu)化前后鑄件最大壁厚處孤立液相區(qū)對(duì)比

優(yōu)化前后鑄件該區(qū)域固相率都低于100%，且溫度高于鑄件周圍溫度，這進(jìn)一步證明鑄件此處出現(xiàn)了孤立液相區(qū)。但優(yōu)化后孤立液相區(qū)截面面積明顯小于優(yōu)化前，說明工藝參數(shù)優(yōu)化對(duì)鑄件收縮缺陷有顯著地改善作用。

如圖7所示，凝固過程數(shù)值模擬結(jié)果顯示，鑄件縮松縮孔主要分布于最大壁厚A處和復(fù)雜位置B處，而薄壁區(qū)域C處無(wú)明顯分布。由圖7可知，優(yōu)化后鑄件整體縮松縮孔缺陷明顯減少，優(yōu)化前鑄件最大壁厚A處出現(xiàn)了單個(gè)最大的縮孔指標(biāo)體積為0.988 cm³，概率為48.14%，很可能形成收縮缺陷。優(yōu)化后A處指標(biāo)體積為0.762 cm³，概率為24.65%，形成收縮缺陷概率降低。優(yōu)化后鑄件整體和壁厚最大處出現(xiàn)收縮缺陷的體積和概率較優(yōu)化前均有減少。優(yōu)化前后鑄件整體縮松縮孔指標(biāo)體積分別為1.452 cm³ 和1.067 cm³，優(yōu)化后較優(yōu)化前縮松縮孔缺陷指標(biāo)體積降低了26.5%。

圖7 工藝優(yōu)化前后機(jī)油泵體鑄件縮松縮孔缺陷對(duì)比

機(jī)油泵體鑄件縮松縮孔缺陷減少的原因，首先是因?yàn)閮?yōu)化后金屬液的澆注溫度低10 ℃，金屬液冷卻體積收縮小，進(jìn)而形成縮孔縮松的體積小；其次，優(yōu)化后模具溫度高30 ℃，模具與金屬液間溫差小，金屬液流動(dòng)補(bǔ)縮能力更強(qiáng)，形成縮松縮孔的傾向更小；第三，優(yōu)化后慢壓射距離長(zhǎng)、速度慢，使金屬液緩慢流動(dòng)不會(huì)卷入過多氣體使其氧化而降低補(bǔ)縮能力；第四，優(yōu)化后快壓射速度快，壓射比壓大，鑄件凝固過程體積收縮，在澆道還具有補(bǔ)縮能力時(shí)，更高的壓力會(huì)推動(dòng)澆注系統(tǒng)中更多的金屬液補(bǔ)縮，減少鑄件縮松縮孔缺陷。

3、鑄件質(zhì)量分析

采用圖8a中的壓鑄模具和優(yōu)化后的工藝參數(shù)試模生產(chǎn)，成形的機(jī)油泵體鑄件如圖8b所示，由圖8b可以看出，鑄件正反表面光潔，無(wú)裂紋、拉傷、鼓包及欠鑄等缺陷，表面質(zhì)量滿足工藝要求。

圖8 壓鑄生產(chǎn)

為檢驗(yàn)鑄件內(nèi)部質(zhì)量，對(duì)其進(jìn)行X射線探傷，結(jié)果如圖9所示。對(duì)比圖9的探傷結(jié)果與圖7數(shù)值模擬預(yù)測(cè)結(jié)果，可以看出機(jī)油泵體鑄件產(chǎn)生縮松縮孔的位置與預(yù)測(cè)結(jié)果基本一致，這說明模擬試驗(yàn)的預(yù)測(cè)結(jié)果是比較準(zhǔn)確的。鑄件產(chǎn)生微小縮孔的位置如圖9中A、B兩處，這兩處位置均為鑄件偏外側(cè)區(qū)域，對(duì)機(jī)油泵體的密封性幾乎沒有影響。在生產(chǎn)中，采取適當(dāng)點(diǎn)冷措施增大此處的冷卻速率，可降低孔洞發(fā)生的概率。

圖9 X射線探傷結(jié)果

為進(jìn)一步分析機(jī)油泵體鑄件內(nèi)部組織及質(zhì)量，將圖9中鑄件薄壁處和最大壁厚A處截面切割取樣，進(jìn)行金相顯微鏡（OM）觀察。由圖10a可知，鑄件薄壁C處位置凝固過程散熱快，過冷度大，形核率高，凝固時(shí)間短，獲得相對(duì)細(xì)小的球狀初生α-Al相和細(xì)密的條帶狀A(yù)l-Si共晶相，晶粒尺寸相對(duì)細(xì)小，分布較為均勻。機(jī)油泵體薄壁C處在高壓下優(yōu)先凝固，所以組織致密且無(wú)收縮缺陷。對(duì)鑄件厚壁A處進(jìn)行掃描電鏡（SEM）和OM觀察，如圖10b所示。機(jī)油泵體厚壁A處的晶粒較為粗大且大小不均勻，其金相組織主要為粗大的塊狀初生α-Al相和針狀的Al-Si共晶相，在初生α-Al相中鑲嵌著細(xì)密的Si顆粒起強(qiáng)化作用，細(xì)小的縮孔缺陷分布于兩相交界處。鑄件厚壁處晶粒尺寸較大，存在縮孔缺陷，見圖10b，粗針狀的Al-Si共晶相對(duì)基體的割裂作用強(qiáng)于條帶狀，因此鑄件厚壁處組織力學(xué)性能必定比薄壁處差。

從厚壁A處取樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，對(duì)其斷面進(jìn)行SEM觀察。如圖10c所示，拉伸斷面凹凸不平，存在著大量的解理面和撕裂棱，解理面較大，有少量韌窩存在，是脆性斷裂和韌性斷裂相混合的斷裂方式，屬于準(zhǔn)解理斷裂，與ADC12材料韌性小的特性相符。

為驗(yàn)證鑄件力學(xué)性能是否滿足使用要求，在鑄件厚壁A處取5點(diǎn)做硬度測(cè)試。如圖10d所示，取樣點(diǎn)中最小顯微硬度為HV85.4，厚壁A處的平均顯微硬度為HV93.4，ADC12鋁合金機(jī)油泵體硬度要求不低于HV85。同時(shí)用同爐鋁液和相同的工藝參數(shù)壓鑄出5根B型拉伸試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，試樣平均拉伸強(qiáng)度為236.6 MPa，滿足國(guó)內(nèi)對(duì)應(yīng)牌號(hào)為YZAlSi11Cu3合金的拉伸強(qiáng)度≥230 MPa的要求，故機(jī)油泵體鑄件滿足產(chǎn)品力學(xué)性能要求。

圖10 機(jī)油泵體鑄件OM、SEM組織、拉伸斷口形貌、抗拉強(qiáng)度及顯微硬度

4、結(jié)束語(yǔ)

（1）田口正交模擬試驗(yàn)結(jié)果表明，各壓鑄工藝因素對(duì)機(jī)油泵體鑄件縮松縮孔的影響程度為：模具溫度>澆注溫度>慢壓射速度>慢/快壓射距離>快壓射速度，其中模具溫度影響顯著，澆注溫度影響比較顯著，慢/快壓射距離和慢壓射速度影響不顯著，快壓射速度影響最小。
（2）優(yōu)化后的工藝參數(shù)為：澆注溫度650 ℃、模具溫度200 ℃、慢/快壓距離為200/60 mm、快壓射速度為3.0 m/s，慢壓射速度為0.2 m/s。數(shù)值模擬結(jié)果顯示，采用該組工藝參數(shù)，壓鑄過程金屬液充填平穩(wěn)，縮孔縮松體積指標(biāo)最小，較優(yōu)化前降低了26.5%，且預(yù)測(cè)縮松縮孔產(chǎn)生位置與X射線探傷結(jié)果基本吻合。
（3）采用優(yōu)化后工藝參數(shù)試模的鑄件外觀良好，密封區(qū)域組織致密，無(wú)明顯縮孔和裂紋。鑄件壁厚最大位置為準(zhǔn)解理斷裂，符合ADC12材料韌性低的特性，同爐鋁液和相同工藝參數(shù)下拉伸試樣平均抗拉強(qiáng)度為236.6 MPa，鑄件厚壁平均顯微硬度為HV93.4，機(jī)油泵體鑄件滿足使用要求。

作者

劉曉龍 龔海軍 龔琛普 高正源
重慶交通大學(xué)機(jī)電與車輛工程學(xué)院
盧紅林
重慶東科模具制造有限公司

本文來(lái)自：鑄造雜志