原標(biāo)題：大型壓鑄機(jī)壓射系統(tǒng)保壓狀態(tài)靜態(tài)結(jié)構(gòu)力學(xué)仿真分析

摘要

壓射系統(tǒng)作為壓鑄機(jī)的關(guān)鍵系統(tǒng)，生產(chǎn)過程包含快壓射、慢壓射、減速以及保壓四個(gè)階段。其中保壓階段壓射系統(tǒng)近似承受靜態(tài)載荷，是系統(tǒng)受力最大的階段，對該階段進(jìn)行研究具有重要意義。本文將壓鑄機(jī)壓射系統(tǒng)拆分為三大部分，分別為壓射室部分、液壓缸部分以及增壓缸部分，基于有限元方法對其進(jìn)行了保壓狀態(tài)下的靜態(tài)結(jié)構(gòu)仿真，分析不同關(guān)鍵部件在保壓狀態(tài)的變形、應(yīng)力與應(yīng)變，并進(jìn)一步針對壓射系統(tǒng)中的易損件沖頭進(jìn)行不同尺寸的仿真分析，探究其影響規(guī)律。

壓力鑄造作為一種高效的精密鑄造方法，因其生產(chǎn)速度快，鑄件尺寸精度高且表面光滑等優(yōu)點(diǎn)，在汽車、航空航天、機(jī)械、電子、醫(yī)療器械、數(shù)碼產(chǎn)品、通信設(shè)備、精密儀器儀表和家電等領(lǐng)域被廣泛應(yīng)用。壓鑄機(jī)作為壓鑄生產(chǎn)過程中最重要的技術(shù)裝備，其性能的優(yōu)劣直接決定了壓鑄產(chǎn)品的質(zhì)量，生產(chǎn)的效率以及生產(chǎn)運(yùn)行的成本。根據(jù)壓射室受熱條件的不同，壓鑄機(jī)被分為熱室壓鑄機(jī)和冷室壓鑄機(jī)兩類。熱室壓鑄機(jī)的壓射室與坩堝裝在一起，壓射室置于熔爐金屬液中，壓射系統(tǒng)安裝在金屬熔爐的上方。而冷室壓鑄機(jī)的壓射室與坩堝各自獨(dú)立，在壓鑄生產(chǎn)時(shí)利用自動(dòng)給湯機(jī)的機(jī)械手將金屬液從坩堝中送入壓射室進(jìn)行壓鑄。冷室壓鑄機(jī)又根據(jù)其機(jī)械機(jī)構(gòu)，模具放置位置和方向，以及壓射室的工作條件可分為立式冷室壓鑄機(jī)、臥式冷室壓鑄機(jī)和全立式壓鑄機(jī)三類。其中，臥式冷室壓鑄機(jī)由于壓射力較大，操作簡單方便，易于維修和實(shí)現(xiàn)自動(dòng)化，在壓鑄機(jī)行業(yè)中應(yīng)用較為廣泛。臥式冷室壓鑄機(jī)通常由機(jī)架、合模系統(tǒng)、壓射系統(tǒng)、電氣控制系統(tǒng)、液壓傳動(dòng)控制系統(tǒng)和周邊設(shè)備等六部分組成，其每一部分都對壓鑄機(jī)起重要的作用。

壓射系統(tǒng)是將熔融金屬液注入壓鑄模具型腔進(jìn)行充填成形的裝置，是壓鑄機(jī)對壓鑄產(chǎn)品質(zhì)量影響最重要和最直接的部分。壓射系統(tǒng)的性能直接決定了壓鑄機(jī)的鑄造壓力、壓射速度和增壓壓力等重要參數(shù)，并最終影響壓鑄產(chǎn)品的性能與品質(zhì)。Zhai等對壓射系統(tǒng)的液壓原理進(jìn)行了研究，并通過調(diào)整系統(tǒng)各部分的運(yùn)行參數(shù)以及對得到的仿真數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，建立了壓射系統(tǒng)的仿真模型，并建立了一套由數(shù)據(jù)驅(qū)動(dòng)的壓鑄機(jī)壓射系統(tǒng)智能監(jiān)控系統(tǒng)。鐘建輝等針對壓鑄機(jī)壓射時(shí)壓射速度與插裝閥閥芯位移量關(guān)系理論模型誤差大的問題，提出了一種基于時(shí)間序列數(shù)據(jù)驅(qū)動(dòng)的壓鑄機(jī)壓射速度系統(tǒng)的機(jī)理模型，可較準(zhǔn)確地預(yù)測閥芯位移量。仿真模擬在一定程度上可以反映機(jī)械運(yùn)行的實(shí)際情況，并可據(jù)此在機(jī)械設(shè)計(jì)階段進(jìn)行優(yōu)化調(diào)整。李葳等建立了壓射系統(tǒng)中增壓部分的數(shù)學(xué)模型，分析了影響壓鑄機(jī)增壓過程中壓力飛升速度的因素，提出了提高壓力飛升速度的一系列方法，并用AMESim仿真軟件進(jìn)行了驗(yàn)證。Jadhav等采用數(shù)值模擬仿真的方法對冷室壓鑄機(jī)的壓射系統(tǒng)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，并通過修改冷卻系統(tǒng)的位置達(dá)到了提高壓鑄機(jī)使用壽命的目的。王會(huì)剛等采用有限元方法，對壓鑄機(jī)送料過程中沖頭與熔缸之間的摩擦進(jìn)行了仿真分析，為研究沖頭磨損和提高沖頭壽命提供了有力的支持。

壓射系統(tǒng)在完成壓射工作時(shí)會(huì)經(jīng)歷慢壓射、快壓射、減速以及保壓四個(gè)過程，其中保壓階段是壓射系統(tǒng)中受到壓鑄機(jī)液壓系統(tǒng)最大作用力的階段，對于壓鑄系統(tǒng)各部件的使用影響較大。因此對該階段壓射系統(tǒng)各部件進(jìn)行靜態(tài)結(jié)構(gòu)仿真分析，可以推測出實(shí)際生產(chǎn)中最易受損變形的部件位置，據(jù)此可以進(jìn)一步在壓鑄機(jī)的設(shè)計(jì)階段進(jìn)行針對性的優(yōu)化設(shè)計(jì)，以達(dá)到提高其使用性能的目的。本文將壓鑄機(jī)壓射系統(tǒng)拆分為三大部分：第一部分是壓射室部分（包括壓射室與沖頭）；第二部分是液壓缸部分（包括液壓缸、液壓缸活塞以及液壓缸活塞桿）；第三部分是增壓缸部分（包括增壓缸、增壓缸活塞以及增壓缸活塞桿）。分別對上述三大部分進(jìn)行保壓狀態(tài)下的靜態(tài)結(jié)構(gòu)仿真，分析其變形、應(yīng)力和應(yīng)變等。并針對壓射系統(tǒng)中的易損件沖頭，單獨(dú)進(jìn)行不同尺寸的對比研究，探究其影響規(guī)律，選出更優(yōu)的沖頭尺寸參數(shù)。

1壓射系統(tǒng)的原理分析

典型的壓鑄機(jī)壓射系統(tǒng)剖視圖如圖1所示，其中包括快壓射蓄能器、增壓蓄能器、液壓閥、活塞、活塞桿、壓射沖頭和壓射室等。目前大型壓鑄機(jī)的壓射系統(tǒng)具備四級壓射，分別為慢速壓射階段、快速壓射階段、減速階段和保壓階段。壓鑄機(jī)慢速壓射階段壓射速度較慢，快壓射蓄能器開始加壓，蓄能器液壓閥打開，液壓油進(jìn)入壓射腔內(nèi)推動(dòng)壓射腔內(nèi)的活塞運(yùn)動(dòng)，與活塞相連的沖頭以較低的速度通過壓射澆口。該階段是將壓射室內(nèi)的熔融金屬液緩慢推過澆道，以免速度過快導(dǎo)致金屬液中卷入空氣而影響鑄件質(zhì)量。壓射系統(tǒng)快速壓射階段壓射速度較快，當(dāng)沖頭經(jīng)過澆口后，快壓射蓄能器的液壓閥全部打開，壓力液體快速進(jìn)入壓射腔，從而壓射沖頭也快速推動(dòng)金屬液進(jìn)入模具型腔。該階段速度較快，金屬液可以在其凝固前快速充滿型腔，避免速度過慢造成充型不充分。減速階段為減速結(jié)束增壓開始，目的是減小型腔在充滿時(shí)的沖擊，可以減小飛邊，減少模具損耗。壓射系統(tǒng)保壓階段不間斷地給金屬液施加穩(wěn)定高壓，高速階段結(jié)束后快壓射蓄能器液壓閥關(guān)閉，增壓蓄能器液壓閥打開，增壓蓄能器中的高壓液體進(jìn)入增壓腔，推動(dòng)增壓活塞和活塞桿，經(jīng)過壓射腔的壓力傳遞，將壓力作用到金屬液上，在強(qiáng)大的壓力作用下維持一段時(shí)間。該階段可以將前兩個(gè)過程中金屬液中卷入的氣泡經(jīng)過高壓作用而消散并加速產(chǎn)品凝固成形，對提高鑄件的品質(zhì)有很大作用。

圖1 典型的壓射系統(tǒng)剖視圖

2壓射系統(tǒng)三維建模及靜力學(xué)仿真設(shè)置

2.1 壓射系統(tǒng)三維建模

壓射系統(tǒng)主體部分大致分為三個(gè)部分：壓射室部分（包括壓射室與沖頭）、液壓缸部分（包括液壓缸、液壓缸活塞以及液壓缸活塞桿）、增壓缸部分（包括增壓缸、增壓缸活塞以及增壓缸活塞桿）。使用SIEMENS NX 1899軟件將上述三部分分別進(jìn)行三維建模，并完成裝配。圖2所示為本研究簡化后的用于數(shù)值模擬仿真的壓射系統(tǒng)三部分的裝配數(shù)值模型。

圖2 壓射系統(tǒng)裝配數(shù)值模型

壓射室部分具體尺寸如圖3所示，液壓缸部分具體尺寸如圖4所示，增壓缸部分具體尺寸如圖5所示。

圖3 壓射室部分?jǐn)?shù)值模型

圖4 液壓缸部分?jǐn)?shù)值模型

圖5 增壓缸部分?jǐn)?shù)值模型

2.2 靜力學(xué)分析

在壓鑄生產(chǎn)過程中，壓鑄機(jī)的合模系統(tǒng)首先合模，使模具處于壓緊狀態(tài)，然后利用壓射系統(tǒng)將金屬液壓射至模具型腔中。在這一壓射過程中，壓射系統(tǒng)經(jīng)歷了慢壓射、快壓射、減速和保壓的過程。而在生產(chǎn)過程中，保壓的時(shí)間較長，因此，在保壓過程中可以將壓射系統(tǒng)看作是一個(gè)承受靜載荷的過程，可以簡化為靜力學(xué)方程進(jìn)行求解。

利用四面體單元?jiǎng)澐志W(wǎng)格，建立壓鑄機(jī)壓射系統(tǒng)的有限元模型。四面體滿足彈性力學(xué)的基本假設(shè)，離散后的壓鑄機(jī)壓射系統(tǒng)的靜力學(xué)方程為：

式中：[K]為整體結(jié)構(gòu)剛度矩陣，可表示為：

式中：為單元的剛度矩陣，可表示為：

式中：{u}為結(jié)構(gòu)上各離散點(diǎn)的位移向量；{R}為結(jié)構(gòu)中所受外力的向量；{D}為材料的彈性矩陣；{B}為單元的幾何矩陣。

2.3 壓射保壓狀態(tài)仿真

將在SIEMENS NX 1899軟件中建立的三維模型分模塊進(jìn)行文件導(dǎo)出，包括：①壓射室部分的裝配體；②液壓缸部分的裝配體；③增壓缸部分的裝配體。采用ANSYS Workbench中的靜態(tài)結(jié)構(gòu)模塊進(jìn)行仿真模擬。操作步驟大致分為以下內(nèi)容。

（1）導(dǎo)入三維模型文件，進(jìn)行結(jié)構(gòu)材料選擇。沖頭、液壓缸活塞以及增壓缸活塞選擇材料為球墨鑄鐵QT500-7；壓射室、液壓缸以及增壓缸選擇材料為H13熱作模具鋼；液壓缸活塞桿和增壓缸活塞桿選擇材料為45號鋼。材料的具體參數(shù)如表1所示。

表1 材料參數(shù)

（2）設(shè)置合理的網(wǎng)格大小及種類進(jìn)行網(wǎng)格劃分，得到三維模型的有限元分析模型：進(jìn)行網(wǎng)格劃分，將壓射室、沖頭和液壓缸活塞桿設(shè)置網(wǎng)格大小為30 mm，對液壓缸、液壓缸活塞、增壓缸和增壓缸活塞等薄壁部件進(jìn)行更小尺寸的網(wǎng)格劃分，設(shè)置其網(wǎng)格大小為20 mm。統(tǒng)計(jì)所得壓射室部分網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為155515個(gè)，網(wǎng)格單元為69534個(gè)；液壓缸部分網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)量為310949個(gè)，網(wǎng)格單元數(shù)量為125653個(gè)；增壓缸部分網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)量為310949個(gè)，網(wǎng)格單元數(shù)量為125653個(gè)。

（3）根據(jù)各部件受力情況進(jìn)行受力設(shè)置以及邊界約束等條件：各部件均受到標(biāo)準(zhǔn)重力，重力加速度為9.8 m/s²；沖頭右端與其他部件剛性連接設(shè)置為固定支撐約束；壓射室、液壓缸、增壓缸、定模板及基座等部件固定，設(shè)置為固定支撐約束；壓射保壓過程中，沖頭與金屬液接觸端受到最大保壓力，液壓缸活塞與增壓缸活塞受到來自增壓蓄能器帶來的最大保壓壓力，該三部分接觸面均施加100 MPa的壓力。添加求解模塊（包括變形分析、應(yīng)力以及應(yīng)變分析），進(jìn)行求解計(jì)算，并對計(jì)算結(jié)果進(jìn)行后處理分析。

3增壓保壓狀態(tài)靜力學(xué)計(jì)算結(jié)果分析

3.1 壓射室部分變形、應(yīng)力、應(yīng)變分析

壓射室部分的變形云圖如圖6所示。對于沖頭部分，沖頭在與金屬液接觸的部分變形最大，達(dá)到0.286mm，變形量從左往右逐漸減小，當(dāng)超過沖頭長度1/6左右時(shí)，變形量降低為0.01 mm左右。這一結(jié)果為沖頭設(shè)計(jì)提供了指導(dǎo)，沖頭既要求有高的熱強(qiáng)性，又要求有高的冷熱疲勞抗力，沖頭部分的材料應(yīng)使用更為耐熱、耐磨及強(qiáng)度更高的其他材料。為保證沖頭的高強(qiáng)度和高耐性，沖頭制造的工藝流程應(yīng)該為：鍛造，消除應(yīng)力回火，粗加工，淬火，精加工。沖頭的長度可取為整桿長度的1/6左右，也就是300 mm左右，沖頭桿的長度取值大約為1 700 mm。對于壓射室，由于其與壓鑄機(jī)的定模板剛性固定，設(shè)置為固定支撐約束，因此壓射室在保壓過程中變形量較小，最大變形處僅為0.064 mm，產(chǎn)生在壓射室最左端的位置。

圖6 壓射室部分總變形云圖

壓射室部分的等效應(yīng)力云圖如圖7所示。可以看出，沖頭在距離左端1/4位置，也就是保壓狀態(tài)下與壓射室最左端接觸的位置產(chǎn)生的等效應(yīng)力最大，其值為164.5 MPa。從沖頭與壓射室左端接觸點(diǎn)開始，向左逐漸減小，端點(diǎn)處最小等效應(yīng)力值為62.8 MPa，向右也逐漸減小，最小值為0.003 MPa。壓射室等效應(yīng)力最大值出現(xiàn)在左端面的內(nèi)徑處，其最大等效應(yīng)力值為146.3 MPa，往右逐漸減小，當(dāng)距離左端點(diǎn)距離大致為壓射室整體長度的1/6時(shí)，達(dá)到最小的等效應(yīng)力值，為0.003 MPa。

圖7 壓射室部分等效應(yīng)力云圖

壓射室部分的等效應(yīng)變云圖如圖8所示，可以看出，沖頭在與壓射室左端接觸的地方出現(xiàn)最大的等效應(yīng)變值為0.000 85 mm/mm。從沖頭與壓射室左端接觸點(diǎn)開始，向左逐漸減小，端點(diǎn)處最小等效應(yīng)變值為0.000 28 mm/mm，向右也逐漸減小。壓射室等效應(yīng)變最大值出現(xiàn)在左端點(diǎn)處，其最大等效應(yīng)變值為0.000 76 mm/mm，往右逐漸減小，當(dāng)距離左端點(diǎn)距離大致為壓射室整體長度的1/6時(shí)，達(dá)到較小的等效應(yīng)變值，大致為0.000 19 mm/mm。

圖8 壓射室部分等效應(yīng)變云圖

3.2 液壓缸部分變形、應(yīng)力和應(yīng)變分析

液壓缸部分產(chǎn)生的變形云圖如圖9所示。液壓缸由于處于固定支撐約束，因此其變形幾乎為零，可以忽略不計(jì)。液壓缸活塞桿受到來自液壓缸活塞傳遞過來的增壓力，在右端產(chǎn)生了變形。液壓缸活塞桿在與液壓缸活塞接觸的地方所產(chǎn)生的變形最大，達(dá)到了0.141 mm，僅在中心部位的較小面積范圍內(nèi)達(dá)到了最大變形值。在右端接觸面上，沿著徑向方向向外，變形值逐漸減小，在最外圈達(dá)到最小值，約為0.088mm。在液壓缸活塞桿的長度方向上，變形量從右至左逐漸減小。液壓缸活塞由于受到來自右端增壓缸活塞桿的壓力，因此產(chǎn)生變形。液壓缸活塞與增壓缸活塞桿接觸的部分產(chǎn)生的變形最大，最大值為0.158 mm。沿著液壓缸活塞右端面的徑向方向向外，變形量逐漸將減小，活塞外圈部分產(chǎn)生的變形為0.035 mm。

圖9 液壓缸部分總變形云圖

液壓缸部分產(chǎn)生的等效應(yīng)力云圖如圖10所示。液壓缸整體所受等效應(yīng)力較小，最大等效應(yīng)力出現(xiàn)的地方為液壓缸與液壓缸活塞接觸的地方，其最大值僅為73.1 MPa。液壓缸活塞桿受到來自右側(cè)液壓缸活塞傳遞的壓力，作用在液壓缸活塞桿的右端面。在端面上，等效應(yīng)力由中心往外減小，中心處最大應(yīng)力值為121.8 MPa，外直徑位置的最小應(yīng)力值為70.3 MPa。

圖10 液壓缸部分等效應(yīng)力云圖

應(yīng)力沿桿的長度方向驟然減小。當(dāng)距離右端面為整桿長度 的1/10時(shí)，應(yīng)力值就減小到最小值，大約為0.2 MPa。液壓缸活塞右端受到增壓缸活塞桿的壓力，其等效應(yīng)力從中心往外徑方向向外逐漸增大，活塞右端面中心處最小等效應(yīng)力為24.4 MPa，邊緣處最大等效應(yīng)力值為219.2 MPa。液壓缸活塞左端與液壓缸活塞桿接觸，其等效應(yīng)力從中心處往外徑方向先減小后增大，中心處等效應(yīng)力大小為121.8 MPa，然后減小到52.2 MPa，到達(dá)邊緣處時(shí)，其達(dá)到最大等效應(yīng)力，約為170.5 MPa。

液壓缸部分所受等效應(yīng)變云圖如圖11所示。液壓缸整體的等效應(yīng)變較小，在與液壓缸活塞接觸的地方出現(xiàn)最大值0.000 39 mm/mm。液壓缸活塞桿右端面的等效應(yīng)變由中心處往外逐漸減小，中心處等效應(yīng)變?yōu)?.000 51 mm/mm，邊緣處等效應(yīng)變?yōu)?.000 39 mm/mm。在液壓缸活塞桿長度方向上，距離右端面距離為整桿長度的1/10時(shí)出現(xiàn)最大值，大約為0.000 64 mm/mm。液壓缸活塞的右端面的等效應(yīng)變值從中心處往邊緣處逐漸增大，中心處最小等效應(yīng)變值為0.000 13 mm/mm，邊緣處最大等效應(yīng)變?yōu)?.001 16 mm/mm。液壓缸活塞接觸液壓缸活塞桿的左端面，活塞的等效應(yīng)變值先減小后增大，中心處的等效應(yīng)變?yōu)?.000 63 mm/mm，然后減小為0.000 34 mm/mm ，再增大，到邊緣處時(shí)最大應(yīng)變值為0.000 89 mm/mm。

圖11 液壓缸部分等效應(yīng)變云圖

3.3 增壓缸部分變形、應(yīng)力和應(yīng)變分析

增壓缸部分產(chǎn)生的總變形云圖如圖12所示。增壓缸活塞桿右端受到來自增壓缸活塞傳遞過來的壓力，在右端面產(chǎn)生了最大變形，達(dá)到了0.158 mm，僅在中心較小面積范圍內(nèi)達(dá)到了最大變形值。在增壓缸活塞桿的右端面上，沿著徑向方向向外，變形量逐漸減小，在最外圈達(dá)到最小值，約為0.089 mm。在增壓缸活塞桿的長度方向上，變形量從右至左逐漸減小。增壓缸由于與壓鑄機(jī)機(jī)座保持剛性固定，因此其外接觸面設(shè)置為固定支撐約束，其變形量幾乎為0。增壓缸活塞右端面受到來自右端液壓油的壓力，產(chǎn)生最大變形值0.158 mm，最大變形涉及范圍大致為增壓缸活塞桿的截面積。增壓缸活塞左端面與增壓缸活塞桿進(jìn)行接觸的部分同樣達(dá)到了最大變形值0.158 mm，但其最大變形涉及的面積范圍明顯小于活塞右端面，沿著活塞左端面的徑向方向向外，變形量逐漸減小，活塞外圈部分產(chǎn)生的變形幾乎為0。

圖12 增壓缸部分總變形云

增壓缸部分所受等效應(yīng)力云圖如圖13所示。增壓缸活塞桿受到來自右側(cè)增壓缸活塞傳遞的壓力，作用在增壓缸活塞桿的右端面。在活塞桿右端面上，等效應(yīng)力由中心往外增大，中心處最小應(yīng)力值為62.1MPa，外直徑位置的最大應(yīng)力值為165.5 MPa。等效應(yīng)力沿桿的長度方向驟然減小。當(dāng)距離右端面為整桿長度的1/12時(shí)，應(yīng)力值減小到最小值。增壓缸的等效應(yīng)力在兩管連接處最大，等效應(yīng)力最大值為53.6 MPa。增壓缸活塞受到來自增壓蓄能器產(chǎn)生的液壓力，作用在活塞右端面上，等效應(yīng)力的分布情況為由中心往外逐漸增大，中心最小值為16.8 MPa，邊緣處最大應(yīng)力值為152.4 MPa。增壓缸活塞左端面與增壓缸活塞桿接觸。由等效應(yīng)力圖分析可知，活塞左端面接觸活塞桿的端面，最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在增壓缸活塞桿橫截面外圈直徑的位置，其最大值達(dá)到186.2 MPa。從活塞對應(yīng)于活塞桿外圈直徑的位置，沿徑向方向往內(nèi)逐漸減小，增壓缸活塞的中心位置所受的等效應(yīng)力大小為41.4 MPa；沿徑向方向往外也逐漸減小，增壓缸活塞的外圈位置所受的等效應(yīng)力大小為103.3 MPa。

圖13 增壓缸部分等效應(yīng)力云圖

增壓缸部分所受等效應(yīng)變云圖如圖14所示，增壓缸活塞桿右端面的等效應(yīng)變由中心處往外逐漸增大，中心處等效應(yīng)變?yōu)?.000 37 mm/mm，邊緣處等效應(yīng)變?yōu)?.000 98 mm/mm。增壓缸應(yīng)變最大值出現(xiàn)在兩管相接觸的位置，最大等效應(yīng)變值為0.000 74 mm/mm。增壓缸活塞右端接觸液壓油，等效應(yīng)變的分布情況為由中心往外逐漸增大，邊緣處最大等效應(yīng)變值為0.00109 mm/mm。增壓缸活塞左端的最大等效應(yīng)變出現(xiàn)在與增壓缸活塞桿右端外圈接觸的圓上，最大等效應(yīng)變?yōu)?.001 11 mm/mm。活塞接觸活塞桿的端面，從壓射桿外圈直徑的位置，沿徑向方向，由內(nèi)逐漸減小，增壓缸活塞的中心位置所受的等效應(yīng)變大小為0.000 35 mm/mm；沿徑向方向，由外也逐漸減小，增壓缸活塞的外圈位置所受的等效應(yīng)變大小為0.000 58 mm/mm。

圖14 增壓缸部分等效應(yīng)變云圖

3.4 沖頭尺寸的影響

經(jīng)計(jì)算結(jié)果以及生產(chǎn)實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)知道，壓鑄機(jī)的沖頭和壓射室是壓鑄機(jī)重要的組成部分，尤其是沖頭，在壓鑄送料過程中最容易失效。沖頭的長徑比是影響沖頭使用性能的重要因素之一，因此需要對其進(jìn)行重點(diǎn)研究。沖頭尺寸已進(jìn)行模擬計(jì)算的具體尺寸為長度2 000 mm，直徑360 mm，所對應(yīng)的壓射室尺寸為：長度1 500 mm，外徑520 mm，內(nèi)徑360 mm。另設(shè)計(jì)了不同尺寸的沖頭參數(shù)，并配合沖頭直徑，相應(yīng)改變了壓射室內(nèi)徑，保持壓射室厚度不變的情況下，相應(yīng)調(diào)整壓射室的外徑，沖頭與壓射室的具體尺寸參數(shù)如表2所示。

表2 壓射室、沖頭尺寸參數(shù)

對不同尺寸的沖頭和壓射室進(jìn)行相同的受力設(shè)置，在相同的受力情況下（以組別2沖頭橫截面積乘以壓強(qiáng)100 MPa計(jì)算所得值為三組的共同受力值）進(jìn)行模擬計(jì)算，組別1沖頭處換算壓強(qiáng)為134.86 MPa，組別2為100 MPa，組別3為77.10 MPa。如圖15所示為不同尺寸的沖頭的變形、應(yīng)力和應(yīng)變柱狀圖。由計(jì)算結(jié)果分析可知，隨著沖頭直徑的增大，沖頭產(chǎn)生的最大變形、最大應(yīng)力以及最大應(yīng)變均呈現(xiàn)減小的趨勢。沖頭直徑從310 mm增加到360 mm，沖頭產(chǎn)生的最大變形從0.37 mm減小到0.29 mm，減小了21.6%；最大應(yīng)力從208.67 MPa減小到164.54 MPa，減小了21.1%；最大應(yīng)變從0.001 09 mm/mm減小到0.000 85mm/mm，減小了22.0%。而當(dāng)沖頭直徑從360 mm增大到410 mm，沖頭最大變形只減小了13.8%，最大應(yīng)力減小8.1%，最大應(yīng)變減小10.5%。由此可以看出，相同的受力情況下，進(jìn)一步增大沖頭直徑，雖然會(huì)進(jìn)一步減小沖頭所產(chǎn)生變形、應(yīng)力以及應(yīng)變，但其減小的幅度明顯降低。且進(jìn)一步增大沖頭尺寸，會(huì)相應(yīng)導(dǎo)致壓射室尺寸增大，從而帶來生產(chǎn)成本上升的問題。因此，在本研究中，綜合考量選擇360 mm為更優(yōu)的尺寸，因?yàn)樵摮叽缭诿黠@降低了變形和應(yīng)力應(yīng)變值的基礎(chǔ)上，還保證了一定的經(jīng)濟(jì)適用性，控制了成本。

圖15 不同直徑?jīng)_頭所受最大變形、最大應(yīng)力以及最大應(yīng)變的變化。

4結(jié)論

（1）沖頭的最大變形出現(xiàn)在與金屬液接觸的部分，達(dá)到0.286 mm，最大應(yīng)力以及最大應(yīng)變出現(xiàn)在沖頭與壓射室左端接觸的地方，分別為164.54 MPa和0.000 85 mm/mm。

（2）液壓缸活塞的最大變形出現(xiàn)在與右端增壓缸活塞桿接觸的地方，達(dá)到0.158 mm，最大等效應(yīng)力以及最大等效應(yīng)變從活塞中心往外徑方向逐漸增大，邊緣處最大等效應(yīng)力值以及最大等效應(yīng)變值分別為219.16 MPa和0.001 16 mm/mm。

（3）增壓缸活塞的最大變形、最大等效應(yīng)力以及最大等效應(yīng)變均出現(xiàn)在活塞與活塞桿接觸的部分，最大變形值為0.158 mm，沿著活塞的徑向方向向內(nèi)，變形量將逐漸減小，向外也逐減小。

（4）沖頭的最大變形、最大應(yīng)力以及最大應(yīng)變均隨沖頭直徑的增大而減小，但降低的幅度較小。綜合考量最佳的沖頭直徑取值為360 mm。

作者：

林兆富 徐慧 夏偉 王慶文
重慶長安汽車股份有限公司
王淳 辜誠 趙建華
重慶大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院司

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