原標題：鑄件優化！基于數值模擬的正時鏈蓋壓鑄工藝研究

汽車發動機正時鏈蓋采用鋁合金高壓鑄造生產，安裝在發動機側面，是發動機正時齒輪及鏈條保護罩。汽車零部件輕量化一直是汽車零部件研發的方向和目標，因此鋁合金高壓鑄造零件也趨向于形狀復雜的薄壁件。由于正時鏈蓋結構、形狀的特殊性，同時產品的尺寸、性能、表面質量都有很高的要求，給鑄造工藝帶來很大的難度。因此在開發前期，借助AnyCasting軟件對不同結構的澆注系統進行數值模擬分析，可以快速確定合理的工藝方案，降低模具開發的成本和時間。

圖文結果

圖1為一款新研發的正時鏈蓋3D圖。從外形來看該零件呈羊角狀，中間鏤空區域較大，薄壁處設計有加強筋，周邊有不規則的窄條密封面。鑄件外形輪廓尺寸為590 mm×356 mm×46 mm，質量為2.135 kg，鑄件中部一般壁厚為2 mm。鑄件材質為ADC12合金，密封性能要求在100 kPa壓力下，允許泄漏量最大為10 mL/min。由于正時鏈蓋安裝在發動機側面，又是外觀件，鑄件不允許有流痕、冷隔等表面缺陷。

對正時鏈蓋的壁厚和起模斜度進行分析，見圖2。鑄件中間壁厚為2 mm，邊緣最大壁厚為21.9 mm；起模斜度≥1.5°，滿足工藝要求。依據鑄件起模角確定分型線，主分型面選擇在鑄件最大輪廓處，為平面分型面，局部異形按分型線形狀設計局部分型面，因鑄件無側向抽芯和凹陷，所以無需設置側抽分型面。

內澆口的位置設計是澆注系統設計的關鍵，內澆口一般設計在分型面上鑄件厚壁區域，有利于壓射壓力的傳遞，此正時鏈蓋的內澆口可以布置在外邊緣的厚壁處。為防止內澆口沖擊型芯，鑄件適合采用多股分支澆道分區域充填。

圖1 正時鏈蓋3D圖

圖2 鑄件分型面的確定

鑄件投影面積為980 cm2，澆注系統投影面積取鑄件投影面積的30%，總投影面積約1 274 cm2。由于鑄件屬于薄壁密封件，壓射比壓選擇100 MPa，安全系數取1.2，經計算選擇16 000 kN壓鑄機。

依據鑄件壁厚和結構特點，內澆口填充速度選擇50 m/s，填充時間選擇0.03 s，經計算內澆口的截面積為658 mm2。壓室直徑選擇?105 mm，經計算壓射沖頭快壓射速度為3.8 m/s。

臥式冷室壓鑄機常用的澆注系統形式見圖3。橫向澆注系統澆注過程平穩可控，適用于多數零件。縱向澆注系統適用于零件結構復雜或特殊零件，尤其是圖3c和圖3d兩種結構，因其澆道的結構形式導致內澆口高度不一致，初始的鑄造工藝的調整過程復雜，因此在方案確定前需進行數值模擬以確定其工藝的可行性。

正時鏈蓋因其結構的特殊性和復雜性，在設計階段初選圖3a和圖3c兩種澆注系統方案，見圖4。橫向澆道從正時鏈蓋一側進入，另外3側開集渣包和排氣道；縱向澆道布置是將零件不規則的“羊角”形向上，澆道從鑄件雙側進行填充，填充末端上下兩側設置集渣包。利用AnyCasting軟件對其填充、排氣、凝固、溫度等過程進行分析，確定最優的工藝方案。

圖3 臥式壓鑄件常用澆注系統結構
1.鑄件        2.澆道

圖4 含澆注系統正時鏈蓋結構圖
1.澆道   2.鑄件   3.集渣包

使用AnyCasting軟件進行模流分析前，需將原3D文件中的建模實體輸出STL格式導入模擬軟件中，然后進行可變網格的劃分。劃分網格時， 確保X、Y、Z 3個方向上零件每一個截面至少有3層網格，包括內澆口和溢流槽，劃分有足夠的網格才能保證模擬計算的準確性。正時鏈蓋自動劃分網格最小尺寸設定為1，最大尺寸比率設定為2；自動過渡光滑因子為1.1，最大尺寸比率設置為3。橫向澆道共劃分網格567萬個，縱向澆道劃分網格482萬個。

正時鏈蓋材質選擇ADC12合金，液相線溫度為595 ℃，固相線溫度為540 ℃，設置澆注溫度為645 ℃，凝固收縮體積變化為7.14%；與鋁合金接觸的壓鑄型按設計要求選用進口熱作模具鋼W350。鑄件帶澆注系統總質量為4.77 kg，料缸直徑為?10 5mm，長度為780 mm，壓射沖頭一級壓射速度為0.15 m/s，二級快壓射速度為3.8 m/s。

正時鏈蓋按圖4a橫向單側澆注系統進行模擬分析，結果見圖5。可以看出：①填充過程較平穩，在填充時間為0.454 2 s開始進行高速切換，0.497 2 s時充型結束，鑄件充型時間為0.043 0 s。由于中間區域B壁厚薄，并且有許多空洞阻礙鋁液填充，同時增壓壓力難以通過B區傳遞到壁厚較大的C區，會造成遠離澆道的區域C產生冷隔、填充不良等鑄造缺陷。②對填充過程卷氣分析，鑄件型腔內無明顯的紊流和卷氣，填充末端卷氣部位合理布置溢流和排氣槽，能夠輔助末端氣體的排出。③充型過程中內澆口的速度不穩定，見圖5c，中間部位內澆口某定時瞬間速度大于80 m/s，會出現噴射流造成C區的填充不良，同時對模具沖刷嚴重，影響鑄件品質和模具壽命。④凝固過程中由于鑄件壁厚不均，中間壁厚薄（壁厚為2 mm），B區最先凝固，C區壁厚較厚（局部壁厚為21.9 mm）且遠離澆道，最后凝固，形成部分孤立液相區，會造成C區產生縮孔。

圖5 橫向單側填充數值模擬

根據對正時鏈蓋橫向澆注系統數值模擬的分析，該澆注系統在填充和凝固過程中會產生鑄造缺陷的風險很大，而且會降低模具使用壽命，此澆注系統不適合正時鏈蓋的壓鑄。

正時鏈蓋按圖4縱向雙側填充澆注系統進行模擬分析，結果見圖6。可以看出，①填充過程實現鑄件循序填充，在填充0.447 9 s開始進行高速切換，0.477 6 s充型結束，鑄件充型時間為0.029 7 s，能夠實現薄壁鑄件的快速填充；同時采用雙向填充，內澆口從兩側面厚壁處進入型腔，有利于壓射壓力的傳遞。②對填充過程卷氣分析，下側的分支澆道對應鑄件內部空腔，金屬液進入型腔后沖擊型腔壁，造成局部的紊流和卷氣，見圖6d；填充末端上側卷氣部位合理布置溢流和排氣槽，能夠輔助末端氣體的排出；下側卷氣部位無法設置排氣道。③充型過程中內澆口的速度較穩定，瞬間速度小于60 m/s，適合于鋁合金薄壁件的填充。④凝固過程中間薄壁區先凝固，兩側厚壁區后凝固，在凝固過程中兩側厚壁處通過內澆口增壓補縮，不存在孤立的液相區域，沒有產生縮孔的風險。

圖6 縱向雙側填充數值模擬

根據對正時鏈蓋縱向澆注系統數值模擬的分析，該澆注系統適合此鑄件，但卷氣過程分析存在問題，填充過程型腔中間有渦流卷氣，同時下側卷氣部位也無法開設排氣道，鑄件內部會產生氣孔缺陷，嚴重時會影響鑄件的密封性。進一步對縱向雙側澆注系統進行優化，見圖7。將下側金屬液匯流處的集渣包變更為分支澆道，加快該區域的充型速度，使整個充型過程更加平穩、順暢。根據金屬液的流向和卷氣位置，在中心通孔處增加兩處集渣包，改善卷氣狀態。優化后的澆注系統呈“U”形狀態填充，數值模擬見圖7，可見充型過程平穩、順序填充，排氣順暢；增加的兩處溢流槽在填充過程中起到了輔助排氣的作用。凝固分析不存在孤立的液相區域，沒有產生縮孔風險。通過溫度場分析，鑄件溫度場均衡，能夠大大降低鑄件溫度降低過程中產生縮孔和變形的風險。根據以上模擬分析的結果，縱向U形澆注系統方案適合該正時鏈蓋零件的壓鑄。

圖7 縱向U形填充數值模擬

圖8 正時鏈蓋零件

根據對正時鏈蓋縱向澆注系統數值模擬分析的結果，采用縱向U形澆注系統進行了新產品的模具開發和試制，使用16 000 kN壓鑄機，采用數值模擬優化的壓鑄參數：鑄造壓力為100 MPa， 慢壓射速度為0.15 m/s，快壓射速度為3.8 m/s，鑄件外觀無明顯的流痕、冷隔等鑄造缺陷。清理后的正時鏈蓋零件如圖8所示，對其進行X光探傷和密封測試，產品質量優良，OTS樣件一次通過。現已進入大批量生產，產品合格率在96%以上，質量高于同類產品。

《基于數值模擬的正時鏈蓋壓鑄工藝研究》
侯麗彬 姚金池 李晶
大連科技學院機械工程學院

本文轉載自：《特種鑄造及有色合金》雜志社