鋁合金汽車缸蓋低壓鑄造內(nèi)澆道設(shè)計(jì)
   
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(bǔ)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(dāng)使鑄件自遠(yuǎn)離內(nèi)澆道的部位到內(nèi)澆道實(shí)現(xiàn)順序凝固，使鑄件能通過澆道得到補(bǔ)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(shí)，還起著重要的補(bǔ)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(bǔ)縮的要求。因此低壓鑄造澆注系統(tǒng)的合理設(shè)計(jì)對(duì)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(dòng)機(jī)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(jìn)排氣道砂芯之間呈對(duì)稱分布著主要的六個(gè)厚大熱節(jié)點(diǎn)，熱節(jié)圓直徑為24mm，如圖1。采用低壓鑄造時(shí)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(shí)出現(xiàn)滲漏。
2缸蓋低壓鑄造內(nèi)澆道設(shè)計(jì)計(jì)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(shí)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(shí)踐采用V=150 cm/s，代入式(1)得
F內(nèi)=G/150PT充 (2)
充型時(shí)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(huì)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(duì)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(dāng)實(shí)際上升速度處于二者之間即V升min≤V升≤V升max時(shí)，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(dòng)過程中，要達(dá)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(dòng)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?dāng)嗝娣e（cm2），L為濕周長度（cm）。
從式（3）中可知當(dāng)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(dāng)合金液上升速度V升≤V升max時(shí)，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(duì)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(shí)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(shí)間T（液體在型腔內(nèi)上升時(shí)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(shí)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(dāng)鑄件補(bǔ)縮通道，調(diào)節(jié)鑄件凝固順序。自上而下的凝固順序，補(bǔ)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(duì)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(jì)低壓鑄造內(nèi)澆道時(shí)，要根據(jù)零件的結(jié)構(gòu)、熱節(jié)點(diǎn)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(duì)每一個(gè)內(nèi)澆道進(jìn)行單獨(dú)計(jì)算。但同時(shí)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(bǔ)縮作用，在進(jìn)行內(nèi)澆道熱力學(xué)條件計(jì)算時(shí)，可以用計(jì)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(jìn)排氣道、水套等采用砂芯成形，熱節(jié)點(diǎn)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(jì)的內(nèi)澆道結(jié)果不準(zhǔn)確，補(bǔ)縮效果并不好。在計(jì)算內(nèi)澆道截面積時(shí)，需要將鑄件結(jié)構(gòu)、模具材料等影響因素進(jìn)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(bǔ)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(shí)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(bǔ)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(shí)鑄件和內(nèi)澆道的凝固時(shí)間分別為TC=1/K2C[(VC+βVc)/AC]2，TN=1/K2N[(VN+βVN)/AN]2。根據(jù)補(bǔ)縮條件，內(nèi)澆道凝固時(shí)間應(yīng)大于鑄件的凝固時(shí)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(jì)為圓柱形，直徑為D，其散熱表面只有圓柱面，則可得到單個(gè)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(huì)有較大差別。由凝固系數(shù)K表達(dá)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(dāng)設(shè)計(jì)n個(gè)大小相同的內(nèi)澆道時(shí)，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(gè)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(duì)熱節(jié)點(diǎn)的補(bǔ)縮效率和工藝出品率，還可以采用保溫套對(duì)內(nèi)澆道進(jìn)行保溫?；谏鲜鲞\(yùn)算，以內(nèi)澆道進(jìn)行保溫時(shí)，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(gè)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(shí)間一定時(shí)，其受鑄型散熱面積大小的影響。因此我們?cè)诳紤]金屬和砂芯復(fù)合鑄型的蓄熱系數(shù)時(shí)，可以按金屬型及砂芯的散熱面積比例計(jì)算一個(gè)綜合的蓄熱系數(shù)值，用這個(gè)綜合的蓄熱系數(shù)來計(jì)算鑄件和內(nèi)澆道的凝固系數(shù)。
對(duì)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(duì)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(duì)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(jì)算出內(nèi)澆道總截面積后，利用水力學(xué)條件進(jìn)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(gè)圓形內(nèi)澆道，如果按照水力學(xué)條件及熱節(jié)圓法計(jì)算出單個(gè)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(jì)算法，得到單個(gè)內(nèi)澆道直徑為50mm，或者內(nèi)澆道加保溫套，計(jì)算得直徑為35mm。
3 汽車缸蓋凝固模擬
對(duì)用熱節(jié)圓計(jì)算的內(nèi)澆道（簡稱方案一）和用本文提出的方法計(jì)算的內(nèi)澆道（簡稱方案二），用AnyCasting軟件進(jìn)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(shí)也是最后凝固部位縮孔縮松傾向非常大。主要是因?yàn)殍T件內(nèi)部沒有形成順序凝固，補(bǔ)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(bǔ)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(diǎn)的縮孔縮松傾向已經(jīng)基本消失，熱節(jié)點(diǎn)得到了良好的補(bǔ)縮。說明本文提出的方法計(jì)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(diǎn)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(shí)現(xiàn)了較好的順序凝固模式，補(bǔ)縮通道暢通。可見內(nèi)澆道對(duì)調(diào)節(jié)凝固順序和對(duì)熱節(jié)的補(bǔ)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(duì)鑄件的補(bǔ)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(zhǔn)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(jì)。
（2）采用本文計(jì)算法計(jì)算得到汽車缸蓋單個(gè)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(shí)了用本文提出的方法設(shè)計(jì)的內(nèi)澆道具有更好地調(diào)節(jié)鑄件凝固順序和補(bǔ)縮效果。
（3）零件存在較大的熱節(jié)點(diǎn)時(shí)，以熱節(jié)點(diǎn)的模數(shù)建立數(shù)學(xué)模型設(shè)計(jì)的內(nèi)澆道更能滿足補(bǔ)縮需要。

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