執(zhí)手多型腔壓鑄工藝優(yōu)化

陳璇，楊程，張金虎，謝曉東

執(zhí)手多型腔壓鑄工藝優(yōu)化

陳璇1，楊程1，張金虎1，謝曉東2

（1.西安建筑科技大學(xué) 冶金工程學(xué)院，西安 710055；2.廣東合和建筑五金制品有限公司，廣東 佛山 528100）

研究適用于執(zhí)手產(chǎn)品穩(wěn)定生產(chǎn)的澆注方案及其工藝參數(shù)。采用控制變量法，以模具型腔表面熱集中區(qū)域的等效應(yīng)力為指標(biāo)，分別分析兩種澆注方案在不同壓射比壓、壓射速度和澆注溫度下的型腔表面穩(wěn)定性，通過正交試驗(yàn)優(yōu)化工藝參數(shù)，并對(duì)執(zhí)手產(chǎn)品進(jìn)行生產(chǎn)驗(yàn)證。當(dāng)模具達(dá)到熱平衡狀態(tài)后，階梯式澆注方案在各組工藝參數(shù)下的等效應(yīng)力均小于分散式澆注，對(duì)階梯式澆注方案的工藝參數(shù)進(jìn)行正交試驗(yàn)優(yōu)化，發(fā)現(xiàn)工藝參數(shù)對(duì)型腔表面穩(wěn)定性的影響程度從大到小依次是壓射比壓、澆注溫度、壓射速度。正交試驗(yàn)優(yōu)化后的結(jié)果為111，即壓射比壓10 MPa、壓射速度5 m/s、澆注溫度640 ℃。選擇優(yōu)化后的工藝參數(shù)進(jìn)行執(zhí)手生產(chǎn)，得到的執(zhí)手產(chǎn)品外形輪廓清晰，且無縮孔缺陷。執(zhí)手產(chǎn)品階梯式澆注在各組工藝參數(shù)下的型腔表面穩(wěn)定性均優(yōu)于分散式澆注。階梯式澆注工藝參數(shù)優(yōu)化后試生產(chǎn)得到的產(chǎn)品質(zhì)量良好，確定為執(zhí)手產(chǎn)品最終的生產(chǎn)方案。

執(zhí)手產(chǎn)品；等效應(yīng)力；最大變形量；澆注方案；正交試驗(yàn)

壓鑄工藝因具有產(chǎn)品精度好、生產(chǎn)效率高、成本低及節(jié)能環(huán)保的突出優(yōu)勢(shì)[1-4]，在汽車、電子、建筑、航空航天等領(lǐng)域都得到了廣泛應(yīng)用[5-7]。然而，壓鑄模具工作環(huán)境惡劣，壓鑄生產(chǎn)時(shí)模具型腔表面除了受高溫金屬液沖刷外，還受到合模、開模時(shí)的機(jī)械應(yīng)力，多次循環(huán)生產(chǎn)后會(huì)造成模具型腔表面應(yīng)力分布不均、模具局部區(qū)域壽命短和產(chǎn)品質(zhì)量低下等問題[8-10]。

實(shí)際生產(chǎn)中，壓鑄件的成形過程發(fā)生在密閉的鑄型內(nèi)部，難以直接觀察分析[11-12]。為解決此類問題，采用的方法主要是利用CAE軟件對(duì)壓鑄工程進(jìn)行分析[13-14]，從而確定合理的澆注方案與工藝參數(shù)。孟昭昕等[15]通過對(duì)壓鑄產(chǎn)品閥體的卷氣現(xiàn)象進(jìn)行模擬分析，發(fā)現(xiàn)內(nèi)澆口尺寸大小和壓鑄工藝參數(shù)均會(huì)對(duì)壓鑄件的卷氣現(xiàn)象產(chǎn)生影響，且內(nèi)澆口尺寸大小的影響程度大于工藝參數(shù)。陳世軍等[16]利用Ansys有限元軟件對(duì)大型半開放式壓鑄件進(jìn)行了熱應(yīng)力場(chǎng)分析，發(fā)現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象主要發(fā)生在凹槽側(cè)面上邊沿，產(chǎn)品裂紋區(qū)域與模擬區(qū)域相吻合。周濤等[17]利用ProCAST對(duì)某凸輪軸蓋的澆注方案進(jìn)行了分析，研究發(fā)現(xiàn)，去除一個(gè)溢流槽的方案可明顯縮短凝固時(shí)間。王磊等[18]運(yùn)用ProCAST對(duì)一模多腔小型支架的澆注方案進(jìn)行了仿真優(yōu)化，結(jié)果表明，采用CAE分析軟件可以實(shí)現(xiàn)產(chǎn)品多腔的流動(dòng)平衡，縮短一模多腔模具的開發(fā)周期。張雅晴等[19]運(yùn)用ProCAST對(duì)鋁合金端蓋壓鑄工藝進(jìn)行了模擬，設(shè)計(jì)了不同的澆注方案，在優(yōu)化工藝方案的基礎(chǔ)上添加冒口，縮孔縮松體積由75.23 cm3降低到68.96 cm3。然而，目前壓鑄工程中僅靠設(shè)計(jì)師的經(jīng)驗(yàn)依舊難以獲得合理的澆注方案和工藝參數(shù)，而且還會(huì)造成較高的生產(chǎn)成本和較長(zhǎng)的交貨周期，所以利用有限元軟件對(duì)執(zhí)手產(chǎn)品進(jìn)行壓鑄工藝優(yōu)化設(shè)計(jì)是十分必要的。

從控制模具型腔表面尺寸穩(wěn)定性的角度出發(fā)，文中設(shè)計(jì)兩種執(zhí)手產(chǎn)品的澆注方案，利用有限元軟件和控制變量法分析不同工藝參數(shù)對(duì)兩種澆注方案等效應(yīng)力的影響，確定執(zhí)手產(chǎn)品合理的澆注方案，進(jìn)而優(yōu)化工藝參數(shù)，改善產(chǎn)品質(zhì)量。

1 產(chǎn)品結(jié)構(gòu)分析

執(zhí)手大量用于汽車、建筑等行業(yè)中，需要大批量生產(chǎn)。產(chǎn)品材料為鋁合金ZL102，如圖1所示，執(zhí)手產(chǎn)品長(zhǎng)度為134.4 mm，高度為47 mm，其尾部存在深度為27.5 mm的臺(tái)階孔，且厚度較大，是執(zhí)手產(chǎn)品缺料和拉傷產(chǎn)生的主要區(qū)域，如圖2所示。由于執(zhí)手產(chǎn)品為外觀件且在使用過程中需要承受一定的扭矩，不僅要求其內(nèi)部組織沒有縮孔，還要求其表面光潔、輪廓清晰，沒有表面氣孔、拉傷等缺陷。已有研究表明，壓鑄產(chǎn)品的表面質(zhì)量與其模具型腔表面的穩(wěn)定性密不可分[20-21]，因此，保證執(zhí)手產(chǎn)品穩(wěn)定生產(chǎn)的關(guān)鍵是控制模具型腔表面尺寸的穩(wěn)定性。

圖1 執(zhí)手結(jié)構(gòu)（單位：mm）

圖2 執(zhí)手產(chǎn)品缺陷

2 有限元模型建立

2.1 數(shù)學(xué)模型建立

根據(jù)執(zhí)手結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和在生產(chǎn)過程中存在的缺陷，設(shè)計(jì)了兩種一模六腔呈對(duì)稱分布的執(zhí)手產(chǎn)品的澆注方案，如圖3所示，分別為分散式澆注方案（方案A）和階梯式澆注方案（方案B）。其中，根據(jù)澆注系統(tǒng)設(shè)計(jì)理論[22]，確定執(zhí)手產(chǎn)品兩種澆注系統(tǒng)的內(nèi)澆口截面積為25.00 mm2，內(nèi)澆口厚度為2.00 mm，橫澆道截面積為100.00 mm2，橫澆道厚度為10.00 mm，單個(gè)溢流槽體積為9 500.00 mm3。

根據(jù)兩種執(zhí)手產(chǎn)品澆注方案完成執(zhí)手模具設(shè)計(jì)，其中，模具共設(shè)計(jì)7條冷卻水通道，動(dòng)模和定模冷卻通道分別為3條和4條，如圖4所示，冷卻通道直徑為8.0 mm，長(zhǎng)度為340.0 mm。為提高計(jì)算效率，取模具和執(zhí)手產(chǎn)品的1/2進(jìn)行模擬，以四面體為主導(dǎo)的方式進(jìn)行有限元網(wǎng)格劃分，幾何體網(wǎng)格尺寸為4 mm，網(wǎng)格質(zhì)量?jī)?yōu)異。根據(jù)執(zhí)手產(chǎn)品實(shí)際生產(chǎn)的壓鑄節(jié)奏，設(shè)置單次循環(huán)時(shí)間為28 s，其中壓鑄時(shí)間（由慢壓射時(shí)間、快壓射時(shí)間和持壓時(shí)間組成）為8 s，開模時(shí)間6 s，取件時(shí)間2 s，噴涂時(shí)間4 s，合模和等待下次壓鑄時(shí)間為8 s，共計(jì)模擬20個(gè)循環(huán)周期。

圖3 執(zhí)手產(chǎn)品澆注系統(tǒng)

圖4 執(zhí)手壓鑄模具有限元模型

2.2 邊界條件

壓鑄循環(huán)過程中，模具吸收的熱量來源于澆注的高溫金屬液，而其散熱方式主要是通過向環(huán)境和循環(huán)冷卻水散熱，模具熱傳遞的主要邊界條件有模具–金屬液、模具–模具、模具–環(huán)境。對(duì)于傳熱接觸面的傳熱系數(shù)可用式（1）進(jìn)行計(jì)算[23]。

模擬過程綜合考慮壓鑄工藝參數(shù)與冷卻水對(duì)模具循環(huán)過程中溫度梯度的影響，初始?jí)鸿T工藝參數(shù)設(shè)置為：壓射比壓10 MPa、壓射速度5 m/s、金屬液澆注溫度680 ℃、模具初始溫度30 ℃、冷卻水溫度15 ℃。模具與模具界面熱交換系數(shù)為1 500 W/（m2·K），模具與空氣界面的熱交換系數(shù)為10 W/（m2·K），模具與金屬液界面的熱交換系數(shù)為4 000 W/（m2·K），模具與冷卻水界面的換熱系數(shù)為5 000 W/（m2·K）。

3 模擬結(jié)果分析

3.1 分析區(qū)域選擇

壓鑄過程中，合理的澆注方案是避免金屬液對(duì)模具形成較高熱沖擊的重要措施，模具材料過熱或局部不均勻的壓力均會(huì)對(duì)壓鑄產(chǎn)品質(zhì)量和模具造成影響，通過對(duì)兩種澆注方案進(jìn)行模擬，發(fā)現(xiàn)壓鑄模具型腔表面溫度集中區(qū)域主要分布在澆注系統(tǒng)尾部的臺(tái)階孔位置，如圖6所示，此區(qū)域與實(shí)際生產(chǎn)中執(zhí)手產(chǎn)品易出現(xiàn)缺陷的區(qū)域相吻合。因此，選擇此區(qū)域作為分析區(qū)域。

3.2 兩種澆注方案合理性分析

在執(zhí)手產(chǎn)品的生產(chǎn)過程中，對(duì)壓鑄模具溫度場(chǎng)的調(diào)節(jié)是控制壓鑄產(chǎn)品質(zhì)量和生產(chǎn)效率的主要方法之一，模具材料H13鋼從較低的溫度1升溫到較高的2，在各個(gè)方向的熱膨脹可用式（3）進(jìn)行計(jì)算[25]。

圖5 合金及模具材料熱物性參數(shù)曲線

圖6 執(zhí)手產(chǎn)品溫度集中區(qū)域

圖7是壓鑄模具熱循環(huán)過程中應(yīng)力應(yīng)變變化示意圖。從圖7中可以看出，在第一次循環(huán)過程中，點(diǎn)是壓鑄開始時(shí)的狀態(tài)，此時(shí)模具溫度為1，熱應(yīng)力為0。高溫金屬液進(jìn)入模具型腔之后，開始發(fā)生劇烈的傳熱過程，溫度變化為1→2。此時(shí)表面的壓應(yīng)力從0→→，曲線在點(diǎn)與一定溫度下的屈服強(qiáng)度曲線相交，然后沿著屈服強(qiáng)度曲線變化到點(diǎn)，這個(gè)過程產(chǎn)生的壓縮塑性應(yīng)變表示為式（4）[26]。

在模具冷卻過程中，溫度變化為21，其在圖7中相應(yīng)的應(yīng)力變化路徑為：→→，這個(gè)過程產(chǎn)生的拉伸塑性應(yīng)變表示為式（5）[26]。

圖7 熱循環(huán)過程中應(yīng)力和應(yīng)變的變化

之后進(jìn)行第二次壓鑄循環(huán)，模具初始應(yīng)力不為0，溫度從1→2的過程中，應(yīng)力路徑變成了→→，在此之后的壓鑄循環(huán)中就變成了→→→→，這種原因造成的失效占70%[26]。由式（3）—（5）可知，壓鑄模具型腔表面熱應(yīng)力的產(chǎn)生主要是由模具內(nèi)部的溫度梯度造成的，在對(duì)模具型腔表面熱集中區(qū)域進(jìn)行熱應(yīng)力計(jì)算時(shí)，熱應(yīng)力的分析必須建立在壓鑄模具達(dá)到熱平衡狀態(tài)的基礎(chǔ)上。圖8即為20次循環(huán)過程中2種澆注方案在熱集中區(qū)域的溫度–時(shí)間變化曲線，從圖8中可以看出，2種澆注方案均在20個(gè)循環(huán)內(nèi)達(dá)到熱平衡狀態(tài)。因此，選取第20個(gè)熱平衡曲線的溫度場(chǎng)作為執(zhí)手壓鑄模具熱應(yīng)力計(jì)算的初始條件進(jìn)行分析。

圖8 2種澆注方案溫度–時(shí)間曲線

為確保結(jié)果的可靠性，以模具型腔表面熱集中區(qū)域的等效應(yīng)力為指標(biāo)，利用控制變量法分別在：10、15、20、25 MPa的壓射比壓，5 m/s和680 ℃的壓射速度和澆注溫度；5、10、15、20 m/s的壓射速度，10 MPa和680 ℃的壓射比壓和澆注溫度；640、660、680、700 ℃的澆注溫度，10 MPa和5 m/s的壓射比壓和壓射速度下，分析2種澆注方案在熱平衡狀態(tài)下模具型腔表面尺寸的穩(wěn)定性。

圖9是2種澆注方案熱集中區(qū)域在不同工藝參數(shù)下等效應(yīng)力與最大變形量的變化趨勢(shì)。從圖9中可以看出，當(dāng)壓鑄模具到達(dá)熱平衡狀態(tài)后，在不同壓射比壓下，方案A和方案B等效應(yīng)力分別在454～474 MPa、448～466 MPa之間，模具型腔表面的等效應(yīng)力隨著壓射比壓的增加逐漸增大，壓射比壓為20 MPa時(shí)等效應(yīng)力達(dá)到最大，方案A等效應(yīng)力可達(dá)到474 MPa，最大變形量為0.080 mm，方案B等效應(yīng)力可達(dá)到466 MPa，最大變形量為0.075 mm。在不同壓射速度下，方案A和方案B等效應(yīng)力分別在454～455 MPa、447～448 MPa之間，模具型腔表面的等效應(yīng)力基本保持不變，最大變形量呈現(xiàn)出震蕩式變化。在不同澆注溫度下，方案A和方案B等效應(yīng)力分別在445～463 MPa、438～454 MPa之間，兩種澆注方案型腔表面的等效應(yīng)力隨著澆注溫度的增加逐漸增大，金屬液澆注溫度為700 ℃時(shí)等效應(yīng)力達(dá)到最大，方案A等效應(yīng)力和最大變形量分別為463 MPa、0.081 mm，方案B等效應(yīng)力和最大變形量分別為454 MPa、0.075 mm。在各組工藝參數(shù)的對(duì)比下，方案B模具型腔表面熱集中區(qū)域的等效應(yīng)力與最大變形量均小于方案A，所以選取方案B為最終的澆注方案。

3.3 壓鑄工藝參數(shù)的選擇

通過以上研究，選擇澆注方案B進(jìn)行壓鑄工藝參數(shù)優(yōu)化，對(duì)執(zhí)手產(chǎn)品壓鑄過程來說，影響模具等效應(yīng)力與最大變形量的工藝參數(shù)主要有壓射比壓、壓射速度和澆注溫度。因此，以壓射比壓、壓射速度、澆注溫度為因素，模具型腔表面熱集中區(qū)域的等效應(yīng)力與最大變形量為指標(biāo)，建立三因素四水平正交試驗(yàn)，表1為因素水平。

表1 正交試驗(yàn)因素水平

Tab.1 Factor level of orthogonal test

表2 正交試驗(yàn)極差分析

Tab.2 Range analysis of orthogonal test

根據(jù)表2繪制的3種因素水平對(duì)等效應(yīng)力的影響趨勢(shì)如圖10所示。從圖10中可以看出，隨著壓射比壓和金屬液澆注溫度的提高，等效應(yīng)力呈現(xiàn)出逐漸增大的趨勢(shì)，原因是在壓射比壓和金屬液澆注溫度增大的過程中，鑄件自身所帶的熱量逐漸增多，模具型腔表面溫度變化幅度增大。隨著壓射速度的增大，等效應(yīng)力基本保持不變，原因是金屬液在模具型腔內(nèi)部填充時(shí)間短，金屬液與模具之間熱交換迅速，模具溫度變化幅度較小。在工藝參數(shù)選擇時(shí)，既要考慮壓鑄產(chǎn)品充型和凝固過程中溫度場(chǎng)的變化，也要考慮冷卻過程中模具溫度分布不均和冷卻引起的殘余應(yīng)力造成產(chǎn)品變形和翹曲的現(xiàn)象。綜合考慮模擬結(jié)果，確定111為最佳工藝參數(shù)，即壓射比壓10 MPa、壓射速度5 m/s、澆注溫度640 ℃。

圖10 等效應(yīng)力的影響趨勢(shì)

4 生產(chǎn)試驗(yàn)驗(yàn)證

根據(jù)上述模擬得到的結(jié)果，選擇HDC400臥式冷室壓鑄機(jī)，采用階梯式澆注方案和優(yōu)化后的工藝參數(shù)進(jìn)行實(shí)際生產(chǎn)，并統(tǒng)計(jì)優(yōu)化后執(zhí)手模具在服役過程中的壽命。結(jié)果表明，優(yōu)化后的執(zhí)手模具平均壽命在80 000次左右，明顯高于優(yōu)化前的50 000～60 000次，對(duì)壓鑄后期生產(chǎn)的執(zhí)手產(chǎn)品進(jìn)行外觀形貌檢查，如圖11所示，得到的執(zhí)手產(chǎn)品外形輪廓清晰，表面光潔，且其尾部臺(tái)階孔區(qū)域產(chǎn)品質(zhì)量良好，未見拉傷、缺料等壓鑄缺陷。

對(duì)壓鑄后期執(zhí)手產(chǎn)品進(jìn)行金相組織檢查。因?yàn)樵诔湫湍痰倪^程中，執(zhí)手產(chǎn)品臺(tái)階孔區(qū)域較厚，冷卻速度相對(duì)較慢，且得不到周圍金屬液的補(bǔ)縮，容易產(chǎn)生縮孔缺陷，因此，對(duì)優(yōu)化后的執(zhí)手產(chǎn)品臺(tái)階孔區(qū)域進(jìn)行切割，利用顯微鏡對(duì)其進(jìn)行金相分析，如圖12所示，可見優(yōu)化后鑄件臺(tái)階孔區(qū)域組織均勻連續(xù)，未發(fā)現(xiàn)縮孔縮松，內(nèi)部質(zhì)量符合要求。

圖11 執(zhí)手產(chǎn)品實(shí)物

圖12 優(yōu)化后臺(tái)階孔區(qū)域內(nèi)部形貌

5 結(jié)論

1）壓鑄模具熱平衡狀態(tài)下，兩種澆注方案在熱集中區(qū)域的等效應(yīng)力隨壓射比壓與澆注溫度的增加而增大，隨壓射速度的增加保持不變。階梯式澆注方案在各組工藝參數(shù)下的等效應(yīng)力均小于分散式澆注方案，選取階梯式澆注為執(zhí)手產(chǎn)品的澆注方案。

2）通過正交試驗(yàn)優(yōu)化階梯式澆注方案的工藝參數(shù)，發(fā)現(xiàn)工藝參數(shù)對(duì)模具型腔表面穩(wěn)定性的影響程度從大到小依次是壓射比壓、澆注溫度、壓射速度，正交試驗(yàn)優(yōu)化后的結(jié)果為111，即壓射比壓10 MPa、壓射速度5 m/s、澆注溫度640 ℃。

3）選擇階梯式澆注方案和優(yōu)化后的工藝參數(shù)進(jìn)行執(zhí)手生產(chǎn)，得到的執(zhí)手產(chǎn)品外形輪廓清晰，內(nèi)部組織無縮孔缺陷，且執(zhí)手模具壽命明顯得到改善，確定階梯式澆注和優(yōu)化后的工藝參數(shù)作為執(zhí)手產(chǎn)品最終的生產(chǎn)方案。

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Optimization of Multi-cavity Die Casting Process for Handle

CHEN Xuan1, YANG Cheng1, ZHANG Jin-hu1, XIE Xiao-dong2

(1. School of Metallurgical Engineering, Xi'an University of Architectural Science and Technology, Xi'an 710055, China; 2. Guangdong Hehe Construction Hardware Manufacturing Co., Ltd., Guangdong Foshan 528100, China)

The work aims to study the casting scheme and process parameters suitable for stable production of handle.With the equivalent stress of the heat concentration area on the surface of the die cavity as the index, the control variable method was used to analyze the stability of the cavity surface by two casting schemes under the conditions of different specific injection pressure, injection speed and casting temperature. The process parameters were optimized by orthogonal test, and the handle was verified in production. When the die reached heat balance state, the equivalent stress of step casting scheme under each group of process parameters was less than that of dispersed casting. The process parameters of step casting scheme were optimized by orthogonal test and it was found that the effect degree of process parameters on the surface stability of cavity was specific injection pressure, casting temperature and injection speed in descending order. The result optimized by orthogonal test was111, i.e. specific injection pressure of 10 MPa, injection speed of 5 m/s and casting temperature of 640 ℃. The optimized process parameters were selected for production of handle, and the shape of the handle was clear without defects such as shrinkage cavity. The cavity surface stability of step casting is better than that of dispersed casting. After the step casting process parameters are optimized, the product obtained from trial production has good quality, so the step casting is determined as the final production scheme of the handle.

handle; equivalent stress; maximum deformation; casting scheme; orthogonal test

10.3969/j.issn.1674-6457.2023.01.004

TG292

A

1674-6457(2023)01-0025-09

2022–01–10

2022-01-10

國(guó)家自然科學(xué)基金（51874226）；陜西省重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃（2018ZDXM–GY–120）

National Natural Science Foundation of China (51874226); Key R&D projects in Shaanxi Province (2018ZDXM-GY-120)

陳璇（1996—），男，碩士生，主要研究方向?yàn)檩p合金成形工藝。

CHEN Xuan (1996-), Male, Postgraduate, Research focus: light alloy forming process.

楊程（1976—），男，博士，副教授，主要研究方向?yàn)橄冗M(jìn)制造工藝與裝備。

YANG Cheng (1976-), Male, Doctor, Associate professor, Research focus: advanced manufacturing technology and equipment.

陳璇, 楊程, 張金虎, 等. 執(zhí)手多型腔壓鑄工藝優(yōu)化[J]. 精密成形工程, 2023, 15(1): 25-33.

CHEN Xuan, YANG Cheng, ZHANG Jin-hu, et al. Optimization of Multi-cavity Die Casting Process for Handle[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2023, 15(1): 25-33.