鋁合金汽車缸蓋低壓鑄造內(nèi)澆道設(shè)計
   
低壓鑄造是介于重力鑄造和壓力鑄造之間的一種鑄造方法。它是利用氣體壓力或電磁力將金屬液壓入鑄型，并使鑄件在一定壓力下結(jié)晶凝固的一種特種鑄造方法。低壓鑄造可大大提高鑄件的補縮效果，鑄件的組織均勻致密，力學(xué)性能比一般重力鑄造鑄件高。因而有杉低壓鑄造方法可以獲得比一般重力鑄造質(zhì)量更高的鑄件和一般重力鑄造所難以成形的薄壁復(fù)雜鑄件。
低壓鑄造凝固過程中，應(yīng)當使鑄件自遠離內(nèi)澆道的部位到內(nèi)澆道實現(xiàn)順序凝固，使鑄件能通過澆道得到補縮。因此低壓鑄造內(nèi)澆道在起導(dǎo)入金屬液的水力學(xué)作用同時，還起著重要的補縮鑄件的熱力學(xué)作用。低壓鑄造中要求澆注系統(tǒng)能使合金液充型平穩(wěn)，能去除合金液中的夾雜物，有利于鑄型排氣，不產(chǎn)生二次氧化夾雜，而且還要求澆注系統(tǒng)特別是內(nèi)澆道滿足鑄件的調(diào)節(jié)凝固順序和補縮的要求。因此低壓鑄造澆注系統(tǒng)的合理設(shè)計對于獲得高質(zhì)量的汽車缸蓋起著至關(guān)重要的作用。
1汽車缸蓋零件情況概述
本文研究的零件為轎車四缸發(fā)動機鋁合金缸蓋，該零件尺寸較大，形狀復(fù)雜，壁厚不均，要求較高，零件內(nèi)部不允許有氣孔、縮孔、縮松等缺陷。在油池砂芯、水套砂芯和進排氣道砂芯之間呈對稱分布著主要的六個厚大熱節(jié)點，熱節(jié)圓直徑為24mm，如圖1。采用低壓鑄造時要獲得內(nèi)部質(zhì)量較好的鑄件有較大難度，容易在熱節(jié)處出現(xiàn)縮孔縮松缺陷，使鑄件油池腔或水冷腔在試壓時出現(xiàn)滲漏。
2缸蓋低壓鑄造內(nèi)澆道設(shè)計計算
2.1內(nèi)澆道滿足的水力學(xué)條件
合金液在澆注溫度下可視為牛頓液體，根據(jù)阿暫公式，內(nèi)澆道總截面積：
F內(nèi)=G/PVT充 (1)
式中：F內(nèi)為內(nèi)澆道總截面積(cm2)，G為鑄件重量(g)，P為合金液密度(g/ cm3)，V為內(nèi)澆道出口線速度(cm/s), T為充型時間(s)。
為保證內(nèi)澆道充填不出現(xiàn)紊流，必須限定內(nèi)澆道處線速度，有關(guān)資料和實踐采用V=150 cm/s，代入式(1)得
F內(nèi)=G/150PT充 (2)
充型時間T僅取決于合金液上升速度V升。合金液上升速度太快，會產(chǎn)生紊流，容易形成卷氣及氧化夾雜;合金液上升速度太慢，則容易造成冷隔、澆不足等缺陷。對于不同形狀的零件，具有不同的臨界最大上升速度V升max和臨界最小上升速度V升min。當實際上升速度處于二者之間即V升min≤V升≤V升max時，就能保證鑄件成形良好，合金液充型平穩(wěn)，減小鑄件冷隔、澆不足、卷氣、夾雜的傾向。
合金液的流態(tài)取決于雷諾數(shù)Re，在合金液充型流動過程中，要達到平穩(wěn)的層流態(tài)，不卷入氣體以及產(chǎn)生氧化夾雜，必須使合金液雷諾數(shù)Re不超過其臨界雷諾數(shù)——最大允許雷諾數(shù)Remax。
根據(jù)雷諾數(shù)的定義可得到合金液最大允許上升速度為：
V升max= Remaxη/400Rρ（3）
式中V升max為合金液最大允許上升速度（cm/s）；Remax為最大允許雷諾數(shù)；η為合金液動力粘度（mPa·s）；ρ為合金液密度（g/ cm3）；R為流場水力半徑（cm），R=A/L，A為過水斷面積（cm2），L為濕周長度（cm）。
從式（3）中可知當合金及澆注溫度確定后，合金液最大允許上升速度V升max取決于型腔結(jié)構(gòu)特性（水力半徑）。
當合金液上升速度V升≤V升max時，可使型腔內(nèi)液流處于非紊流態(tài)，而且V越小，液流越平穩(wěn)。但針對不同的零件結(jié)構(gòu)（壁厚、高度等）和澆注溫度，合金液上升速度要大于一定的速度值，即V升≥V升max時才能使零件良好充型。根據(jù)H.M.卡爾金公式：
V升max=0.22 √h/δin t澆/380 （4）
式中V升max為合金液最小允許上升速度（cm/s），h為鑄件充型方向高度（cm），δ為鑄件壁厚（cm），t澆為合金澆注溫度（℃）
因此，充型時間T（液體在型腔內(nèi)上升時間）由V升和零件高度h確定，即
T=h/V升 （5）
式中：T為充型時間（s）；h為鑄件充型方向高度（cm）；V升為合金液上升速度（cm/s），V升取值滿足V升min≤V升≤V升max。
2.2內(nèi)澆道滿足的傳熱學(xué)條件
低壓鑄造內(nèi)澆道更重要的是擔(dān)當鑄件補縮通道，調(diào)節(jié)鑄件凝固順序。自上而下的凝固順序，補縮通道的暢通是保證缸蓋鑄件壓力下結(jié)晶的關(guān)鍵。所以低壓鑄造內(nèi)澆道對保證鑄件質(zhì)量起著重要的熱力學(xué)作用。熱力學(xué)條件也就成了確定低壓鑄造內(nèi)澆道截面積的決定因素。在設(shè)計低壓鑄造內(nèi)澆道時，要根據(jù)零件的結(jié)構(gòu)、熱節(jié)點的分布確定內(nèi)澆道的大小、形式（集中式或分散式）和數(shù)量，對每一個內(nèi)澆道進行單獨計算。但同時內(nèi)澆道總截面積還須滿足水力學(xué)條件。
由于內(nèi)澆道補縮作用，在進行內(nèi)澆道熱力學(xué)條件計算時，可以用計算冒口截面積的方法如熱節(jié)圓法、模數(shù)法等來確定內(nèi)澆道截面積。但由于汽車缸蓋低壓鑄造中進排氣道、水套等采用砂芯成形，熱節(jié)點部分散熱面與砂芯接觸，而砂芯的導(dǎo)熱率、熱容量等熱物性參數(shù)與金屬型相差較大，因此采用熱節(jié)圓法設(shè)計的內(nèi)澆道結(jié)果不準確，補縮效果并不好。在計算內(nèi)澆道截面積時，需要將鑄件結(jié)構(gòu)、模具材料等影響因素進行綜合考慮，從而更好地調(diào)節(jié)鑄件凝固順序，提高內(nèi)澆道的補縮效果。
根據(jù)Chovrinov提出的平方根定律：
T=（M/K）2（6）
式中：T為凝固時間（s），M為模數(shù)（m），K為凝固系數(shù)。
K=k(t熔-t模) /[L+(t澆-t熔)C]p（7）
式中k為合金比熱系數(shù)，鋁合金取1:1；t熔為合金熔化溫度（K）；t模為模具平均溫度（K）；t澆為澆注溫度（K）；L為合金熔化潛熱（J/kg）;C為合金液熱容量[J/（kg·K）]；ρ為合金凝固后的密度(kg/m3)；b 為鑄型蓄熱系數(shù)[J/m2·K·s1/2]。
B=√λ型·C型·ρ型 （8）
式中λ型為鑄型導(dǎo)熱率[W/（M·k）]，C型為鑄型熱容量[J/（kg·K）]，ρ型為鑄型材料密度(kg/m3)。
低壓鑄造內(nèi)澆道在補縮過程中，合金液始終處于充滿狀態(tài)，假設(shè)內(nèi)澆道最終完全凝固，若合金液凝固收縮率為β，則根據(jù)式（6），此時鑄件和內(nèi)澆道的凝固時間分別為TC=1/K2C[(VC+βVc)/AC]2，TN=1/K2N[(VN+βVN)/AN]2。根據(jù)補縮條件，內(nèi)澆道凝固時間應(yīng)大于鑄件的凝固時間，即TN=δ2TC[，δ為安全系數(shù)，取1.0~1.2，則得到：
MN=δKN/KC·MC（9）
式中：MN為內(nèi)澆道模數(shù)（m）；MC為鑄件模數(shù)（m）；KC為鑄件凝固系數(shù)，KN為內(nèi)澆道凝固系數(shù)；δ為安全系數(shù)，取1.0~1.2。
若汽車缸蓋內(nèi)澆道設(shè)計為圓柱形，直徑為D，其散熱表面只有圓柱面，則可得到單個內(nèi)澆道直徑為：
D=4δKN/KC·MC（10）
汽車缸蓋內(nèi)腔采用砂芯成形，鑄件的凝固系數(shù)與內(nèi)澆道的凝固系數(shù)會有較大差別。由凝固系數(shù)K表達式知道鑄型蓄熱系數(shù)b是造成零件與內(nèi)澆道凝固系數(shù)K存在差別的原因。當設(shè)計n個大小相同的內(nèi)澆道時，內(nèi)澆道總截面積為：
F內(nèi)=4nπδ2b2N/b2C·M2C（11）
式中：n為內(nèi)澆道個數(shù)；δ為安全系數(shù)，取1.0~1.2；bc為鑄件模型的蓄熱系數(shù)[J/（m2·K·s1/2）]；bN為內(nèi)澆道模型的蓄熱系數(shù)[J/（m2·K·s1/2）]；MC為鑄件模數(shù)（m）。
為了提高內(nèi)澆道對熱節(jié)點的補縮效率和工藝出品率，還可以采用保溫套對內(nèi)澆道進行保溫?；谏鲜鲞\算，以內(nèi)澆道進行保溫時，則內(nèi)澆道模數(shù)將發(fā)生變化，假設(shè)材料保溫系數(shù)為a，取值為0.7，將其代入式（10）中，最終推導(dǎo)得到單個保溫內(nèi)澆道直徑和內(nèi)澆道總截面積分別為：
D‘=4aδKN/KC·MC（12）
F’內(nèi)=4aπδ2b2N/b2C·M2C（13）
而按照鑄型蓄熱系數(shù)的定義b=√λ型·C型·ρ型，在溫度、時間一定時，其受鑄型散熱面積大小的影響。因此我們在考慮金屬和砂芯復(fù)合鑄型的蓄熱系數(shù)時，可以按金屬型及砂芯的散熱面積比例計算一個綜合的蓄熱系數(shù)值，用這個綜合的蓄熱系數(shù)來計算鑄件和內(nèi)澆道的凝固系數(shù)。
對于單一的金屬型，則其蓄熱系數(shù)為：
b金=√λ金·C金·ρ金（14）
對于單一的砂型，則其蓄熱系數(shù)為：
b砂=√λ砂·C砂·ρ砂（15）
則對于散熱面積分別為S金和S砂的金屬型和砂芯的復(fù)合鑄型，蓄熱系數(shù)為：
bC=S砂/S砂+S金√λ砂·C砂·ρ砂+S金/ S金+ S砂√λ金·C金·ρ金（16）
計算出內(nèi)澆道總截面積后，利用水力學(xué)條件進行校核，F(xiàn)內(nèi)必須滿足式（2）。
根據(jù)零件熱節(jié)分布情況，缸蓋燃燒室一面的熱節(jié)附近設(shè)置4個圓形內(nèi)澆道，如果按照水力學(xué)條件及熱節(jié)圓法計算出單個內(nèi)澆道直徑為36mm；如果按本文上述的低壓鑄造內(nèi)澆道計算法，得到單個內(nèi)澆道直徑為50mm，或者內(nèi)澆道加保溫套，計算得直徑為35mm。
3 汽車缸蓋凝固模擬
對用熱節(jié)圓計算的內(nèi)澆道（簡稱方案一）和用本文提出的方法計算的內(nèi)澆道（簡稱方案二），用AnyCasting軟件進行凝固模擬，預(yù)測鑄件內(nèi)部縮孔縮松缺陷情況。
方案一的模擬結(jié)果見圖2。由圖2中可以看出，在內(nèi)澆道上方高亮度區(qū)域即鑄件厚大部位，同時也是最后凝固部位縮孔縮松傾向非常大。主要是因為鑄件內(nèi)部沒有形成順序凝固，補縮通道不暢通，厚大部位成為最后凝固的封閉區(qū)，得不到內(nèi)澆道內(nèi)鋁液補縮。
方案二的模擬結(jié)果見圖3。從圖中可以看出，內(nèi)澆道上方熱節(jié)點的縮孔縮松傾向已經(jīng)基本消失，熱節(jié)點得到了良好的補縮。說明本文提出的方法計算的內(nèi)澆道使溫度場建立了較好的溫度梯度，鑄件熱節(jié)點的弧立熔體封閉區(qū)消失，殘余熔體最終逐步推移到內(nèi)澆道處，實現(xiàn)了較好的順序凝固模式，補縮通道暢通?？梢妰?nèi)澆道對調(diào)節(jié)凝固順序和對熱節(jié)的補縮都起到了較好的作用。
4結(jié)論
（1）低壓鑄造的內(nèi)澆道對鑄件的補縮和調(diào)節(jié)凝固順序起著重要的作用。本文用平方根定律推導(dǎo)出的算法比熱節(jié)圓法更準確。該算法可推廣用于帶砂芯的相似零件低壓鑄造的內(nèi)澆道設(shè)計。
（2）采用本文計算法計算得到汽車缸蓋單個內(nèi)澆道直徑為50mm，或者35mm（內(nèi)澆道加保溫套）。并通過凝固模擬比較，證實了用本文提出的方法設(shè)計的內(nèi)澆道具有更好地調(diào)節(jié)鑄件凝固順序和補縮效果。
（3）零件存在較大的熱節(jié)點時，以熱節(jié)點的模數(shù)建立數(shù)學(xué)模型設(shè)計的內(nèi)澆道更能滿足補縮需要。

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