汽车铝合金发动机缸体压力铸造过程数值模拟

压力铸造是一种生产效率高，产品质量高、精度高的金属成型铸造方法。
本文以铝合金发动机缸体为研究对象，利用数值模拟软件ＰｒｏＣＡＳＴ，模拟缸体
压铸充型及凝固过程，确定合理的压铸工艺方案，以达到提高缸体铸件质量， 减少模具试制时间，指导实际生产的目的。 发动机缸体壁厚不均匀，结构不对称，铸造难度较大。本文首先根据缸体 结构特征，设计了浇注系统和溢流系统；根据压铸工艺及技术参数选择了
儿１１ １０Ｇ卧式冷室压铸机；并设计了两种不同浇注位置的工艺方案。利用
ＰｒｏＣＡＳＴ中的虚拟模具技术对方案进行模拟，对比两种方案形成缩松缩孔及卷 气倾向，选择了内浇口在缸体底部，且以４５０角切入的浇注位置。 然后，本文通过正交试验的方法研究了压射速度、浇注温度和模具预热温
度对铸件缩松缩孔缺陷的影响。研究表明：模具预热温度影响最大，压射速度 次之，浇注温度影响最小。压射速度为４．５ｍ／ｓ，浇注温度为６８０℃，模具预热
温度为２４０℃的压铸工艺，缸体的缩松缩孔倾向最小。另外，又比较了三种内 浇口面积为５７９ｍｍｚ，６００ｍｍ２及６２１ｍｍ２的工艺方案，分析得出内浇口面积为 ６２ｌｍｍ２的方案缺陷最少。 最后，本文设计了缸体压铸模具，提出了两种不同形式冷却水道方案，研
究了冷却水道对压铸模具热平衡及热应力的影响。研究表明：良好的冷却方式
可以做到将模具温度很好地控制在合理的范围内，且模具产生的热应力也可以 大大降低。 通过数值模拟方法，确定了合理的缸体压铸工艺：在缸体底面，以４５０切 入的内浇口位置，压射速度为４．５ｍ／ｓ，浇注温度为６８０℃，模具预热温度为２４０ ℃，内浇口面积为６２ｌｍｍ２，冷却方式为型芯处设置冷却水道的形式。这种压
铸工艺能减少缸体铸件裹气和缩松缩孔缺陷，延长模具的使用寿命。 关键词：发动机缸体；压力铸造；浇注位置；工艺参数；热平衡；热应力
第一章绪论
随着现代汽车工业的高速发展，减轻车重，提高材料的再利用，绿色制造 是汽车材料的发展重点。近年来，汽车轻量化对于汽车技术的发展起到了重要 作用。其显著效果有：节能效果明显，降低排放、减少环境污染，提高车身零 件的结构钢性和行驶性能、延长使用寿命。铝合金材料基于其优良的特性，密 度小、强度、刚度、抗疲劳性能等材料综合性能好，已大量应用在汽车轻量化
制造技术中。铝合金材料在汽车上的应用主要有车身板件、车身框架、轮毂、
发动机等。一般情况下，发动机约占整车重的１８％，发动机气缸体占整个发动 机重量的２５％左右，应用铸铝气缸体的汽车公司越来越多。
１．１ １．Ｉ．１
铝合金发动机缸体国内外发展状况
现代汽车发动机缸体的制造技术ｌ】Ｊ
扩大铝合金的应用是轿车工业的重要发展趋势，目前几乎全部轿车缸盖已
采用高强度铝合金生产，预计有更多的缸体也将采用铝合金生产。世界若干主 要的轿车制造厂各自所采用铸造技术，如压力铸造、中压铸造、低压铸造、金 属型铸造、Ｃｏｒｗｏｒｔｈ法、精确砂型铸造、实型铸造和湿型铸造，生产轿车用的 铝合金缸体和缸盖。 压力铸造的优点是能生产尺寸精度高、表面光洁度好、壁薄的铸件，德国 Ｄａｉｍｌｅｒ．Ｃｈｒｙｓｌｅｒ公司、法国Ｒｅｎａｕｌｔ公司等采用压力铸造生产铝缸体；日本Ｈｏｎｄａ 本田汽车公司及Ｔｏｕｋｅｉ公司分别研究新压铸法及中压压铸法用于生产铝缸体； 美国福特公司用低压压铸法生产铝缸盖，日本Ｔｏｙｏｔａ丰田公司采用类似于低压
铸造的真空吸铸法生产铝缸体；德国Ｄａｉｍｌｅ卜Ｃｈｒｙｓｌｅｒ公司有２台直径分别为１２
ｍ及１３ ｍ的１２工位转盘金型机，运用金属型铸造生产铝缸盖：Ｃｏｓｗｏｒｔｈ法最初 是用于一级方程式赛车发动机缸体、缸盖及航空铸件的小批量生产，８０年代中 期美国Ｆｏｒｄ汽车公司从英国引进这一技术，对其加以改造，使之适用于大批量 生产；在２００１年ＧＭ公司萨金诺铸造厂（ＳＭＣＯ）用实型铸造法生产了２８８０００件 铝缸体和２８８０００件铝缸盖；丹麦ＤＩＳＡ公司一直致力于开发利用湿型铸造法生产 铝缸体。 由于铝合金浇注温度低（７００℃上下），其铸件工艺是多样化的。对于一个 轿车制造厂来讲，选择适宜的铸造工艺是极为重要的。为此，必须对各种铸造 工艺产品品质的综合影响进行深入的研究和分析，才有可能做出正确的选择。
１．１．２
国外发展状况
气缸体是发动机里最重的零件，采用轻质的材料可以大幅度减轻发动机的
重量。压铸铝是首选的新型机体材料，如奔驰公司开发的微型轿车用ＯＭ６６０共
轨直喷柴油机（排量０．７９９Ｌ），采用Ａ１．Ｓｉ．Ｃｕ系列的ＧＤ．ＡｌＳｉ９Ｃｕ３压铸铝；日本 “丰田＂开发的ＳＵＶ车用ＡＺ系列汽油机（排量２．ＯＬ和２．４Ｌ）的机体也是用压铸 铝制造的。ＧＤ．ＡｌＳｉ９Ｃｕ３压铸铝的密度为２．７５９／ｃｍ３，仅为铸铁的３０％左右，可 见减重的幅度较大【引。美国福特汽车的２００１ＥｘｐｅｄｉｔｉｏｎＳＵＶ汽车的ｖ－８发动机缸 体是用铝合金压铸的，并宣称，新设计的ＥｘＰｌｏｒｅｒｓ及Ｍｅｒｃｕｒｙ Ｍｏｕｎｔａｉｎｅｅｒｓ汽车 的发动机缸体也全部改为铭合金的【３】。来自美国汽车界的研究表明，高硅铝合 金比含铜的过共晶铝合金更有竞争力。因为高硅铝合金材料具有疲劳强度高、 耐磨性好、抗缸孔变形能力强、重量轻和导热性好等优点，制造方面具有制造 成本低、铸件质量更好及机加工性能和刀具寿命高等优点【２Ｊ。 近年来，在日本还出现了全铝发动机，与铸铁缸体相比，铝合金缸体可减 重２０～３０千克。１９９５年，宝马４阀６缸奥托发动机（２Ｌ、２．５Ｌ、２．８Ｌ）也采用了
铝缸体，较铸铁缸体轻３ｌ千克”Ｊ。日本某汽车厂的２．０Ｌ级汽车，每台发动机用
铝量约２６公斤（发动机铝材率约１７％），气缸体铝材化后，铝的使用量增加０．８
倍，可减轻发动机重量２０％左右【５Ｊ。２００３年，韩国现代、美国戴勒姆．克莱斯勒、
日本三菱三大汽车公司联手组建世界级发动机联盟，以现代汽车发动机为基础， 该项目以排量为１．８、２．Ｏ、２．４升的４缸汽油发动机为主，开发和批量生产低油耗、 高动力、高尖端的新型铝发动机【６】。美国ＧＭ公司采用全铝缸套，法国车的铝气
缸盖已达１００％，铝气缸体己达４５％，美国福特公司ＮＧＴ货车发动机气缸盖、Ｚｅｔａ４ 缸机、ＭｏｄｕｌａｒＶ６／Ｖ８机、克莱斯勒公司新Ｖ６发动机缸体和缸盖都使用铝合金材 料。克莱斯勒公司Ｊｅｅｐ（吉普）５缸机、３．８Ｌｖ６和道奇货车发动机改用铝合金缸盖。
日本的日产汽车公司（Ｎｉｓｓａｎ）在Ｍａｘｉｍａ（麦克西马）车上使用了新型的ＶＱ系列 Ｖ６发动机，其特点是在制造这种发动机的铸铝缸体时，使用了高压模式工艺 （ＨＰＤＣ）。这种工艺可改善浇注、增加强度，尤其适于薄壁气缸，该缸体比原 来的缸体轻５０％以上【７ Ｊ。可见，扩大铝合金的应用是轿车工业的重要发展趋势。
１．１．３
国内发展现状 广州东风本田发动机有限公司率先引进技术生产大批压铸轿车铝合金缸
体。随后，重庆长安汽车集团、长安铃木汽车公司、哈尔滨东安汽车动力公司 等均于２００２年先后引进全自动生产线，压铸汽车发动机铝合金缸体【８】。东风日 产发动机分公司铝压铸车间采用２５００ｔ压铸机生产铝气缸体，并实现了国产化 【９１。中国汽车自主品牌主力军奇瑞汽车股份有限公司与著名的奥地利ＡＶＬ公司 合作，开发了三个系列１８款汽车发动机，这些发动机的缸体、缸盖等发动机关
键零部件均采用铝合金材料，其中先行者２．０ＬＮＡＭＰＩ欧ＬＶ发动机现已进入批量 生产状态。２００６年末，名爵动力ＮＶ６ ２．５升全铝合金发动机在南京浦口生产基地
下线。经过南汽名爵（ＭＧ）、英国Ｌｏｔｕｓ和原ＭＧ罗孚几十名中外发动机专家长
达一年的研发，ＮＶ６ ２．５升发动机性能和可靠性全面超越原有标准。它采用全铝
２
结构，重量仅为１５４Ｋｇ，带来更佳的燃油经济性【１ ０１。 由于我国的铸造技术比国外相对落后，在铝合金发动机铸造技术上还不是 很成熟，大部分还是向国外引进生产线。汽车产业的发展离不开铸造技术的进
步，我国应该努力改善现有的铸造设备，努力发展铸造技术，争取摆脱发动机
铸造依赖他人的状况。
１．２
压力铸造技术的国内外发展现状 压铸技术的出现至今已有近２００年历史，ｌ ９世纪初期，压铸技术就开始出
现在国外，随着科学技术的不断发展和工业生产的需求刺激，压铸设备和压铸 技术开始飞速发展。１９０４年，Ｈ．Ｈ．Ｆｒａｎｋｌｉｎ公司利用压铸技术生产了汽车连杆
轴承：１９０５年，Ｈ．Ｈ．Ｄｏｅｈｌｅｒ公司发明了可以压铸铅、锌、锡合金的压铸机；
２０世纪２０年代，Ｋｉｐｐ公司发明了热室压铸机，Ｃ．Ｒｏｅｈｒｉ发明了冷室压铸机，
是压铸技术的重大改进。在发展传统压铸工艺的基础上，开始出现了不少新型
的压铸工艺方法。１９５８年，美国出现了真空压铸
技术，这种工艺方法成功改善 了压铸件内部质量，大大降低了铸件的缩孔缩松和气孔缺陷…Ｊ。１９６６年，Ｇｅｎｅｒａｌ Ｍｏｔｏｒ公司提出精、速、密压铸法，这种压铸工艺采用双冲头压铸方法，相比 传统压铸工艺，铸件质量进一步提高。１９６９年，美国还出现一种充氧压铸工艺，
是利用氧气和铝液发生反应生成氧化铝小颗粒，从而减小了铸件内部的气孔。
另外，半固态压铸技术成了近年来成了研究的热门，压铸计算机模拟技术也是
压铸技术的一个飞跃。同时，压铸材料也在不断发展，压铸技术现已经可以适
用于铝合金、镁合金、铜合金和锡合金等各类合金，应用范围在不断扩大。 相比国外的发展，国内的压铸技术起步较晚。从１ ９４０年，在国内压铸技术 才开始出现，１９５０之后，国内开始将压铸技术投入工业生产。近年来，随着汽
车工业的迅速发展，以及汽车轻量化理念的提出，铝合金和镁合金零件在汽车
制造上被广泛采用，为压铸铝、镁合金的压铸市场提供了广阔的空间【１引。据报 道，从１９９８年到２００１年，国内压铸件产量增长率达１ Ｏ～ｌ ３．３％Ｉｌ引。值得一提
的是，我国的压铸模具设计水平、压铸设备的制造能力以及生产的管理方法与
世界先进水平尚有很大距离，我国必须加快压铸技术及压铸设备的研发，尽快
赶上世界先进水平。
１．３
数值模拟技术应用的国内外发展状况 不断扩大计算机在铸造技术中的应用领域是铸造工业的发展方向之一，它
对于改进优化工艺、提高产品质量、降低废品率和生产成本等许多方面都有着 重要的作用。据美国铸造联合会１９９６年的一项调查报告显示，采用计算机模拟 技术可以缩短产品试制周期４０％，降低生产成本３０％及提高材料利用率２５％ 【１４，１５】，效益十分显著。
１．３．１
铸造模拟的主要内容 现代铸造过程模拟研究主要集中在以下４个方面。①充型凝固模拟。其发
展趋势是辅助设计浇注系统。目前，充型模拟研究在理论上正趋向成熟，主要 工作是考虑模拟计算的准确性和实用性【１６】。②缩孔缩松预测。这方面钢铸件的 研究已较为成熟。③凝固过程应力模拟。主要针对铸件残余应力和残余变形进 行模拟，而液固共存时应力场数值模拟是应力模拟的核心，也是整个铸造过程 模拟的难点，主要借助有限元分析技术。国内外不少数值模拟软件已经具有应 力分析的功能。④凝固过程微观组织模拟。微观组织模拟是一个复杂的过程， 比凝固和充型过程模拟具有更大的困难。近年来各种微观组织模拟方法纷纷出 现，已成为材料科学的研究热点之一。目前主要的模拟方法有确定性模拟、随 机性模拟、相场方法、介观尺度模拟方法等ｌｓＪ。
１．３．２
铸造模拟软件的开发与应用 随着科技的发展和生产的需要，已经开发出了许多类型铸造模拟软件，其
功能与适用范围各有不同。常用的国外软件有芬兰的ＣａｓｔＣＡＥ４．Ｏ，美国的 Ｆｌｏｗ．３Ｄ、Ｐｒｏｃａｓｔ，瑞典的ＮＯＶＡＦＬＯＷ＆ＳＯＬＩＤ和德国的Ｍａｇｍａｓｏｆｔ等。其主 要可以应用在砂型铸造、壳型铸造、熔模铸造、压力铸造、金属型铸造、消失 模铸造、连续铸造、离心铸造等。在这方面国内起步较晚，但进展迅速，已开 发的商品化软件主要有清华的ＦＴ－Ｓｔａｒ，华中科技大学的华铸ＣＡＥ，中国科学院 金属研究所的ＩＭＲ．３Ｄ等，其部分功能已与国外软件相当。 目前，越来越多的铸造企业认识到ＣＡＥ技术对于缩短新产品开发周期、减 少试制成本、降低废品率具有十分重要的价值。美国所有的汽车生产厂家及约 ３０％的铸造企业都在使用凝固模拟软件，美国铸造厂家生产的一半以上的铸件 采用凝固模拟程序。日本的东北大学和大阪大学在这方面的研究具有世界先进 水平，但日本铸造企业在软件的使用上落后于美国，日本全国１５００家铸造企业 中，只有１５０家应用凝固模拟软件优化铸件浇注系统【１７】。国内有１００多家铸造 企业采用了上述ＣＡＥ系统，如鞍山钢铁公司、东风汽车公司、无锡柴油机厂、 航天第三研究院、洛阳矿山机器厂等，都取得了较好的使用效果。另外也有十 多家企业，包括第一汽车制造厂、四方机车车辆厂等引进了国外的铸造ＣＡＥ
软件【ｌ引。
１．３．３
压铸成型数值模拟发展状况及存在的问题 世界各国越来越重视对铝合金材料成形技术特别是压铸技术的研究开发和
推广应用。近年来，众多国外学者在压铸数值模拟方面做了深入的研究【１９啦】。
Ｐｆａｓａｄ Ｋ。Ｄ．Ｖ
Ｙａｒｌａｇａｄｄａ【２３１基于压铸充型控制方程分析物理模型，广泛采集数
据建立神经网络系统，研究结果表明该系统大大简化了工艺参数的选择，优化
４
了工艺设计。Ｉ．Ｒｏｓｉｎｄａｌｅ【２４Ｊ等人运用边界单元法对浇注系统和模具进行瞬时热 分析，采用有限元法分析压铸型腔和浇注系统中金属液的相变问题，在改善铸
件凝固方式和热分析研究中，提出在经验模具的基础上重新设计，数值模拟预
测结果表明这一重新设计对铸件凝固方式和浇注系统的优化产生了有利影响。
Ｐａｕｌ
Ｃｌｅａｒｙｌ２５ｊ介绍了光滑粒子水动力学（ＳＰＨ）模拟方法的优点，对压铸进行三
维数值模拟，使压铸过程可视化，同时将ＳＰＨ与ＭＡＧＭＡ软件分析模拟压铸 过程的结果进行对比分析，得出ＳＰＨ在处理成型过程中自由表面等细节问题上 更胜一筹的结论。Ｒｏｇｅｒ Ｅ．Ｋｈａｙａｔｌ２６Ｊ采用边界单元法处理自由表面问题，在模
拟计算的每一个时间步，采用边界单元离散和显式算法解决问题，最后得到矩
形和柱状型腔的数值模拟结果，验证了理论分析。
目前，国内有关低压铸造（铸造压力为Ｏ．０３ＭＰａ）ＣＡＥ技术的研究越来越
多，关于金属型压力铸造的却非常少【２７‘２９１。发动机缸体是大型复杂件，很多企
业采用压铸成形。缩孔和疏松是缸体铸件的主要缺陷之一，也是导致压铸件报
废的主要因素，产生的原因是液态收缩大于固态收缩【３０１。此外，因金属液在高 速、高压下迅速充型和凝固，极易产生气孔、夹杂、冷隔、流痕等铸造缺陷【３¨。
因此需要研究铸造缺陷形成机理，预测其缩孔缩松以及气孔的形成，以便通过 改进压铸件、压铸模的设计，优化压铸工艺来避免缺陷的产生。本文旨在通过
对发动机缸体压铸过程的模拟研究，一方面为实际生产提出理论上的指导，另
一方面可以通过实际对比找出数值模拟的偏差，对压铸数值模拟技术的发展也
有一定的指导作用，具有很好的研究意义。
１．４
课题的来源及目的 本课题是奇瑞汽车铸造材料与工艺研究所与合肥工业大学材料学院合作切
入点讨论内容之一。目的是在发动机缸体生产之前，通过数值模拟的手段对压
铸过程进行仿真，借鉴ＣＡＥ分析结果对实际的压铸模具设计和工艺参数作出理
论上的指导：可达到缩短模具试制周期，减少生产成本，提高生产效益的目的。
１．５
课题的主要工作内容及关键问题 论文的主要内容包括： （１）根据缸体的结构特征，设计压铸模具、浇注系统、排溢系统及冷却系
统并正确建模； （２）掌握有限元数值模拟方法及确定数值模拟边界条件参数，正确对缸体 压铸过程进行仿真； （３）根据数值模拟结果及正交试验分析结果，找出缸体缺陷形成原因，确 定合理的压铸工艺参数及模具设计形式。
第二章压铸数值模拟技术的理论基础
２．１
充型过程数值模拟的理论基础 充型过程数值模拟是铸造领域的前沿技术，国内外很多研究人员进行了相
当深入的研究，探索了多种用于铸造充型过程流场模拟的数值方法。充型过程 数值模拟涵盖了很多科学领域，包括流体力学、传热学、计算机图形学、偏微 分方程的数学理论和铸造工艺理论等。
２．１．１
充型过程数值模拟的方法【３２－３４Ｊ 充型过程数值模拟的基本内容是用有限差分或有限元等数值方法求解质量
守恒方程（连续性方程）和动量守恒方程，以得出流体运动规律。其中对自由 表面问题的处理是难点之一。通过研究人员的探索，目前的数值模拟方法主要 有：ＳＩＭＰＬＥ方法、ＭＡＣ及ＳＭＡＣ方法、ＦＡＮ方法、ＳＯＬＡＭＡＣ方法、Ｆｉｎｉｔｅ
Ｖ０１ｕｍｅ方法和ＳＯＬＡ．ＶＯＦ方法。其中，ＳＯＬＡ．ＶＯＦ方法已经被广泛采用【姐刁４。。
２．１．２
ＳＯＬＡ．ＶＯＦ数学模型 ＳＯＬＡ．ＶＯＦ方法是美国ＬＯＳ Ａｌａｍｏｓ科学实验室发展起来的，ＳＯＬＡ即解
法（Ｓｏｌｕｔｉｏｎ Ａｌｇｏｒｉｔｈｍ）的简称，ＶＯＦ即体积函数（Ｖ．ｏｌｕｍｅ ｏｆＦｌｕｉｄ）的缩写， 该方法是用体积函数代替标示粒子来确定自由表面的位置。最初ＳＯＬＡ．ＶＯＦ方
法是用来求解二维的具有自由边界的非定常流问题，目前已广泛应用与三维问
题的求解。在铸件充型数值模拟中，将液体金属看作不可压缩流体，其流动过 程服从质量守恒和动量守恒，其数学模型就是连续性方程和Ｎ．Ｓ方程。 （１）连续性方程
Ｄ：丝＋塑＋塑
苏 勿
钯 （２）
（２．１）
Ｎ．Ｓ方程
ｐｆ罢＋“罢＋ｖ罢＋ｗ罢１：一罢＋昭，＋胛ｚ甜 苏 ’【西 匆 龙Ｊ 苏’一。
ｐＩ——＋“——＋１，——＋ｗ——Ｉ＝一——＋口２，＋“Ｖ。甜
ＬＺ—Ｚ， （２－２）
ｐｆ安＋甜亲＋ｖ宝：；＋ｗ妻１：一罢＋昭ｙ＋胛ｚｖ 苏 ’ｌ西 匆 瑟Ｊ 勿一ｙ‘
ｐＩ——＋甜——＋ｖ——＋ｗ——ｌ＝一——＋口２。＋“Ｖ‘ｖ
（２．３） Ｊ
ＬＺ—ｊ
ｐｆ譬＋“罢＋ｖ娑＋ｗ娑１：一芒＋昭：＋胛：ｗ 叙 瑟～２。 ’Ｉ＆ 勿 瑟Ｊ
ｐｌ——＋“——＋ｖ——＋ｗ——ｌ＝一——＋口２．＋∥Ｖ‘ｗ
（２－４）
ＬＺ一４ Ｊ
式中，Ｄ为散度；ｕ，ｖ，ｗ为速度矢量在坐标系中Ｘ，Ｙ，Ｚ方向上的分量；
Ｐ为单位密度的压力，即压力／密度；∥为运动粘度；ｇ为重力加速度；Ｖ２为拉 普拉斯算子；ｐ为金属流体密度。 （３）能量方程
肛塑＋鲜“塑＋掣塑＋删望：旦ｆ，七塑、＋旦ｆ七塑１＋旦心塑］＋ｓ（２．５） 肛百＋肛“瓦＋∥万＋删ｉ２否Ｉ七瓦ｊ＋万ｌ七万ｊ＋瓦ｌ七ｉＪ“旺。５’
式（２．５）中等号左边的第２，３，４项即为流体流动所引起的温度变化，该 式表明此时的导热过程由两部分组成，除了流体的导热能力外，还依靠它的宏 观位移来传递热量。 采用体积函数法跟踪自由表面移动时，还需要求解体积函数方程：
笪＋材望＋’，望＋ｗ望：ｏ
８ｌ
（２—６）
瓠
匆
娩
实际上连续性方程、Ｎ．Ｓ方程、体积函数方程和能量方程可以用以下的通用微 分方程来描述：
。
ｏ
昙◇伊）＋西ｖＧ伽矽）＝访ｖ（Ｉ飞阳ｄ缈）＋ｓ 研
（２—７）
式（２—７）中，９是因变量，ｒ扩散系数，Ｓ是源项。对于特定意义的缈，对应有 特定的量Ｆ和Ｓ。式（２—７）中四项分别为不稳定项、对流项、扩散项和源项。 因变量可以表示各种不同的物理量，如速度分量、温度等。 要求解上述方程，首先要进行离散处理，离散处理后采用ＳＯＬＡ方法求解 压力场和速度场，用ＶＯＦ方法进行表面处理。
２．１．３
连续性方程和Ｎ—Ｓ方程的离散 连续性方程和Ｎ．Ｓ方程的离散方法有多种，如中心差分格式、上风格式、
指数格式、指数格式和乘方格式等。常采用的交错网格来离散整个计算域。这
种离散方法主要是在单元中心布置压力、温度等变量，速度变量则放在单元界 面上。它的优点点是精度高，而且容易做到通量守恒，在型壁上不需要考虑压 力边界条件，且可避免压力的空间分裂现象。 用ＳＯＬＡ方程求解压力场和速度场的迭代步骤：
①由Ｎ．Ｓ方程式（２．２）、（２．３）、（２
．４）显示差分格式，以初始条件或前 一个时刻的值为基础，试算出新时刻的速度场估计值； ②为了满足连续性方程（２．１），压力必须迭代修正，由此引起的速度改变 加到第①步所计算的速度场上。反复迭代直到满足精度要求为止。
７
２．１．４
自由表面的处理 为了跟踪自由表面，得出自由表面的位置，运用ＶＯＦ发处理自由表面。
ＶｏＦ法需要求解体积函数方程，在求解之后根据求解的结果可以得到金属液充 填型腔的形态，也就确定出新的速度场和压力场的求解域。 由式（２．１）和方程式（２．６）可得到下式：
笪＋盟＋型＋型：ｏ
８ｔ
融
（２．８）
匆８ｚ
当上式在每个计算网格单元内积分时，每个单元Ｆ值的改变便转化为穿过
单元界面的Ｆ值流量，但在计算时一定要遵守自由边界的定义。为此，在
ＳＯＬＡ．ＶＯＦ方法中采用了“施主一受主’’（Ｄｏｎｏ卜Ａｃｃｅｐｔｏｒ）的处理方法。通过 这种方法确定了各个单元的液体流量之后，也就确定了自由表面的移动情况。 ＳＯＬＡ．ＶＯＦ最初是基于二维设计的，对于三维情况下的自由表面的形状和
位置就很难确定。就不能进行对流量的计算和施加边界条件，就跟谈不上对流 场进行计算了。因此，必须采用一种三维表面的处理方法。对于三维自由表面， 是用一个通过单元的平面来近似表示，先确定自由表面法线方向，然后由网格
中的Ｆ值确定自由表面位置。
２．１．５
紊流模型的数值模拟【３５－３６】
实际工程中，流动大都是紊流流动，尤其是低压铸造，在整个铸造充型过
程中，金属液的流动绝大多数是紊流。确切的说，压铸是带有自由表面的常物 性粘性不可压缩牛顿流体的非稳态流动，流动体前沿是不连续的甚至有喷射雾 化现象。 在铸件充型模拟过程中，紊流模型的模拟必须考虑以下因素
（１） （２） （３）
充型过程中的紊流是尚未充分发展的紊流； 在近型壁处对紊流模型应做必要的处理；
紊流模型不应给计算带来太多的负担，模型的准确性与计算量应相
互协调。 目前，对压铸充型过程的模拟已经建立了很多种紊流模型，有零方程模型、 单方程模型、双方程模型。其中，Ｋ一占双方程模型被广泛应用与铸造充型过程 的数值模拟，结果证明此模型比层流假设更能反映实际情况。紊流动能Ｋ和紊 流动能消耗率占由下面的方程来确定： Ｋ方程
昙２．１．６
金属液体流动的理论基础【３７－３８】 压铸成型是一个非常复杂的过程，金属液的充填形态与熔融金属液的粘度、
表面张力、压铸件的结构、浇注系统的设计以及压铸工艺参数等因数密切相关。 从２０世纪２０年代开始，就有许多研究人员对金属液的充填形式做了较为深入
的研究，提出了很多理论观点，主要有：弗洛梅尔（Ｆｒｏｍｍｅｒ）理论、布兰特
（Ｂｒａｎｄｔ）理论、巴顿的理论、巴顿的连续性理论以及液体流动过程中的能力 转换理论。 （１）弗洛梅尔（Ｆｒｏｍｍｅｒ）理论 １９２５年，弗洛梅尔首先提出了型腔金属流动的理论，他是从锌合金压铸的 实践经验中推导出这个结论的，其充填过程如图２．１所示。 弗洛梅尔认为：当速度、压力保持不变时，金属液以保持内浇口截面的形 状喷射到对面型壁，受到阻碍，部分金属呈涡流状态返回，部分金属液向其他 方向喷溅沿型壁由四面向内浇口方向折回。通过研究，他还发现一个规律：当 浇口截面积Ｓ与型腔面积Ａ之比Ｓ／Ａ为ｌ／４～ｌ／３和内浇口速度为０．５～１ ５ｍ／ｓ 时，合金溶液比较容易产生喷射
图２—１弗洛梅尔金属流动理论
Ｆｉ目２ Ｉ
Ｆｒｏｍｍｅｒ’ｓｍｅｏｗＯｆｍｅ叫ｎｏＷ
（２）布兰特（ＢｒａⅡｄｔ）理论
１９３７年，布兰特利用铝合金压铸实验提出了“全壁厚”充填理论，其金属 液的充填过程如２ ２所示。 他认为：熔融金属通过内浇口进入型腔时，自浇口处开始，由后向前充满 型腔壁厚流动；流动时不产生涡流，型腔中的气体顺序向前，得到充分的排除； 这种流动一直保持到型腔末端。他还发现，当内浇口速度低于０ ３ｍ／ｓ，内浇口 厚度盯与压铸件厚度ｔ之比口／ｔ＞（２，３～１／２）时，金属液以全壁厚方式充填的可
能性比较大。
Ｕ型蔓舅 Ｕ纠纠＿
图２．２布兰特金属流动理论
Ｆｉｇ ２ ２
Ｂｒ枷ｔ’ｓ
ｍｅＯ叫ｏｆｍｅｔａｌｎ。ｗ
（３）巴顿理论
１９４４～１９５２年期间，巴顿详尽地研究了压射压力的影响，他认为金属流动 受温度梯度、熔融金属内部阻力以及靠近模型界面的金属层的速度的影响，叩 充填过程是一个包含着力学、热力学和流体动力学因数的复合问题。 他提出了三阶段充填理论，如图２ ３所示： 第一阶段：熔融金属液在压力作用下射入型腔，受内浇口截面的限制首先 冲击对面型壁，沿型壁向四周扩散，并形成压铸件表面薄壳层，在有拐角的地
方形成涡流；
第二阶段：后进入型腔的金属液充填薄壳层内的空间，直到填满； 第三阶段：金属液完全充满型腔后，与浇注系统、压室构成一封闭的水力
系统，在压力作用下，补充熔融金属，压实压铸件
四甲甲审
＾
ｆ
ｄ
图２．３巴顿金属流动理论
Ｆｔｇ ２ ３ ＢａｒｔＯｎｌｓ ｔｈｅｏｒｙ ｏｆｍｅｔａｌ ｎｏｗ
巴顿的三阶段充填理论与弗洛梅尔的喷射理论的实验结果基本一致，而全 壁充填理论只有在特定的条件下才出现。事实上。这三个理论并不是孤立存在 的，随压铸件的形状、尺寸和工艺参数而改变，对于同一压铸件有回因为各部
分结构的差异呈现不同的充填形态。
压铸过程中，当宽度较窄的内浇口直对着型腔时，以喷射方式填充，金属 液冲击对面型腔产生喷射，动能减少，然后以全壁厚方式充填。这两种充填形
态在压铸成型中往往同时存在。
２．２ ２ ２ ｌ
凝固过程数值模拟理论基础
铸件凝固过程的传热学基础眇４１】
金属液浇入铸型后，金属液的温度不断下降，铸型受热温度上升，热量从
一部分传输到另一部分。实践证明，从浇注充填到冷却凝固，铸件铸型的传热 过程是通过高温金属的辐射换热、液体金属与铸型的对流换热（包括铸型表面 与大气的对流换热）以及金属向铸型导热三种方式综合进行的。 （１）热传导 热传导简称导热。它属于接触传热，是连续介质就地传递热量而又没有各 部分物质之间宏观的相对位移。在密实的不透明固体内部，只能依靠导热方式 传递热量。只有在各物体处于不同的温度时，热量才能从一个物体传递到另一 个物体，或从物体的某一部分传递到物体的另一部分。并且热总是从温度最高 处流向温度最低处，即此时存在着一个温度梯度，以热量形式的能量。朝着温 度降低的方向流动。热力学第一定律说明了在没有热源或热沉存在时，热流的 能量是守恒的。 在液体金属充满铸型后，金属和铸型之间的导热主要以不稳定导热方式进 行。三维不稳定导热的控制方程为：
一，詈＝丢（ｚ署）＋导［ａ号）＋丢（ｚ罢）＋口
ｃｚ郴，
式中，ｐ为密度，单位ｇ／ｃ聊３；印为定压比热容，单位∥蟛；ｒ为温度，
单位Ｋ；ｆ为时间，单位ｓ；彳为热导率，单位吖聊・Ｋ；Ｑ为源项，Ｑ＝皿等；
ｄ．ｆ
三为溶化潜热，单位∥堙；，为固相率；ｘ，ｙ，ｚ为坐标，单位搬；
（２）热对流 对流换热是指流体中温度不同的各部分相互混合的宏观运动引起热量传递 的现象。热对流总与流体的导热同时发生，可以看作是流体流动时的导热。对 流换热的情况比只有热传导的情况复杂，因为必须同时研究流体的运动和能量 传递过程，为此必须运用力学和热力学的定律。 液体金属与铸型内壁，铸型外壁与周围空气，以及液体金属内部都有对流 换热过程。处理对流换热的数学方法是牛顿冷却定律：
ｇ＝口哆一一Ｌ Ｊ
（２－１４）
式中，口为对流换热系数；Ｌ为流体的特征温度；Ｌ为固体边界温度。对流换
热比只有热传导复杂，在实际计算中常加以简化。
（３）热辐射 物体对外发射电磁波的过程叫做辐射，电磁波所载运的能量叫作辐射能。 电磁波在空间传播过程，一旦遇到另一物体，电磁波所载运的辐射能有一部分 被该物体吸收，引起该物体内部电子的谐振运动，就转变为该物体内微观粒子 运动的动能，即所谓热能。因此，当物体辐射或物体吸收辐射能时，都伴随着 辐射能和热能之间的转换。此外，在传热形式上，热辐射和对流与导热的不同 在于它是一种非接触式传热，即不需要通过固体或流体介质来传递能量。 铸件、铸型和大气之间的换热除传导和对流外，还有辐射换热，特别是在 静止空气中冷却时，铸件或铸型表面与大气之间换热主要以辐射方式进行。辐 射换热遵循Ｓｔｅｆｅｎ．Ｂｏｌｔｚｍａｎ定律：
ｇ＝跗ｏｒ
（２一ｌ ５）
式中，疋为表面的绝对温度；￡为辐射黑度；％为Ｓｔｅｆｅｎ—Ｂｏｌｔｚｍａｎ常数。
２．２．２
凝固过程温度场计算数学模型【３２】
铸件凝固过程数值模拟的基本数学模型是不稳定导热偏微分方程式。凝固 过程温度场分析的数学模型如下：
肛ｐ詈＝丢（五罢）＋导（见等）＋昙（兄警）
ｃ２舶，
式中，ｐ为密度（ｇ／ｃｍ３）；ｃ，为比热容（Ｊ／ｋｇＫ）；Ｔ为温度（Ｋ）；ｔ为时间（ｓ）。
２．２．３
初始条件与边界条件【３２】 所谓解热传导问题就是解考虑了热传导以后的热能守恒定律，为此有必要
知道在某个时刻放入已知温度分布和该解析系统边界的传热条件。
初始条件：指零时刻的温度分布；
边界条件：指物体边界上的换热条件，因为物体内部的导热现象总是与发 生在它边界上的各种传热过程联系在一起的。 （１）铸件一铸型边界 铸件一铸型界面通常分为理想接触和非理想接触两种情况。所谓理想接触， 就是铸件与铸型之间相互紧贴。相互接触的两表面具有相同的温度，在这种情 况下，若导热系数不随温度而变化，可按串联复合导热系数处理边界条件。即：
九．８＝２九九／帆＋九）
（２・１７）
实际上，铸件一铸型界面属于非理想接触，因为铸件在铸型内冷却凝固时，
它的体积要逐渐膨胀。此时，在铸件一铸型之间形成一层很薄的气体层，这一 气体层和铸型内表面上的涂料层合在一起称为气隙。由于空隙的存在，在铸件 和铸型之间就要产生界面温度差△乙。除铸件包围泥芯凝固的情况外，在大多 数铸件几何中都会发生界面温度差这种情况。 在气隙的涂料层中，热量传递是靠导热，而在气隙的气体层内同时存在着 导热、辐射和对流换热现象。气隙中的物质在受热时能蓄热，在冷却时能放出 热量。因此气隙中的传热过程是很复杂的。气隙的厚度一般是零至几毫米，所 以气隙的厚度同铸件和铸型的尺寸相比，通常式很小的，这意味着复杂形状的
气隙可允许看作为传热学意义上的平整，气隙热阻风可按下式计算：
Ｓ
Ｒ
Ｒ６＝尺ｇ＋尺。＝｛￡＋｛旦
式中，尺ｇ气体层热阻；Ｒ。涂料层热阻； 热系数。
（２一１８）
以气体层导热系数；丸涂料层导
铸件一铸型间产生了气隙，通过
气隙中的传热系数｜ｌｚ＝１／心（叫聊２ ｏｃ）。
传热系数办必然要影响
铸件的凝固过程。 （２）铸型一大气界面
铸型一大气界面存在热阻，一般要产生温差。根据不同的铸造方法，处理
这一边界条件的作法有所差别。金属型铸造时，因铸型外表面温度较高，一般
考虑铸型外表面与大气间发生自然对流和辐射换热。一般砂型铸造时，因砂型
外表面温度较低，一般只考虑自然对流换热。
２．２．４
减少或不计算铸型部位的计算方法【４ｌ】 不计算铸型部位的方法是不需要将铸型通过几何建模以及不需要铸型的有
限元模型，只对铸件进行计算的方法，从而能减少有限元模型建造的难度，节 省了计算时间。在本文中，作者利用了ＰｒｏＣＡＳＴ软件中提供的虚拟模具（Ｖｉｒｔｕａｌ Ｍｏｌｄ）对铸件的充型过程进行仿真。不计算铸型部位的计算方法有以下几种：
（１）
热流束法：此方法是铸型受热后温度变化的己知解析解，以热流束
作为铸件的边界条件，从而铸件内部进行数值计算。
（２）
Ｎ方程法：是将边界初始条件和以后每个时间步长的边界温度分开
边界函数法：此方法是用一个虚拟的传熟系数代替铸型单元而使数
处理。先是根据浇注温度和实际测量结果统计确定，后则采用Ｎ方程来处理。
（３）
值计算仅限于铸件部位，由于铸件内腔在不同形状（偶角）时其吸热特性有很 大差异，因此，这个这个传热系数在各处不同，亦称之为ｑ法。 （４）ＦＥＭ．ＮＦＥＩＭ法：此方法是从另一角度考虑问题，不取消铸型部位， 但是考察了铸型与铸件部位在计算时的不同特点，采用不同的网格剖分与时间 离散方法，也达到了大幅度节省计算时间的目的。本方法是对铸件、铸型部位 均采用ＦＥＭ法，但是在界面上则使用一种非线性函数的外推与内插方法（即 ＮＦＥＩＭ法）以耦合与匹配二个部位在时间上的差异。 凝固过程铸件缩松、缩孔的预测【４厶４７】
２．２．５
缩孔、缩松缺陷是铸造生产中常见的缺陷。铸件缩孔、缩松形成的模拟预 测是控制铸件内部质量的重要手段之一，也是铸件充型凝固过程数值模拟软件 的主要功能之一。凝固过程温度场数值模拟的目的是通过温度场的计算，较为 准确的预测铸件可能出现的缺陷及缺陷位置，深入分析缺陷产生的原因，从而
重新制定工艺，减少缺陷，提高铸件质量。 众多学者根据缩孔、缩松的形成机理，以温度场计算为基础，提出了各种
预测缩孔、缩松的判据。这些判据简单、易结合进模拟程序，因而得到了广泛
应用。常用的判断方法有直接模拟法、等固相线法、临界固相率法、温度梯度
法和Ｎｉｙａｍａ（Ｇ／√Ｒ）法等。
（１）
直接模拟法：是利用传热传质的连续性方程、动量方程、能量方程
直接计算缺陷的。在求解过程中要建立能量、动量和压力的联立方程，通过临 界压力判断单元内是否发生缩松。这种方法的计算工作量比较大。
（２）
等固相线法和临界固相率法：可以统称为等温曲线法。前者是把固
相线温度作为宏观停止流动和补缩的界限，通过等温曲线形成的闭合回路判断 缺陷的存在后者采用的是临界固相率，适用于液相及液固共存相状态。 （３）温度梯度法：根据凝固末期的温度梯度晦大小来预测缩孔、缩松的。
１４
这种方法的判断思想是某一单元某时刻的温度瓦经过△ｆ时间降至固相线温度 疋，在ｆ＋△ｆ时刻计算出从中心点到周围各个相邻点温度梯度，并取其中的最
大值。如果这个温度梯度最大值小到一定程度时，补缩通道将在凝固结束之前 的某个时刻被“截断”，铸件内会出现缩孔缩松。
（４）
Ｎｉｙａｍａ（Ｇ／√Ｒ）法：是温度梯度法的改良，是由日本新山英辅教授
创建的，也是一种判断缩孔、缩松的重要方法。Ｇ／√Ｒ法主要依据温度梯度Ｇ
与冷却速度Ｒ的平方根的比值来判断，当比值小于某一临界值（约为０．８）时 产生缩孔、缩松，而且是比值越小越容易出现缩松、缩孔。其中，Ｇ和Ｒ可由 相应的公式来计算。 温度梯度：
Ｇ＝Ｉ（罢）２——（爹）２—ｒ（署）２ Ｉ”２
冷却速度：
Ｒ＝
ｃ ２．ｔ９，
（２．２０）
这里，‰，为液相线温度，ｋ，为固相线温度。
Ｎｉｙａｍａ（Ｇ／√尺）法在预测缺陷时采用了温度梯度Ｇ和冷却速度Ｒ两个参
数，不但把铸件的形状、尺寸的影响作用考虑进来，而且更能精确评价流动压 力的损失，所以在铸造领域预测缺陷时应用比较广泛。课题中，也是采用Ｎｉｙａｍａ 法进行缩孔、缩松预测的，在所凭借的铸造模拟软件Ｐｒｏｃａｓｔ中通过设置Ｍａｐｐｉｎｇ Ｆａｃｔｏｒ来启动这一判据。
２．３ ２．３．１
ＰｒｏＣＡＳＴ软件对充型理论的模拟验证 ＰｒｏＣＡＳＴ软件简介【４８，４９】 ＰｒｏＣＡＳＴ是由美国ＵＥＳ公司开发的铸造模拟软件，现已经被广泛应用与
实际生产中。ＰｒｏＣＡＳＴ是针对铸造过程进行流动．传热．应力耦合作出分析的系
统，它主要由八个模块组成：有限元网格划分ＭｅｓｈＣＡＳＴ；基本模块传热分析
及前后处理Ｂａｓｅ Ｌｉｃｅｎｓｅ：流动分析Ｆｌｕｉｄ ｆｌｏｗ；应力分析Ｓｔｒｅｓｓ；热辐射分析 Ｒｅｄｉａｔｉｏｎ；显微组织分析Ｍｉｃｒｏｍｏｄｅｌ；电磁感应分析Ｅｌｅｃｔｒｏｍａｇｎｅｔｉｃｓ；反向求 解Ｉｎｖｅｒｓｅ；这些模块既可以一起使用也可以根据用户需要有选择地使用。 ＰｒｏＣＡＳＴ软件的适用范围比较广泛，可适用于砂型铸造、消失模铸造、压铸铸 造、低压铸造、重力铸造、离心铸造及熔模铸造等；可以模拟各种铸造过程的 温度场、流场和应力场；可以预测铸件的铸造缺陷，如缩松缩孔、卷气、热裂、 浇不足和冷隔等。此外，ＰｒｏＣＡＳＴ的数据借口很多，可以与其他很多ＣＡＤ软
件进行很好的数据转换。
２ ３ ２
ＰｒｏｃＡｓＴ软件对充型理论的模拟验证 （１）弗洛梅尔金属流动理论验证 如图２－４，为在ＰｒｏｃＡｓＴ软件中对金属液流动状态的仿真，圄为对弗洛梅
尔金属流动理论验证，熔融金属压入矩形型腔，浇口速度为１５ｍ／ｓ。
自理论验证
’ｓＩｈｅｏⅢＩ
ｌ流动理《
Ｆｉｇ
２ ５
Ｔｈ…ｒｔｌｎｃａｌｉｏｎ
图２－５布兰特金属流动理论验证
ｏｆ Ｂｒａｎｄｒｓ ｔｈｅｏ叫ｏｆ ｍｅｔａｌ ｎｏｗ
（３）巴顿金属流动理论验证
如图２—６，为ＰｒｏｃＡｓＴ软件对巴顿金属流动理论验证，浇口金属液流动速
度为２５ｍ／ｓ。
叫Ｖ ＶＶ Ｖ
ｄ
‘
：
囤２．６巴顿金属流动理论验证
Ｆｉｇ ２
６
ＴｈｅｃｃｎｍｃａｔｉｏｎｏｆＢａｒ啪’ｓｍ∞口ｏｆｍｅ∞１
ｎＯｗ
结合图２．Ｉ～图２．３对比图２—４～图２．６可以知道，ＰｒｏｃＡｓＴ软件对压铸过 程盒属液流动的仿真十分符合弗洛梅尔、布兰特和巴顿提出的金属流动理论， 足以可阻证明ＰｒｏｃＡｓＴ软件的可靠性和实用性，为本文的发动机缸体的模拟仿 真的真实性提供丁依据。
第三章发动机缸体压铸浇注系统位置的选择
３．１本文的技术路线 本文旨在通过对发动机缸体压铸工艺进行数值模拟，通过对模拟结果分析，
确定一个合理的压铸工艺，为实际生产做出理论上的指导。主要从五个方面对 压铸工艺进行了模拟分析：（１）两种不同浇注位置的模拟对比；（２）对压铸工
艺参数压射速度、浇注温度、模具预热温度进行了正交试验的模拟分析；（３） 内浇口截面积变化的模拟对比；（４）不同冷却系统下模具的热平衡对比；（５） 不同冷却方式的模具热应力对比分析。具体的技术路线和思路如图３．１所示。
一 ～一几妙一一 目堰一
图３．１技术路线图
Ｆｉｇ．３．１ Ｔｅｃｈｎｉｃａｌ ｇｕｉｄｅｌｉｎｅ
本文利用ＵＧ
ＮＸ
４．０软件对铸件、浇注系统、溢流系统、冷却系统及铸型
模具进行了几何模型的建立。由于缸体、铸型模具结构极其复杂，利用ＰｒｏＣＡＳＴ
软件其自带模块Ｍｅｓｈｃａｓｔ模块对缸体几何模型进行划分有限元网格难度太大，
要做到铸件和铸型网格的一致性（连续性）更是不可能。本文选择了划分网格
能力更为强大的有限元软件Ｈｙｐｅｒｍｅｓｈ进行有限元网格的建立，实践证明
１８
Ｈｙｐｅｒｍｅｓｈ软件可以很好的和ＰｒｏｃＡｓＴ进行数据的转化，而且得到的网格质量 完全符合要求。另一方面，由于模拟任务较多，为了节约计算时间，不同部分 分别采用了软件中的虚拟模具（ｖｉｎｕａｌＭｏｌｄ）和有型模具模拟技术，大大减少 了模拟时间，而且没有影响到模拟结果，达到了模拟的效果。 ３．２发动机缸体的几何模型简介 发动机缸体是目前铸造生产中最为复杂的铸件之一，铸造难度相当之大。 如图３．２为本文缸体的几何模型图，缸体的材质为Ａｌｓｉ９ｃｕ３，质量为ｌｌ
８Ｋｇ，
外形尺寸为３３２ｍｍ×３１５ｍｍ×２０５胁，铸件形状复杂．且不成对称性，外部凸台很 多，表面多为曲面，内腔多且复杂，壁厚很不均匀，最小壁厚为４ｍｍ，最大壁 厚为４０ｍｍ，属于典型的高强度薄壁复杂铸件，图３．３为发动机缸体的二维平
面图。
Ｆｋ
３ ２
ＴｋＭ】“㈨ｋ一“ｐ
图３－２发动机缸体实体模型
ｏｆ ｃｙＪｉｎ☆ｒｂｌｏｃｋ
图３．３缸体平面囤
Ｆｉｇ ３ ３Ｔｈｅ
ｐ１姐ｓｋｅｆｃｈｏｆｃｙｌｌｎｄｅｒＭｏｃｋ
３．３压铸机的选择
３ ３
ｌ压铸机的选择步骤 ①根据铸件的技术要求、使用条件和压铸工艺规范核算压铸机的技术参
数及工艺性，初选合适机型。 ②根据初步构想的压铸模技术参数和工艺要求核算出压铸工艺参数及压 铸模外形尺寸，选择合适机型。 ③评定压铸机的工作性能和经济效果，包括成品率、合格率、生产率及 运转的稳定性、可靠性和安全性等。
２压铸机的选用【５０】
３ ３
①计算投影面积 铸件ＡＩ＝７８３２１ｍｍ２ 浇道系统Ａ２＝１２３２５ｍｍ２
余料（料饼）
以＝翮２／４本文压室内径为９０ｍｍ
则Ａ３＝６３６２ｍｍ２ 排溢系统Ａ４＝９３９９ｍｍ２ 总投影面积Ａ＝Ａ１＋Ａ２＋Ａ３＋Ａ４＝１ ０６４０７ｍｍ２
②计算胀型力和锁型力
吒２兜×Ａ ％２稚／Ｋ
（３—１） （３—２）
式中吒一胀型力；％一锁模力；兜一增压比压；Ｋ一安全系数（冷室压
铸机取Ｏ．８５）。
表３．１冷室压铸推荐的增压比压参考值
Ｔａｂｌｅ ３．１ Ｃｏｍｍｅｎｄａｔｏｒｙ Ｖａｌｕｅ ｏｆ
（单位：ＭＰａ）
ｉｎｊｅｃｔｉｏｎ
ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｉｎ ｃｏｌｄ—ｃｈａｍｂｅｒ ｄｉｅ ｃａｓｔｉｎｇ
发动机缸体为耐压压铸件，结构复杂，强度要求高，初步选定增压比压为８０ＭＰａ。 Ｆ胀＝８０Ｎ／ｍｍｚ×１０６４０７ｍｍｚ＝８５１２５６０Ｎ Ｆ锁＝Ｆ胀／Ｋ＝８５１２５６０Ｎ／Ｏ．８５＝１００１４７７６Ｎ＝１００１４．７７６ｋＮ 在本文中选择江苏灌南压铸机厂生产的Ｊ１１１１０Ｇ卧式冷室压铸机，锁型力 为“ＯＯＯｋＮ。
③计算浇入合金的重量
在几何建模中可以测得模型体积（铸件、浇注系统和溢流系统的总体积） 为４．８００８２６ｍ３，ＡｌＳｉ９Ｃｕ３的密度为２．７５ｋｇ／ｍ３， 则浇入合金的总重量Ｇ＝４．８００８２６ｍ３×２．７５ｋｇ／ｍ３＝１３．２ｋｇ
④核算压室充满度
选Ｊ１１ １１０Ｇ型压铸机，铝合金最大浇注量为２３ｋｇ 充满度矽＝１３．２／２３×１００％＝５７．４％ 通常要求充满度在４０％～７５％范围内，因此选择Ｊ１１１１０Ｇ型压铸机符合要求。 表３—２为Ｊ１１１１０Ｇ型压铸机技术参数：
表３．２
Ｊｌ ｌｌ
１０Ｇ卧式冷室压铸机技术参数
Ｔａｂｌｅ ３．２ Ｐａｒａｍｅｔｅｒ ｏｆ ｃｏｈｉ—ｃｈａｍｂｅｒ ｄｉｅ—ｃａｓｔｉｎｇ ｍａｃｈｉｎｅ Ｊ１ １ １ ｌＯＧ
３．４ ３．４．１
浇注系统与排溢系
统的设计‘５０捌Ｉ 浇注系统的设计理论 浇注系统是金属液进入型腔的通道，主要功能是导入金属液及传递压力，
２ｌ
对金属液的充填模式及压铸件成形质量具有非常重要的影响。浇注系统主要有 直浇道、横浇道、内浇口以及余料组成。压铸机的类型不同及引入金属液的方 法不同，浇注系统的结构也就有所不同。 一般，推荐浇注系统采用反向设计顺序，即先从内浇口开始，根据压铸件 特征及工艺参数首先确定内浇口尺寸。依据内浇口尺寸，使用一定的扩大系数，
计算横浇道尺寸，最后进行直浇道设计，其尺寸与横浇道匹配。这种设计顺序
保证以内浇口尺寸为基准，便于设计调整，减少过程反复。
３．４．１．１
内浇口设计
①内浇口面积计算
确定内浇口面积有很多种方法，有流量计算法、公式计算发和线图法等。 流量计算法是根据压铸件特征首先确定充填参数，然后计算出内浇口流量，继 而计算出内浇口面积；公式法是利用经验公式直接计算出内浇口面积。 １）流量计算法
首先要确定压铸件的充填时间及充填速度，选定后，可采用下式计算： 彳ｇ＝矽／∥ｇｒ
（３－３）
式中彳ｇ为浇口面积（ｍｍ２），ｗ为填充质量（ｇ），户为金属液密度（ｇ／１１１ｎ１３），
ｖ。为充填速度（舢“ｓ），ｔ为填充时间（ｓ）。
２）Ｊ．Ｌａｐｉｎ公式法
彳。＝Ｏ．０４８ｗ＋３２
（３—４）
３）Ａｍｂａｓｓ公式法
（３－５）
４）Ｈ．Ｋ．Ｂａｒｔｏｎ公式法 铝合金
彳ｇ＝０．７３形 （３．６）
锌合金
彳ｇ＝０．３０形
（３．７）
式（３—４）到（３—７）中彳ｇ为浇口面积，Ｗ为填充质量。
②内浇口厚度、宽度及长度的确定 确定了内浇口面积之后，需要确定内浇口厚度和宽度。由于内浇口面积等
于内浇口厚度乘以宽度，所以只要确定其中之一即可。内浇口的厚度一般在 １．０～２．５ｍｍ之间，表３．３为内浇口厚度经验数据。当铸件要求光洁表面，或有 表面处理时，经常使用薄的内浇口。 内浇口的长度不宜过长，一般推荐为ｌ～５ｍｍ，如果采用搭接的方式将横 浇道直接引入型腔，则不存在内浇口长度。
表３．３铝合金铸件内浇口厚度经验数据
Ｔａｂｌｅ ３．３ Ｅｍｐｉｒｉｃａｌ Ｖａｌｕｅ ｏｆ ｇａｔｅ ｄｉｍｅｎｓｉｏｎ ｏｆ Ａ－ａｎｏｙ ｃａｓｔｉｎｇ
３．４．１．２横浇道的设计 横浇道是金属液从直浇道进入内浇口的通道。其作用是使从直浇道流来的 金属液能以一定的温度、压力、速度平稳地过渡到内浇口，使金属液成理想流 向，充填型腔。横浇道的结构形式主要取决于铸件的结构形式和尺寸大小，内 浇口的位置、方向和流入口的宽度，内浇口的结构以及型腔的分布状况等因素； 其设计要点有：
①横浇道从直浇道向内浇口逐渐减缩，保证入口截面积大于出口截面积， 使金属液流动保持连续状态，浇注系统保持充满，减少涡流卷气。 ②应尽量减少横浇道转折，并使横浇道保持最短，防止卷气与温度下降及
压力损失过大。
③若开设分支浇道，各分支浇道截面积面积之和应小于主浇道截面积，而
且要保证分支浇道过度缓慢平滑。
④横浇道的截面形状一般以扁梯形为主，也可以采用双扁梯形、窄梯形、 圆形或半圆形。横浇道的截面积一定要大于内浇口的截面面积，对于冷室压铸，
推荐横浇道截面面积为内浇口截面面积的３～４倍；对于热室压铸机，推荐为２～ ３倍。横浇道厚度可取３～１５ｍｍ，宽度可取２０～５０ｍｍ，铝合金应取较大值。
３．４．１．３
直浇道的设计
直浇道的结构因压铸机的类型不同而不同，设计直浇道时必须首先了解所 选用压铸机的喷嘴结构与尺寸，冷室压铸直浇道设计要点：
①直浇道直径即浇口套内径根据铸件所需比压及压室充满度来确定。 ②浇口套的长度：由定模厚度确定，最好小于压射冲头的跟踪距离，以
能够将余料饼完全推出。
③直浇道的出口尺寸：直浇道的出口尺寸或分流器流道出口尺寸应与横
浇道入口尺寸一致。
④直浇道位置：尽量保持低位，避免金属液自行进入横浇道提前凝固。
根据浇注系统的设计原则，以及参照一个汽缸体压铸案例【５ ０１，本文对浇注 系统的设计参数如图３．４。浇注系统采用封闭式，截面积从直浇道到内浇口逐 步减少。液流方向方向是由料柄、直浇道、横浇道、内浇道自下而上充型，其 截面积比例为１０．６：５．３：３．３：１。
一
Ｉ一
●
Ｕ，
一。一３ 一
．｛
、
）一
Ｌ
２８．３
Ｌ ．一／
３．４．２排溢系统的设计
３．４．２．１
／
Ｊ
图３．４浇注系统尺寸单位：ｍｍ
Ｆｉｇ．３．４ Ｄｉｍｅｎｓｉｏｎ ｏｆ ｇａｔｉｎｇ ｓｙｓｔｅｍ Ｕｎｉｔ：ｍｍ
排溢系统的作用
排溢系统在压铸模具中是不可缺少的，其主要作用是排出和储存型腔中
的气体、涂料残余物、前端污冷金属、达到转移和减少压铸件中的缩松缩孔、 裹气及氧化夹杂以及冷隔等缺陷。其次，利用大容量排溢系统可以调节局部温 度，改善压铸模具平衡状态，或者在压铸件表面不允许留有顶杆痕迹时，排溢 系统可以作为压铸件的顶出位置。排溢系统包括排气道、溢流道和溢流槽等部 分。
３．４．２．２
排溢系统位置设计要点
排溢系统应布置在下列位置：
①金属液冲击部位。
②最后充填部位。
③多股金属液流汇合部位。 ④易出现涡流部位。 ⑤型腔温度较低及冷金属出现部位。
⑥内浇口两侧及金属液不容易充填的死角。 本文根据溢流槽的设计要点，查阅相关书籍，设计的溢流槽尺寸和形状如 图３—５所示。
墨至 ｛・ －Ｊ ｋ—■——————————————————一——————————Ｉ■一
瓯．９ｉ一
｝＿ ■翌，
Ｊ
１
Ｉ
『
２２
厂、
图３．５溢流槽尺寸单位：Ｉｍｎ
Ｆｉｇ．３．５ Ｄｉｍｅｎｓｉｏｎ ｏｆｏＶｅｒｆｌｏｗ ｗｅｎ Ｕｎｉｔ：ｍｍ
３．５ ３．５．１
发动机缸体压铸浇注系统位置的选择
两种浇注位置的设计 本文通过分析缸体结构，选择卧式冷室压铸机对其压铸工艺参数和浇注系
统进行设计，在采用相同压铸参数的前提下，提出了两种不同浇注位置的方案， 两种方案见图３．６。方案Ａ内浇口与底面平行从缸体侧面切入，方案Ｂ内浇口 以与缸体底面成４５。角从底部切入。
Ｂ
图３．６两种方案的浇注位置
Ｆｉｇ。３。６ Ｔｈｅ ｇａｔｅ ｐｏｓｉｔｉｏｎ ｏｆ ｔｗｏ
ｃａｓｅｓ
３．５．２压铸参数的确定 根据铸件的重量、壁厚，及压铸机的参数，初步确定合理的压铸时间和压 射速度。根据经验值选择模具预热温度和浇注温度，参数见表３－４。
表３．４压铸工艺参数
Ｔａｂｌｅ ３．４ Ｐｒｏｃｅｓｓ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｄｉｅ・ｃａｓｔｉｎｇ
３．５．３ ３．５．３．１
两种方案的模拟分析 充型流场分析
根据对充型过程的模拟，对于两种方案金属液都可以充满整个型腔，没有 出现欠铸的现象。 由于内浇口的切入角度和位置的不同，流场差异较大。方案Ａ内浇口与缸 体底面平行，则液体是平行于底面（图中Ｚ轴方向）流入；方案Ｂ内浇口切入 方向与底面成４５。角，则金属液以与底面４５。角流入。两种方案中，内浇口金 属液流入型腔的速度大小基本相同，内浇口处各点的速度为３５ ｍ／ｓ～４５ ｍ／ｓ之 间。在图３．１ Ｏ（Ｉ）和图３．１ １（Ｉ）中可以看出，方案Ａ初始阶段金属液主要 沿底部方向流动，部分沿侧壁流动；方案Ｂ金属液主要沿侧壁流动，部分沿底 面方向流动。图３．７中，方案Ａ液体流动较分散，一部分前端液体由缸体底部 中路再沿远端侧壁往缸体顶部流动，另一部分前端液体沿近端侧壁向缸体顶部 流动，两部分金属液最后在缸体内壁相遇；因此在缸体内壁出极其容易卷入气 体，产生气孔的倾向很高。方案Ｂ液体流动较规则，前端液体大部分沿侧壁向 缸体顶部流动，另一部分沿底部流动，两股金属液在缸体远端侧壁相遇，所以 在缸体侧壁外部产生气孔可能性较大。方案Ｂ以整体顺序充型为主，局部区域
较紊乱，在缸体内壁产生卷入性气孔的倾向较小，铸件质量较高。图３．８和图
３．９是对裹气产生位置的预测，图中显示为金属液充型过程中型腔内空气的分 布情况。当空气被金属液包围时，周围排气情况不理想就形成了裹气的现象， 对铸件质量影响较大。比较两图，显然是方案Ａ中裹气现象比方案Ｂ较严重， 方案Ｂ中铸件质量要好。
２６
■
图３—９方案Ｂ裹气的预测
Ｆｉｇ ３ ９ ＦＯｒｅｃａｓ“ｎｇ ｏｆｇａｓｔｒａＰｐｌｎｇｉｎ ｃａｓｅ Ｂ
在图３—１０（Ｉ）和图３—１Ｉ（Ｉ）中，方案Ａ金属液对型壁的冲刷作用较强，而 方案Ｂ液体流动方向与缸体底面成一定角度，主要沿缸体侧壁方向流动，其对 模具的冲击浸蚀作用较弱；在圈３－１０（ＩＩ）和圈３一ｌｌ（ＩＩ）中，前端温度较低
的金属液流入了溢流槽，从而减少了此处缺陷的产生；在图３．１０（ＩＩＩ）和图３－ｌＩ
（ＩＩＩ）中，金属液在相关区域会产生对接，会容易产生冷隔及气孔等缺陷，对 于这些位置．在后续的工艺改进中，我们可以加上排气槽和溢流槽，以减少缺
陷的形成。
惫惫蠹
Ｉ亮墅１７４％
肾督中紫霄’
Ⅱｉ穗５５』％
ⅡＩ
ｉ礤７４ ７％
图３一１０方案Ａ的流场
Ｆｌｇ ３ ｌＯ Ｔｈｃ日ｏｗ ｎｅｌｄ ｏｆｃａｓｅＡ
裹囊鱼
充型＂％
ＩＩ充型５５
７％
Ⅲ充塾７；．戳
图３．１Ｉ方案Ｂ的流场
Ｆｉｇ ３ｌｌ Ｔｈｅ ｎｏｗ ｎｅｌｄ
ｏｆ洲Ｂ
３ ５ ３
２凝固温度场分析 在ＰｒｏｃＡｓＴ软件结果处理器中．我们可以观察到很多铸件凝固的相关信
息。图３．１２为两种方案铸件各位置凝固时间的对比，其中方案Ａ完全凝固时 间为６５ｓ，方案Ｂ铸件完全凝固时问为７３ｓ，即方案Ａ铸件凝固速度比方案Ｂ
快；在软件处理器中基于Ｎｉｙ锄ａ判别依据，得到方案Ａ的缩松缩孔倾向比方
案Ｂ高。两种方案的凝固顺序都是距离浇口远的部位先凝固，距离浇口近的部 位后凝固，浇口最后凝固；铸件壁薄的部位先凝固，壁厚的部位后凝固。所以 当壁薄的部位凝固后，就阻断了壁厚部位的凝固补缩通道，造成在壁厚的部位
形成缩松缩孔缺陷。
Ａ
攀Ｂ娥
圈３一１２凝固肿同
Ｆｉｇ ３ １２ Ｓｏｌｉｄｊｆｉｃａｎｏｎ ｔｉｍｅ
■雎
皇强—■ ■．＿●％
图３一１３为两种方案的凝固温度场的对比。总体看，方案Ｂ较方案Ａ凝固 过程中温度梯度要小，温度场要均匀。在铸件壁厚较大部位，存在被较低温度 包围的温度较高区域，当低温区域凝固后，就形成被固相包围的孤立液相区的 现象，由于这些孤立的液相区域凝固时得不到补缩，则在此处就会形成缩松缩 孔。图中，方案Ａ的高温区域温度梯度较方案Ｂ高．那么在那些壁厚处形成缩 松缩孔和熟应力的倾向高。通过软件对缺陷位置的预测，缩松缩孔的位置主要 分布在壁厚较厚的部位和溢流槽内。溢流槽内的缺陷可以忽略，因为在后续加 工中溢流槽会被切掉，不影响铸件的质量。图３．１４为对两种方案铸件内部相同 位置做剖切面分析．比较其缩松缩孔的形成。图中，同一截面上，方案Ａ有８ 处产生缩松缩孔，而方案Ｂ只有２处；图中几乎相同位置，方案Ａ缩孔的孔隙
值为ｏ ４８３，方案Ｂ为Ｏ．４４９。软件中预测缺陷形成位置与分析温度场和凝固时
间之间体现出充分的一致性。由于内浇口的位置不同，金属液进入型腔的顺序 截然不同，所以温度场存在差异：另外内浇口位置的不同，在压力作用下。内 浇口对铸件壁厚较厚处凝固的补缩作用亦不一样。所以根据以上分析，方案Ｂ 形成缩松缩孔缺陷的倾向比方案Ａ小。
【Ｗ
冒
Ａ？≯夔露囊Ｂ
醛嚣摆黢ｐ醮；ｉ
图３－１３温度场的比较
Ｆｉ
ｇ ３ ｌ ３ ＣＯｍｐａｒｊｓｏｎｏｆｔｈｅ ｔｅｍｐｅｒａｔｕ他日ｅｌｄｓ
■■
一昆昌— ＿ｉ
圈３．１４缩松缩孔的分布
Ｆｉｇ ３ １４ ＤｉｓｔｒｊｂｕｔｌＯｎ Ｏｆ ｍａｃｒＯｐＯｆｏｓｉＩｙ
３．６本章小结
本章介绍了本文的总体思路和技术路线；展示了发动机缸体基本形状特征； 介绍了浇注系统和排溢系统的设计要点，井说明了本文的浇注系统和溢流槽的 设计尺寸；通过对比两种不同浇注位置的方案数值模拟分析，可以得出以下结
论；
１）两种方案均没有出现欠铸缺陷，充型都很完整。 ２）方案Ａ流场较紊乱．在缸体内壁容易产生气孔缺陷，对铸件质量影 响较大ｉ方案Ｂ流场是以整体顺序充型为主，局部有紊乱现象，气孔、冷隔缺 陷主要出现在缸体侧壁，缸体内壁出现气孔可能性较小。 ３）相比方案Ａ，方案Ｂ的温度场更加均匀，温度梯度较小，方案Ｂ浇 注系统对凝固朴缩作用较强，产生缩松缩孔的倾向小。 总结得出方案Ｂ，即从缸体底面以４５。角切入的浇注位置较合理，其充型 顺序合理，温度场均匀，温度梯度小，铸件产生的缺陷要少。后续模拟工作中 可以以此结论继续研究。
第四章发动机缸体压铸工艺参数的优化
压铸工艺参数对铸件的性能及缺陷形成有显著影响，传统的作法是凭借专
家经验和专业知识通过不断试错的方法实现工艺参数的优化配置。本文利用 ＣＡＥ的方法对压铸工艺参数做正交试验模拟，通过对铸件的缺陷做对比分析， 研究压铸参数的对铸件质量的影响。
４．１ ４．１．１
压铸参数的选取和实验设计 正交试验方法【５５Ｊ 正交试验方法是将实验考察因数按照一定科学方法正交安排试验，通过对
目标对象的考察，根据数学统计方法处理试验数据，得到对实验因数的分析结 论。通过正交试验方法可以大大减少实验次数。一般步骤如下： （１）分析问题，明确试验目的； （２）确定因数水平表；
（３）选正交表，进行表头设计；
（４）制定试验计划表； （５）进行试验，测定试验结果；
（６）对试验结果进行统计分析，得出因数的主次关系和较优水平组合。 ４．１．２压铸参数选取和水平的确定
影响压铸件质量的因数很多，本文只选择压射速度、浇注温度、模具预热
温度三个因数作为研究对象。试验中，其他工艺参数保持一致。 试验目的：降低缩孔缩松缺陷，达到优化工艺参数，提高铸件质量的目的。
评价指标：铸件的缩孔缩松。 试验因数与水平的确定如表４．１，试验设计如表４．２．・
表４．１因数水平表
Ｔａｂｌｅ ４．１ Ｔｈｅ ｌｅｖｅｌ ｏｆ ｆａｃｔｏｒｓ
表４．２正变试验设计
试验组—、——』警卫——丁一
４．２正变试验结果与分析 本文以铸件的缩松缩孔为试验结果的评价指标，具体是在铸件模型上切取 三个剖切面（ｘ＝－７４，ｘ＝１，ｘ＝７３面），以三个剖切面上缺陷的孔隙值的总和
作为评价的指标，则指标的值越小，压铸件的质量越好。图４－１是为９组试验的
缩松缩孔模拟结果，图中从左至右依次为ｘ＝．７４，ｘ＝１，ｘ＝７３面。
国４－１缩松缩孔模拟结果（接下）
Ｆｌｇ ４ ｌ ＳＩｍｕｌａｔｌｏｎｒｅＳｕｌＩ Ｏｆ ｓｈｎｎｋａｇｅ ｐｏｒｏｓｊｔｙ
一三兰等拦～档¨憾主｜篇基豫瞄黜咄Ⅲ三羞搿揣—囊哦ｌｉ～啡睡
～黜篙∞量主瞄Ｉｌ麟
ｍ麟嚣 ｊ：主～Ｍ¨ 瞄
图４．１缩松缩孔模拟结果
Ｆ｛９４
ｌ
ｓｉｍｕｌ融ｉｏｎ ｒｅｓｕｌｔ ｏｆｓｈｒｊｎｋａｇｅ ｐｏｒｏｓｉｔｙ
对１～９组试验的３个切面的所有缺陷处的孔隙值进行统计，结果如表４．３所 不。
表４－３剖切面孔隙值统计结果
试验组
切片位置
ｘ＝．７４
从表４．３中可以看出，试验５的孔隙值为５．１ ３ ｌ是九组试验中最小的，缩 松缩孔的倾向最小，试验ｌ为１４．２８２，是孔隙值最大的方案，铸件质量最差。 为了进一步选择更加合理的压铸工艺方案，减少铸件缩松缩孔缺陷，我们对试 验数据进行综合计算分析，结果如表４．４所示。
表４．４正交试验数据分析
因数
水平
１
水平平 均值
ｌＯ．４５１ ９．３４３ ９．２８０ ９．７０６ ９．６５４ ９．７１４ １３．６３１ ９．８０４ ５．６４０ ９．５６８
水平效 应值
Ｏ．７５９ ．０．３４９ ．０．４１２ ０．０１４ ．Ｏ．０３８ Ｏ．０２２ ３．９３９ Ｏ．１１２ ．４．０５２ ．Ｏ．１２４ ０．１１３ ０．００９
因数的 极差
偏差平 方和
自由度
兄
显著性
Ａ
２ ３ ｌ
１．１７ｌ
２．６０ｌ
２
３０．７０８
显著
Ｂ
２ ３ １
Ｏ．０６
０．００６
２
Ｏ．０７５
不显著
Ｃ
２ ３
ｅｌ
７．９９ｌ
９５．８４ｌ
２
１１３１．５３４
非常显 著
误差
／ ／／ 由表４—４中对数据的极差计算分析可以看出，因数的极差嵋＞峨＞峨。
ｅ２
９．８０５ ９．７０ｌ
０．０８５
２
ｅ３
根据极差数的大小，可以判断因数对试验结果影响的大小，极差越大，说明因
数对试验结果影响越大，反之则越小。由此可知，模具的预热温度（因数Ｃ）对
铸件的缩松缩孔的形成影响最大，压射速度（因数Ａ）的影响次之，浇注温度（因 数Ｂ）对缩松缩孔的影响最小。 如图４．２，为Ａ、Ｂ、Ｃ三种因数水平对试验结果的影响趋势图。可以看出， 压射速度为４．５ｍ／ｓ时，铸件产生缩松锁孔的倾向最小，３．５ｍ／ｓ时缩松缺陷倾向最
大。压射速度影响金属液在型腔的流动形式，使金属液凝固的温度场梯度差异
较大，铸件的局部凝固顺序产生不同，从而影响了缩松缩孔的产生倾向。压射 速度对缺陷形成影响较较复杂，压射速度过高容易引起紊流、卷气、氧化及粘 模现象，还会加速压铸模的磨损；速度过小容易导致铸件表面不清晰及浇不足。 所以，要选择一个合适的压射速度对铸件的缺陷形成影响很大。
Ａ１
Ａ２
Ａ３
Ｂ１
Ｂ２
Ｂ３
Ｃ１
Ｃ２
Ｃ３
图４．２试验因数对试验结果影响趋势图
Ｆｉｇ．４．２ Ｔｈｅ ｅｆ佗ｃｔ ｔｒｅｎｄ ｍａｐ ｏｆ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ ｒｅｓｕｌｔｓ ｃａｕｓｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ ｆａｃｔｏｒｓ
在图４．２中，浇注温度因数对本文铸件缩松缩孔的影响很小，在６６０℃～７００ ℃之间，铸件形成缩松缩孔的倾向基本相当。浇注温度对压铸件的缺陷形成影 响也较复杂，浇注温度过低，金属液流动性差，容易浇不足，充型不完整；浇 注温度过高，合金收缩大，铸件容易产生裂纹等缺陷。所以，浇注温度应当取 适当值，不宜过高也不易过低。 图４．２中，模具预热温度对铸件缩松缩孔形成的影响很大。模具预热温度越 高，铸件的冷却速率小，铸件的温度梯度小，金属液补缩能力强，所以形成缩 松缩孔的倾向小。图中，模具预热温度为２４０℃时，缩松缩孔倾向最小。另外， 较高的模具预热温度还能减少压铸件及模具中的热应力，有利于减少铸件变形，
延长模具的使用寿命。 前面，我们是对试验数据的极差进行分析，总结压射速度、预热温度、浇 注温度对铸件缩松缩孔形成的影响。在表４．４中，我们也对试验数据进行了方差 分析计算，可以考察各个因数对试验结果影响的显著性进行评估。将因数的兄
值与显著性水平口分别为Ｏ．０５，０．０１，０．００１的疋（，：，．疋）的值做比较，可以判断
因数的显著性，其中．ｆ为因数的自由度，￡为误差的自由度。
查表可知Ｒ∞（２，２）＝１９，Ｒ．０ｌ（２，２）＝９９，Ｂ俐（２，２）＝９９９。在表４．４中，因数Ａ的民
大于Ｒ∞（２，２）且小于日ｍ（２，２），则因数Ａ（压射速度）对试验结果的影响显著；因 数Ｂ的凡小于Ｒ。，（２，２），则因数Ｂ（浇注温度）对试验结果的影响不显著；因数Ｃ 的尾大于Ｒ∞，（２，２），则因数Ｃ（模具预热温度）对试验结果的影响非常显著。 方差分析和前面的极差分析得出的因数对试验结果的影响结论是一致的，即模 具的预热温度对铸件的缩松缩孔形成影响最大，浇注速度次之，浇注温度影响
最小。也说明了各
因数水平的改变所引起的试验结果的波动是由试验条件的不 同而引起的，并不是由试验误差引起的。
总结以上分析，本文中希望试验结果越小越好，所以最优水平组合选取 ４日Ｇ，即压射速度为４．５ｍ／ｓ，浇注温度为６８０℃，模具预热温度为２４０℃为最 优的压铸参数组合。
４．３
新工艺方案模拟结果对比
上～节对正交试验模拟结果的计算分析得出最优组合为以Ｂ：ｃ，，但在正交
试验中这种组合并没有出现，在正交试验中，缩松缩孔倾向最小的的为试验５， 孔隙值的总和为５．１３ １。如图４．３是为压射速度为４．５ｍ／ｓ，浇注温度在６８０℃，模
具预热温度为２４０℃方案的模拟结果。根据统计，新方案的孔隙值的总和为
４．８１
３，正交试验中最好的方案５孔隙值要小，所以，此工艺方案为最佳方案。
３６
图４—３新方案横拟结果
“ｇ ４ ３
Ｓｊｍｕｌ“ｌ…ｅｓｕｌｔ ｏｆ删ｃａｓｅ
４．４内浇口面积对铸件缺陷形成的影响 内浇口的位置、形状和大小可以决定金属液的流向、流速和流态，对铸件 质量有直接的影响。内浇口的宽度一般在铸件边长的６０％～８０％。内浇口过窄。 会在主液流两侧出现环流，中间气体无法排出，形成气孔；内浇口太宽，有时 会导致压铸件中心部位出现裹气现象。
４
４１方案设计 在第三章中，我们已经确定了内浇口的位置和形状，由于在内浇口面积的
设计时，我们可以在一个合理范围内取值，前面的研究中本文所取内浇口的面 积为６００ｍｍ２。本小节我们设计了两中方案，方案Ａ内交口的面积为５７９ 方案Ｂ内浇口的面积为６２１ｍｍ２，其他工艺参数保持一致。
４ ４ ｍｍ２，
２结果比较分析 如图４．４为方案Ａ与方案Ｂ（ｘ＝．７４，ｘ＝１，ｘ＝７３面）三个剖切面上缩松缩孔
的模拟结果。
溅戚滩蘸 皿僳爨蘸
表４—５为４．３节中的新方案与本节方案Ａ及方案Ｂ的模拟结果比较。
表４．５三种方案模拟结果比较
Ｔａｂｌｅ ４．５ Ｃｏｎｌｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｒｅｓｕｌｔｓ Ｏｆ ｔｈｅ ｔｈｒｅｅ ｍｅｔｈｏｄｓ
三种方案中，其他压铸工艺全都相同，不同在于三种内浇口面积不一样。 由于压射速度相同，内浇口面积不同，所以三种方案内浇口金属液充填速度不 一样，内浇口面积大，充填速度小，方案Ｂ的充填速度最小，为３４．９７１ｍ／ｓ。内 浇口的面积不同，充填速度不同，导致金属液在型腔内的流态不一样。方案Ａ 的充型速度最快，在型腔内形成的裹气倾向较高，对铸件质量影响较大。新方 案与方案Ｂ的充填速度较小，所以裹气现象要好于方案Ａ。另外，金属液在型腔 的流态影响了金属液的凝固顺序和时间，三种方案凝固时间都不相同，方案Ｂ 的凝固时间最长，凝固速率最小，铸件在凝固时，形成的温度梯度较小，温度 分布较均匀，这样有利于减少缩松缩孔缺陷的形成。从模拟结果中，方案Ｂ的 孔隙值为３．９７５，明显好于方案Ａ的５．３９９和新方案的４。８３１．由此我们可以得出结 论，内浇口为６２１ｍｍ２的压铸工艺生产的缸体铸件质量最好。
４．５
本章小结 本章我们利用正交试验的方法，研究了压射速度、浇注温度和模具预热温
度对发动机缸体铸件缩松缩孔缺陷的影响；并在确定工艺参数的基础上，研究 了内浇口面积对铸件质量的影响，可以得出以下结论：
１）
模具预热温度对缸体铸件缩松缩孔缺陷的形成影响最大，压射速度次
之，浇注温度影响最小：
２）
在其他工艺参数一致，内浇口面积分别为５７９ｍｍ２、６００ｍｍ２和６２１ｍｍ２
的三种工艺中，内浇口面积为６２ｌ ｍｍ２的方案铸件裹气倾向低且缩松缩孔的缺陷 最小，所获得的铸件质量最高；
３）
本文选择压射速度为４．５ｍ／ｓ、浇注温度为６８０℃、模具预热温度为２４０
℃，内浇口面积为６２ｌ ｍｍ２的压铸工艺方案为最佳方案，为下一章的研究打下基 础。
３８
第五章缸体压铸模具热平衡和热应力的数值模拟
在前两章中，为了节省模拟时间，减少有限元网格模型建立的难度，本文
是利用软件中的虚拟模具技术，主要研究了压铸工艺对铸件质量的影响，从而
选择了合理的浇注位置、压射速度、浇注温度、模具预热温度和内浇口面积。
本章我们建立了发动机缸体压铸模具的有限元模型，主要研究缸体压铸模具在
压铸过程中的热平衡效应及热应力情况。
５．１ ５．１．１
压铸模具的热平衡与冷却 压铸模具的热平衡 压力铸造生产是一个不断循环的周期性工作过程，模具的温度由升温到降
温不断循环交替。模具的周期性温度变化引起周期性的热膨胀和收缩，以及周 期性的应力；周期性的应力变化使模具产生热疲劳和蠕变，导致模具使用寿命 不高【５６】。 在每一个压铸循环中，使模具升温的热源，一是由金属液带入的热量，二 是金属液充填型腔所消耗的一部分机械能转换成的热能。模具在得到热量的同 时，也向空气散发热量或者由冷却水带走一部分热量，如果单位时间内模具吸 收的热量和散发的热量相等，达到一个平衡状态，则称为模具的热平衡。在连 续生产中，模具吸收金属液的热量若大于向周围散失的热量，其温度会不断升
高，尤其压铸高熔点合金时，模具升温很快。模具温度过高，使压铸件冷却缓
慢而晶粒粗大，并且带来金属粘模；压铸件因顶出温度过高而变形，模具局部 卡死而损坏，延长开模时间，降低生产率等问题。为使模具温度控制在一定的 范围内，应采取冷却措施，使模具保持热平衡【５７’５引。
５．１．２ ５．１．２．１
冷却水道的作用与设计 冷却水道的作用
当压铸模具温度过高时，就得利用冷却水道带走一部分热量，使模具处于 热平衡状态，使模具工的作温度控制在一个合理的范围内。冷却水道的作用主 要有两点【拶Ｊ： （１）提高铸件质量。合金在压铸成型中的冷却速度是影响压铸件致密度的 关键因素。在无冷却系统控制模温的压铸过程中，随着压射次数的增加压铸成 型温度会不断上升，压铸成型内部与表面温度差不断减少，使合金在压铸成型 中冷却速度越来越慢，导致铸件金属组织致密性差，甚至铸件内会出现针孔或 更大的缩孔，严重影响铸件质量。
（２）延长模具使用寿命。使用冷却系统的模具由于循环水冷却可使模具温 度保持在一定的范围，从而使模具保持在高硬度的良好状态和处于良好的热平
３９
衡状态，有效减小热应力，故能延长模具使用寿命。
５．１．２．２
冷却水道的设计原则
（１）冷却水道设计要点【６０】
①同一模具尽量采用较少的冷却水道和水嘴规格，以免增加设计和制造
的复杂性；
②冷却水道的直径一般为６～１４ｍｍ，采用数条直径小的水道冷却效果比
采用一条大直径的水道好；
③水道之间的距离和水道与型腔之间的距离有一定的标准，铝合金取
２０～３０ｍｍ：
④水道与模具其他结构（分型面，推杆孔等）的距离也要符合一定标准。
（２）冷却水道的设计计算
①计算压铸过程中金属液传入模具的热流量
ｇ＝警
￡＝堕
Ｑ２
（５．１）
式中ｇ一金属液流入模具的热流量（ｋｗ），ｍ一压铸金属的质量（ｋｇ），当
对型腔进行分区设计计算冷却系统时，朋指注入型腔相应区域的金属液的质量，
ｃ一压铸金属的比热容［ｋＪ／（ｋｇ・℃）］，△Ｂ一浇注温度与铸件退出温度之差 （℃），Ｌ一压铸金属的融化热量（ｋＪ／ｋｇ），ｎ一每小时压铸的次数。 ②计算冷却水道的长度
（５－２）
式中，Ｌ一冷却水道的长度（ｃｍ），Ｑｌ～金属液传入模具的热流量（ｋｗ），Ｑ ～单位长度冷却水道从模具中吸收的热量（ｋＷ／ｃｍ），可以查阅相关资料得到数 据。式５—２适用于直通式冷却水道长度的计算，如采用隔板式冷却水道，对计 算结果乘以系数１．４．
５．２
方案设计
如图５．１是我们设计的发动机缸体的模具的爆炸图，由动模、定模、型芯
Ｉ和型芯ＩＩ组成。为了分析的方便以及降低有限元网格模型建立的难度，本文 将动模作为一个整体设计，减少了抽芯结构的设计，这也是软件ＰｒｏＣＡＳＴ对有
’
限元模型的基本要求。
《、．０磺嚼 。Ｉ鞫鬻凳
撼、
ｂ。２懿｜警
根 主要不 艺参数
Ａ
赇Ｂ漆
图５－２两种不同冷却水道的设计方案
Ｆ１９ ５
２ＴｗＯｄｉ胝ｍｄｅｓｉｐ ｏｆｃｏ州ｎｇ。ｈ聊”Ｉｓ
表５・１压铸工艺参数
Ｔ曲ｌｃ
５ １
Ｐｍ嘟ｐ啪ｍ啦ｒｏｆｄｊｅ啪蚰镕
浇注温度
６８０℃
铸件材料
＾ｌｓ；９ｃｌｌ３
模具材料 川３钢
预热温度
２４０℃
压射速度
４
内浇口面积 ６２ｌｍｍ２
５融
５．３模具热平衡模拟分析
５
３ｌ热循环的比较 本文对缸体模具的热循环过程模拟了１０个循环，如图５．３是两种方案模具
各部分上所取节点的温度的变化睦线。在动模、定模、型芯Ｉ、型芯Ⅱ上各取 一点进行比较。从图中可以看出，方案Ａ经过６次压铸热循环模具基本进入热
平衡状态，而方案Ｂ经过３次压铸热循环就可以达到热平衡状态，说明Ｂ方案 容易达到稳定状态，冷却效果比方案Ａ好，更有利于压铸生产的进行。在表５－２ 中是各节点达到平衡后铸件出模时的温度，方案Ｂ各点的温度明显比方案Ａ低 很多，特别是在型芯ＩＩ上的节点温度相差有２００℃，可见方案Ｂ充分降低了型 芯的温度。因为型芯处被金属液包围住，只能由两个端面向模具其他方向传递 热量，型芯散热很慢，铸件的凝固缓慢，导致铸件质量差，生产效率低；所以 在型芯部位增设冷却水道带走一部分热量，使铸件凝固温度场分布均匀且能在 有效时间内及时凝固充分，能大大提高铸件的成形质量和生产效率，由此可见， 方案Ｂ要优于方案Ａ的设计。
彳
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忿Ⅳ喻Ｎ沁Ｎ沁 Ｉ式八介ｎ ｎｎ八八ｎ门
Ｏ １ ＯＯ ２ ＯＯ ３ ００ ４００ ５ ＯＯ ６０ Ｏ ７００ ８００ ９０ Ｏ １ Ｏ ＯＯ １１ Ｏ Ｏ １ ２ ＯＯ １ ３００ １ ４００
时间／ｓ
Ｂ
‘ｊ ＼
趟
赠
图５．３温度循环曲线
Ｆｉｇ．５．３ ＣｕｒＶｅ ｏｆｈｅａｔ ｔｒａｎｓｆｅｒ ｃｙｃｌｅ
表５．２模具各部分所取节点的平衡温度
Ｔａｂｌｅ ５．２ Ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｏｆ ｔｈｅ ｎｏｄｅ＿１蔓９
ｔｈｅ堂皇≥
４２
５ ３
２模具温度场的比较
对模具温度的控制是是保证压铸件质量的前提条件，温度过低会影响金属 液的流动性和引起铸件冷隔，过高则会发生铸件粘模现象【６“。对于一般的压铸 模，在连续铸造中取出铸件之后的型腔表面温度是合金熔点的４０％左右为好， 但是薄壁铸件的模具温度要少许提高一些，厚壁铸件则少许降低一些口”。本文 选的铸件材料为ＡＩｓｉ９ｃｕ３．熔点为５０４℃，结合其他相关瓷料说法，综合考虑， 本文中模具在铸件取出之后的型腔表面温度控制在２００～２４０℃为最佳。 图５—４和图５—５为两种方案在第１０次热循环结束后，铸件取出之后型腔表 面的温度情况（图中从左至右分别为动模、定模、型芯Ｊ、型芯ＩＩ）。可以看出， 方案Ａ中动模的温度不均匀，有明显的梯度，外表面在１００～１ ５０℃，靠近型腔 区域为１６０～２００℃，型腔大部分在２８０～３５０℃之间：方案Ｂ中，动模的温度 分布相当均匀，基本都在１９０～２５０℃之间，局部会出现稍高温或稍低温度区域， 很符合我们的模具温度控制在２００～２４０℃之间的准则。图５—６为动模在 ｘ＝一１２５ｍｍ处剖切面的温度场，方案Ａ最高温度为３４６，最低为１０７，方案Ｂ 最高温度２５９．最低７１，在冷却水道周围温度最低。显然方案Ａ的温度梯度大， 温度分布不均匀。 另外，定模的温度场差异
对铸件质量影响较小，两种方案的定模温度差异 不是很大。方案Ａ中，型芯Ｉ、型芯Ⅱ的温度主要分布在３５０～４５０℃之间，方 案Ｂ型芯Ｉ、型芯ＩＩ的温度主要分布在２００～３００℃。相比之下，方案Ａ更容 易发生粘模现象，铸件凝固速率慢，铸件晶粒粗大，对铸件质量影响较大，方 案Ｂ的温度场均匀，温度梯度小，且符合我的模具温度的控制标准，更适合铸
件的成形。
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图５－４方案Ａ模具温度分布
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围５－５方案Ｂ模具温度分布
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５．４模具热应力模拟分析 在压铸过程中．压铸模的型腔表面，除受到高压高速熔融合金的冲刷外， 还吸收熔融合金在凝固过程中释放的热量，使表面层的温度剧烈上升，与其内 部产生很大的温差，表面层产生压应力。模型的热应力是由模型内的温度梯度 引起的。不变的温度梯度只产生相当小的应力。 ｗａｌＩａｃｅ【６“在研究模具温度和模具热疲劳裂纹的形成时得出结论，认为冷却 管道对降低模具温度和热疲劳裂纹的形成有重要作用，冷却管道越接近型腔表 面，冷却效果好．模具温度越容易从高温转向低温，保持模具的强度和硬度，模具 所受的热应力也比较稳定，模具的热裂倾向大大减小。
本文以５ ３节中模拟结果为基础，以模具循环１０次结束后的温度场作为温
度场边界条件．对两种冷却方式下模具的热应力情况进行了模拟计算。如图５．７ 和５—８分别是方案Ａ和方案Ｂ铸件出模后模具的应力场分布图。由于定模热应 力较小，本文只比较动模、型芯Ｉ和型芯ＪＩ应力场差异，图中从左至右依次为 动模、型芯Ｉ和型芯ＩＩ。
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图５—７方案Ａ模具热应力分布
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图５－８方案Ｂ模具热应力分布
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由图５．７方案Ａ动模最大热应力为３７２ ２ＭＰａ．对应缸体顶部型腔表面热应 力为２５０ＭＰａ～３５０ＭＰａ，对应缸体侧面型腔表面热应力为１１０ＭＰａ～２１０ＭＰａ．
动模表面非型腔部分热应力较小，为３０ＭＰａ～８０ＭＰａ；型芯Ｉ表面最高应力
１６７
１ＭＰａ，大部分为４０ＭＰａ～９０ＭＰａ；型芯ＩＩ表面最大应力为３１４ ７ＭＰａ，对应
缸体底部区域表面应力７０ ＭＰａ～２００ＭＰａ，其他部分３０ ＭＰａ～９０ＭＰａ。图５—８ 中，方案Ｂ动模表面最大热应力为１９５ ２ＭＰａ，对应缸体顶部型腔部分表面为 ６０ＭＰａ～９０ＭＰ８，对应缸体侧面型腔表面热应力为６０ＭＰａ～１３０ＭＰａ，动模表面 非型腔部分热应力为３０ＭＰａ～４５ＭＰａ；型芯Ｉ表面最高应力３５ｌＭＰａ，大部分 为９０ＭＰａ～１４０ＭＰａ，圆角半径较小处达到２ｌＯＭＰａ～２４０ＭＰａ；型芯Ⅱ表面最大
应力为４２４ ８ＭＰａ，太部分表面应力为１１０ＭＰａ～２３０ＭＰａ，尖角处应力达到
２８０ＭＰａ～３５０ＭＰａ。在两种方案中，在动模和型芯的尖角及圆角半径较小的区 域有应力集中现象，此处应力较高，经过长期的压铸生产．此处最先发生热应 力疲劳，产生开裂，导致模具失效。 比较两种方案的模具热应力分布情况，方案Ｂ的动模的表面热应力比方案 Ａ要小很多，这是因为铸件凝固过程中，方案Ｂ动模的冷却效果良好，模具内 部温度梯度较小，所以产生的热应力较小，方案Ａ动模的温度不均匀，温度梯 度较大，产生的热应力较大。方案Ｂ两个型芯表面应力要比方案Ａ高，这是因
为方案Ａ型芯没有设置冷却水道，在整个压铸循环中，两个型芯始终处于较高 的温度，而且型芯的壁厚较小，传递热量较快，型芯内部的温度梯度较小，所
以形成的热应力较小。而在方案Ｂ中，设置了冷却水道，目的使型芯温度保持
在一个合理温度方位内，温度相比方案Ａ要低很多，型芯一面吸收金属液凝固 释放的热量，一面由冷却水道带走热量，使型芯部分内外形成很大的温度梯度， 所以形成了很太热应力。显然方案Ａ两个型芯形成的热应力较小，但温度较高， 铸件凝固较慢，影响铸件质量。 对两种方案动模上各截取相同位骨节点比较其应力变化过程。图５－９为所 取节点位置，方案Ａ中节点数为１３００４２，方案Ｂ模型中节点为１２５０４４；图５．１０ 为两节点应力变化曲线。
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图５—９节点位置
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酬５—１０节点应力变化曲线
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从图５－１０中比较可知，两种方案中节点韵应力变化趋势基本一致。在金属 液充填型腔时，模具型腔表面温度急剧上升，形成很高的温度梯度，模具表面 的热应力随之急剧上升，当温度梯度达到最大时，热应力达到最大，方案Ａ节 点压铸过程中的最大应力４９４ＭＰａ，方案Ｂ节点最大应力为４１４ＭＰａ。由于冷却 水道的作用，模具温度开始下降，模具的热应力也随之下降。方案Ｂ的冷却效 果较好，模具温度场梯度小，传热速度快，应力下降快；方案Ａ冷却效果较差， 模具内部温度梯度高，应力下降慢。当铸件出模时，模具仍有残余应力，方案
Ａ节点为３３６ ８ＭＰａ，方案Ｂ节点为残余应力为６７ ３ＭＰａ，可见，方案Ａ的残
余应力要远大于方案Ｂ。对比应力的模拟结果，我们知道．冷却方式的不同， 模具压铸过程中产生的热应力不同．在压铸模具设计时，可以优化冷却水道的 形式，以减小压铸过程中产生的热应力。但为了消除模具压铸过程中产生的应 力集聚，往往在压铸生产５０００～１００００次进行一次消除应力热处理，然后经过 ２００００～３００００次再进行一次，在３００００～４００００次再进行一次，这样可以提高
压铸模具的使用寿命。 本章小结 本章根据发动机缸体结构特征，设计了两种不同形式的冷却水道的压铸模 具。通过数值模拟的手段，研究了冷却水道对压铸模具热平衡和热应力的影响， 得出了以下结论： １）方案Ａ需要经过６次压铸循环，模具达到热平衡状态，而方案Ｂ需要 ３次压铸热循环就能达到平衡状态；处于平衡状态时，方案Ｂ模具及型芯的表 面温度比较符合模具温度控制范围２００℃～２４０℃；而方案Ａ中模具温度不均
５．５
匀，型芯温度较高，不符合磨具温度控制要求。 ２）在压铸过程中，由于方案Ａ两个型芯温度一直保持在比较高的范围内，
表面形成的热应力要小于方案Ｂ：方案Ｂ动模的温度场均匀，温度梯度小，冷 却效果好，动模表面应力要明显小于Ａ方案。
３）
两种方案，动模热应力的变化趋势基本一直：在金属液充填型腔时，
热应力急剧上升，达到最大值后，应力缓慢下降，铸件出模后，应力达到最小，
但仍有残余应力，方案Ａ的残余应力比方案Ｂ大很多。 总结得出，方案Ｂ冷却水道设计形式更能符合模具温度控制要求，且产生 的热应力小，能保证铸件质量，延长模具使用寿命。
４７
第六章论文总结与展望
６．１
论文总结 压力铸造具有高的生产效率，铸件组织致密，强度高等一系列优点，广泛
运用在各种合金的铸造生产上。本文以铝合金发动机缸体为研究对象，对发动 机缸体的压铸充型及凝固过程展开看一系列的研究。发动机缸体壁厚很不均匀， 表面多为曲面，且凸台较多，结构相当复杂，通过对其压铸过程的模拟研究， 可以更好地了解复杂铸件的压铸过程，为其他压铸件的压铸工艺设计提供经验 参考，具有很大的实际意义。 论文第二章是理论基础部分，讲述了压铸过程数值模拟充型过程及凝固过 程的理论支持。第三章、第四章和第五章主要是根据发动机缸体结构特征，提
出不同的压铸工艺设计方案，再根据压铸数值模拟技术选择较为合理的压铸工
艺，主要结论有一下几点：
（１）
根据发动机缸体结构特征，设计了两种浇注位置的方案。通过模拟
分析，方案Ｂ即内浇口从缸体底部以４５０角切入方式的浇注形式，得到缸体的 裹气及缩松缩孔缺陷小，浇注系统补缩作用要强，铸件质量高。
（２）
通过正交试验的方法研究了压铸工艺参数：压射速度、浇注温度和
模具温度对铸件缩松缩孔形成的影响。我们发现模具温度对缩松缩孔的影响最 大，压射速度此次，浇注温度影响最小。
（４）
通过对三种不同内浇口面积的压铸工艺模拟比较，得出内浇口面积 对两种不同形式冷却水道的模具压铸热平衡进行了模拟，得出我们
为６２１ｍｍ２的工艺裹气少，缩松缩孔倾向小，铸件质量最高。
（５）
设计的Ｂ方案只需要较少的压铸次数（３次）模具就可以得到热平衡，并且模
具的温度场符合模具温度控制的要求。 （６）通过对两种冷却水道形式的模具热应力进行了模拟，得到方案Ｂ动
模的热应力要小得多，两个型芯的热应力要比方案Ａ高：两种方案模具热应力
的变化趋势基本一样，都是在金属液充填型腔时急剧上升，达到最大缓慢下降， 最终模具有一定的残余应力。方案Ｂ的动模残余应力要比方案Ａ小很多。综合 分析，方案Ｂ冷却水道设计更为合理。良好的冷却方式不但可以提高压铸铸件 的质量，还可以延长模具的使用寿命。
（７）
总结得出，对所研究的发动机缸体压铸工艺选择：浇注位置为内浇
口从缸体底部以４５０角切入方式的浇注形式；压射速度４．５ｍ／ｓ，浇注温度６８０
℃，模具预热温度２４０℃，内浇口面积６２ｌｍｍ２，冷却水道为方案Ｂ设计形式， 得到铸件质量高，模具寿命长。
６．２
展望 经过对压铸工艺及数值模拟的学习和研究，学到了很多知识，解决了很多
疑惑；但是由于时间和条件的限制，作者认为对压铸工艺的数值模拟技术还有 很多内容可以去进一步研究和讨论：
（１）
由于数值模拟是以有限元网格模型为基础的计算方式，而实际中的
铸件往往很复杂，模具也就相应比较复杂，所以我们可以研究寻找一个可以简 化铸件和模具有限元模型生成的方法，研究提高有限元模型计算精度的途径， 减少ＣＡＥ分析时消耗在有限元模型建立上的时间。
（２）
对于压铸模具热平衡的影响，模具的预热温度、金属液的浇注温度
和冷却水的温度对压铸热平衡的影响也是值得研究的方向，可以帮助实际更好 地控制模具的工作温度。 （３）模具受到金属液的冲击产生的应力，在铸件出模时产生的机械应力， 各种应力对压铸模具失效形式的影响，以及模具的使用寿命的计算都是值得研 究的问题。
数值模拟技术是提高实际生产力的一个重要途径，通过对课题的研究和学
习，作者深刻体会到了这一点。今后还有很多工作要做，以弥补论文研究的不
足之处，弥补自身知识的不足，更希望能深入地掌握好一门技术，为实际生产
做出一份贡献。
４９
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