摘要

為了高效、高質(zhì)量生產(chǎn)某汽車發(fā)動機機油泵蓋，針對泵蓋零件特征并基于壓鑄理論和經(jīng)驗設(shè)計了3種理論上可行的澆注與排溢系統(tǒng)方案，然后利用ProCAST軟件模擬鑄件的充型及凝固過程。充型過程模擬發(fā)現(xiàn)鑄件頂部易產(chǎn)生卷氣，因此提出在此處增設(shè)一個溢流槽的優(yōu)化方案。鑄件凝固仿真發(fā)現(xiàn)，消除橫澆道內(nèi)側(cè)溢流槽以及縮短內(nèi)澆道長度，對鑄件的縮松、縮孔分布無影響，還可改善橫澆道內(nèi)側(cè)鑄件部位的散熱、減少金屬液流動能量損失。方案三的澆注與排溢系統(tǒng)降低了卷氣，試模鑄件經(jīng)X光探傷表明重要位置無縮孔，金相分析顯示鑄件各部位組織致密，晶粒度等級為4，顯微硬度大于HV85，符合產(chǎn)品要求。

高壓壓鑄（HPDC）是一種高效的近凈成形工藝，一般鋁合金鑄件澆注溫度約670~700 ℃，充型保壓壓強通常為400~500 MPa，充填速度0.5~120 m/s，充填時間僅需0.01~0.2 s，具有高溫、高壓和高速的特點，可以生產(chǎn)各型復(fù)雜、薄壁零件，鋁合金最薄處可達到0.5 mm甚至更低。正是由于壓鑄工藝的“高溫、高壓、高速”，鋁合金壓鑄模具及工藝稍有不合理、操作不規(guī)范都將顯著影響鑄件質(zhì)量、生產(chǎn)效率和模具壽命。其中，壓鑄件質(zhì)量的影響因素較多，最主要的有：一是合金的成分和熔體質(zhì)量，二是模具澆注、溢流和排氣設(shè)計，三是壓鑄工藝參數(shù)，四是噴涂、開模時間等因素。合金成分決定了合金液-固相線區(qū)間大小，從而影響合金流動性和補縮能力，而熔體除氣和除渣效果則決定了合金性能的發(fā)揮；壓鑄模澆注系統(tǒng)不僅決定著澆注填充方向、溢流排氣條件、壓力傳遞、充填速度和充填時間，也將影響模具溫度分布和模具壽命；壓鑄工藝參數(shù)同樣重要，澆注溫度、壓射速度和壓力、模具預(yù)熱溫度、留模時間都將影響鑄件組織的致密度和內(nèi)應(yīng)力。在合金成分合格和操作規(guī)范的前提下，壓鑄模具的澆注、溢流和排氣系統(tǒng)設(shè)計與工藝參數(shù)的選擇就成為壓鑄質(zhì)量的決定性因素。

泵蓋雖屬小型零件，但存在一些厚壁和曲面，一般使用鋁合金壓鑄成形。蓋類零件壓鑄生產(chǎn)時通常會發(fā)生表面黑斑、裂紋、氣孔、流痕與冷隔等缺陷。作為機油泵的重要零件，泵蓋關(guān)系到機油泵的密閉性和散熱性，其成形質(zhì)量非常關(guān)鍵。湯文卓等人通過改變上蓋橫澆道的形狀、調(diào)整溢流槽的位置和大小，明顯改善了型腔的卷氣、鑄件氣孔和表面質(zhì)量。李憲軍等人通過對ZL102合金泵蓋壓鑄模優(yōu)化設(shè)計，不僅使模具結(jié)構(gòu)緊湊、效率提升，還優(yōu)化了模具的排氣排渣能力，穩(wěn)定了產(chǎn)品質(zhì)量。由此可見，壓鑄模具設(shè)計和工藝參數(shù)選擇對泵蓋類零件的質(zhì)量影響是復(fù)雜而顯著的，本文以鋁合金機油泵蓋為對象，通過理論和經(jīng)驗設(shè)計并進行Procast仿真分析，以期獲得模具和工藝的最佳設(shè)計方案。

1物理模型與數(shù)值模型建立

1.1 鑄件物理模型

機油泵蓋零件外形尺寸為149 mm×110 mm×32 mm，使用UG建模，并測得其體積為63 826.1 mm³，最大厚度10.8 mm，最小壁厚1.5 mm，平均厚度3.07 mm，如圖1所示。由圖1可見，鑄件外形不對稱，存在較復(fù)雜曲面與薄壁，局部厚度分布不均勻，有2處較厚大部位，見圖中圈選區(qū)域，從上到下壁厚分別約為10.5 mm、10.8 mm。

圖1 機油泵蓋結(jié)構(gòu)及壁厚分析

機油泵蓋壓鑄材料使用ADC12鋁合金，屬Al-Si-Cu系合金，化學(xué)成分見表1。

表1 ADC12合金化學(xué)成分 wB/%

為避免金屬液對型芯造成沖擊，同時考慮避開復(fù)雜薄壁部位，減少金屬液流動距離，澆道設(shè)在外側(cè)壁厚均勻處，采用左右兩個側(cè)澆道，內(nèi)澆道截面積計算如下：

式中：Ag為內(nèi)澆道截面積；ρ為金屬液密度；vg為內(nèi)澆道處金屬液的流速；t為金屬液填充型腔的時間；G為通過內(nèi)澆道的金屬液質(zhì)量（含溢流槽及排氣槽）。

按照經(jīng)驗和模具設(shè)計理論設(shè)計模具，設(shè)計參數(shù)分別為：充型速度（v）2 m/s，內(nèi)澆道速度（vg）40 m/s，充填時間（t）0.22 s，內(nèi)澆道厚度（d）2.8 mm，鑄件質(zhì)量（m）240 g，計算得到內(nèi)澆道截面積（Ag）109 m㎡。

根據(jù)鑄件的形狀特征與澆注系統(tǒng)設(shè)計理論，設(shè)計了3種澆注方案，澆注和溢流系統(tǒng)設(shè)計如圖2。首先各方案在橫澆道的端部設(shè)置了凸出部位，可以把冷污金屬液、涂料殘渣與氣體儲存在凸出部位中，同時可以穩(wěn)定金屬液流態(tài)；為了排出金屬液前部的氣體、冷污金屬液，穩(wěn)定流態(tài)，減少渦流，在靠近內(nèi)澆道的兩側(cè)圓孔處分別設(shè)置了溢流槽；同時為了便于散熱，方案二消除了橫澆道內(nèi)側(cè)的溢流槽；方案三和方案二比，縮短了內(nèi)澆道的長度，減少了金屬液流動過程中的能量損失，減少了金屬液浪費?？紤]到鑄件底部是兩股液流匯合的地方，存在較大卷氣傾向，方案一在此處增加一個溢流槽。

圖2 機油泵澆注及溢流系統(tǒng)設(shè)計方案

1.2 壓鑄數(shù)值模型

壓鑄充型可將金屬液看作不可壓縮流體，其流動過程遵守質(zhì)量和動量守恒定律。充型與凝固過程的控制方程為：

式中：Φ為通用向量；xj為坐標分量；uj為速度分量；T為熱力學(xué)溫度；DΦ為廣義擴散系數(shù)；SΦ為源項。

熱傳導(dǎo)采用傅里葉定律（Fourier）導(dǎo)熱微分方程來描述：

計算對流傳熱用Newton冷卻定律描述：

輻射傳熱遵循Stefen-Boltzman定律：

式中：cρ為定壓比熱容；λ為熱導(dǎo)率；Q為熱源項；α為對流換熱系數(shù)；Tf為流體特征溫度；Tw為固體邊界溫度；Ts為表面絕對溫度；ε為輻射黑度；σ 0為Stefen-Boltzman常數(shù)。

1.3 壓鑄初始條件及邊界條件

采用ProCAST的Visual-Mesh模塊劃分四面體網(wǎng)格，為了縮短計算時間，同時保證模擬精度，按照不同的網(wǎng)格密度分別對鑄件與澆注、排溢系統(tǒng)劃分網(wǎng)格，把料餅、澆道及鑄件的網(wǎng)格尺寸劃分為1 mm，壓室網(wǎng)格2 mm，壓鑄模其他厚大部分網(wǎng)格為4 mm，整個鑄件及模具的體網(wǎng)格數(shù)量為430萬個。機油泵蓋模擬計算初始條件及邊界條件見表2。

表2 壓鑄初始條件及邊界條件

2模擬結(jié)果與討論

2.1 充型過程分析

從壓鑄充型過程可以看出，3種方案壓鑄時金屬液皆從兩側(cè)順序流入型腔，見圖3所示。對于方案一，當(dāng)充型50%時，內(nèi)澆道附近流速較快，金屬液從兩側(cè)沖擊型芯，左側(cè)由于此時形狀較為平整，金屬液流動較平緩，右側(cè)金屬液從內(nèi)澆道流入不遠就受到凸起復(fù)雜部位的阻礙，局部形成紊流，容易造成裹氣，凸起部位流速變慢。當(dāng)充型70%時，兩股金屬液分別在上下兩側(cè)匯流，尤其是上側(cè)頂部由于與金屬液流動方向一致，金屬液在此處被阻擋，模具受沖擊比較大，但由于頂部設(shè)置了3個溢流槽，可以排出金屬液，從而減小頂部受到的沖擊，并排出夾雜物、氣體；此時左右凸起部位均未充滿，空腔處形成卷氣。當(dāng)充型90%時，可以看出，鑄件右下角是最后充型區(qū)域，方案一在此處設(shè)置了溢流槽，此時鑄件其余區(qū)域基本已充滿，充型效果較好。

圖3 不同方案的壓鑄充型過程流場速度

從圖3a可以看出，在圓形型芯的左右兩側(cè)以及內(nèi)澆道附近，金屬液的流動較快。為了加快鑄件冷卻，方案二去除了澆道內(nèi)側(cè)的溢流槽，充型過程與方案一基本一致。方案三縮短了支橫澆道的長度，并在鑄件頂部增加了一個溢流槽，與方案二對比，充型過程也相差不大，但對比充型70%與90%時的金屬液流速，方案三流速較快區(qū)域比方案二大，說明縮短支橫澆道長度確實起到了減少金屬液流動能量損失的作用。對比3種澆注方案，總的來說方案三的設(shè)計較合理。

2.2 凝固過程分析

方案一、二、三的鑄件完全凝固時間分別是9.96 s、9.61 s、9.56 s，方案三凝固最快，如圖4，3種方案凝固5 s時情況基本一致，鑄件的薄壁及遠離內(nèi)澆道位置先凝固，厚壁和靠近內(nèi)澆道位置后凝固，溢流槽比鑄件晚凝固，橫澆道及余料最后凝固，澆注系統(tǒng)對鑄件起到了補縮作用，如圖4。鑄件凝固過程中，局部區(qū)域由于補縮通道提前凝固，壓力無法傳遞至鑄件熱節(jié)處，導(dǎo)致鑄件熱節(jié)處最終產(chǎn)生凝固收縮缺陷。若鑄件熱節(jié)處加強冷卻（如采用點冷），則會避免或減小縮松缺陷。由圖4可以看出，方案一、二的熱節(jié)分布差別不大，方案二減少了一個溢流槽，減少了金屬液浪費；方案三和方案二相比，內(nèi)澆道長度較短，減少了金屬液浪費，并且降低了金屬液流動的溫度、速度損失。

圖4 不同方案凝固5s

2.3 縮松縮孔分析

方案一、二澆注方案的縮松、縮孔分布基本一致，見圖5所示?？梢钥闯觯毕葜饕植荚谝缌鞑叟c鑄件較厚部位，對比圖5a與5b，兩內(nèi)澆道之間的溢流槽存在或取消，此處均無縮孔、縮松出現(xiàn)，可考慮此處不設(shè)置溢流槽。去除方案一中兩內(nèi)澆道之間的溢流槽有兩個作用，一是可縮短內(nèi)澆道，降低熔體壓力和溫度損失，二是可減少高溫澆道附近的金屬填充量，與澆注系統(tǒng)遠端的金屬實現(xiàn)基本順序凝固，從而提高鑄件整體冷卻效率。方案三相比方案一、二，圈里面的缺陷更小，說明方案三頂部增加的渣包起到了一定的減少鑄件內(nèi)部缺陷的作用。

圖5 不同壓鑄模方案縮松、縮孔預(yù)測結(jié)果

3產(chǎn)品質(zhì)量分析

通過對機油泵3種模具設(shè)計方案的充型、凝固、縮松和縮孔模擬結(jié)果的分析，發(fā)現(xiàn)方案三最合理，按照方案三開模，模具整體結(jié)構(gòu)見圖6a所示。壓鑄量產(chǎn)鑄件（含澆注和溢流系統(tǒng)）如圖6b所示。由圖6b可以看出，鑄件表面光潔，無流痕、裂紋、澆不足等缺陷。由此可見，采用方案三設(shè)計的澆注和溢流系統(tǒng)以及配套工藝參數(shù)對鑄件表面質(zhì)量來說是有保障的。該設(shè)計方案已在重慶德運模具制造有限公司量產(chǎn)。

圖6 壓鑄模及壓鑄樣品

為確保泵蓋鑄件不滲漏，對鑄件內(nèi)部進行X光探傷，如圖7所示。與縮松、縮孔仿真結(jié)果（圖5中的方案3）進行比較，可以看出，整個鑄件（含溢流槽）縮孔、縮松位置與仿真預(yù)測結(jié)果基本是一致的。鑄件區(qū)域探測到2處內(nèi)部微孔缺陷，見圖中A、B部位。根據(jù)圖1c的鑄件壁厚分析，A、B兩處正好是鑄件最大壁厚位置之一，此區(qū)域盡管設(shè)置了容積較大的溢流槽，但未完全將縮孔轉(zhuǎn)移到該集渣包中，但是A、B兩處微小的縮孔處于鑄件外側(cè)且靠近渣包，說明渣包對鑄件起到了一定的順序凝固作用。需要指出的是，這兩個微孔出現(xiàn)的地方是鑄件裝配面，且位于鑄件外側(cè)，對機油泵蓋密封性沒有影響。D、E兩處縮松都位于渣包之中，說明這兩處渣包起到了轉(zhuǎn)移鑄件縮松到渣包的作用。

根據(jù)充型仿真分析，圖7中鑄件C處是金屬液最后充填部位，也是兩股液流匯聚的區(qū)域，不僅容易形成卷氣，還可能產(chǎn)生冷隔，但X-Ray檢測未發(fā)現(xiàn)孔洞和裂紋缺陷，說明鑄件C位置不設(shè)溢流槽的模具設(shè)計及相應(yīng)工藝參數(shù)的選擇是合理的。

圖7 X光整體探傷結(jié)果

為了分析機油泵蓋的顯微組織，從機油泵蓋鑄件厚大部位A處及最后充型區(qū)域C處取樣，在金相顯微鏡下觀察，如圖8a、b所示。壁厚最大的A處晶粒較粗大且組織不均勻，存在小而分散的縮松缺陷，組織主要由塊狀的α-Al相及針狀的共晶Si相。由于α相與Si相間分布有因凝固收縮形成的微觀縮松，且針狀的共晶Si強度與塑性都很低，A處組織的力學(xué)性能較差。考慮到此處是鑄件厚壁區(qū)，組織內(nèi)部微小的縮松缺陷不會影響機油泵蓋的密封性，縮松是可以接受的。

圖8 機油泵蓋的金相、SEM及晶粒形貌

比較而言，鑄件壁厚較小的C處晶粒細小、組織分布均勻，無明顯缺陷，這與方案3的凝固結(jié)果相互印證。鑄件C處壁薄、且是由充型末端的金屬填充，凝固速度最快，所以C處的晶粒最細小、分布也均勻。圖8c是鑄件C處樣本的同倍掃描電鏡（SEM）組織，將框選區(qū)進一步放大，可以更清晰地看到組織內(nèi)部也有兩處孔，但整體來說晶粒較細小，該處存在α-Al基體與片狀A(yù)l2Si共晶體。圖8d是鑄件C處組織的背散射衍射（EBSD）的結(jié)果，顯示的是C區(qū)域的晶粒形貌，可以看出，該處晶粒細小且晶粒大小均勻，經(jīng)與國標GB/T6394—2017比較，可確定晶粒度為4級。

從鑄件C處取樣進行拉伸試驗，用掃描電鏡觀察拉伸試樣斷口，形貌如圖9所示。可以看出，斷口表面較粗糙，斷面存在大量解理平面及撕裂棱，解理面較小，還有少量韌窩，具有解理斷裂與韌性斷裂的混合斷裂特征，屬于準解理斷裂，符合ADC12鋁合金韌性較低的特性

圖9 鑄件斷口形貌

在鑄件的厚壁處A與薄壁處C各取5點樣做顯微硬度測試，結(jié)果見圖10。厚壁A處的平均顯微硬度為HV94.2，薄壁C處平均顯微硬度為HV101.6，ADC12鋁合金泵蓋硬度要求不低于HV85，故機油泵蓋壓鑄件硬度滿足產(chǎn)品要求。

圖10 A、C區(qū)域不同位置處的顯微硬度

4結(jié)論

（1）壓鑄充型凝固過程仿真發(fā)現(xiàn)，澆注及溢流系統(tǒng)設(shè)計方案三相較于方案一和二，通過消除內(nèi)澆道內(nèi)側(cè)的渣包，縮短內(nèi)澆道長度，減少了金屬液流動能量損失，鑄件實現(xiàn)了順序凝固，最為合理。

（2）采用方案三壓鑄，鑄件表面質(zhì)量良好，內(nèi)部探傷未發(fā)現(xiàn)重要區(qū)域存在孔洞和裂紋，裝配位置兩處微小縮孔缺陷對機油泵蓋的密閉性無影響。組織分析發(fā)現(xiàn)，鑄件薄壁區(qū)域組織致密、晶粒細小且分布均
勻，晶粒度可達4級。

（3）鑄件薄壁位置斷口屬于準解理斷裂，厚壁和薄壁平均硬度分別可達HV94.2和HV101.6，硬度滿足泵蓋硬度要求。采用澆注與溢流系統(tǒng)設(shè)計方案三可生產(chǎn)出合格壓鑄件，表明基于理論和經(jīng)驗設(shè)計的壓鑄模具經(jīng)仿真分析驗證可極大提高設(shè)計效率。

作者：

宋鵬 龔海軍 舒吉平 高正源
重慶交通大學(xué)機電與車輛工程學(xué)院

彭軍
重慶德運模具制造有限公司

本文來自：鑄造雜志，《壓鑄周刊》戰(zhàn)略合作伙伴