摘要
隨著鋁合金鑄造行業的發展，中等壁厚鑄件質量日趨上升，廣泛應用于航空航天、船舶、新能源汽車等領域，對于薄壁和厚壁鑄件應用研究日益迫切，其中厚壁鑄件結構中筒體類結構件相對應用較多，目前該類鑄件質量表現相對較差，主要缺陷類型為大面積疏松、澆注未成形等。
本研究對象為厚壁筒體鑄件，鑄造方式選用低壓鑄造、重力鑄造兩種方式。在一定程度上，行業內普遍認為低壓鑄造方式鑄件內部組織質量優于重力鑄造方式。但鑄造工藝的影響因素較多（如產品結構、設備設施、冷鐵的設計、冒口的設計等），應綜合考慮，從而設計滿足產品需要的最佳鑄造工藝。低壓鑄造其充型過程為自下而上充型，宏觀凝固順序主要為自上而下凝固（同時凝固應用相對較少）；重力鑄造作為傳統廣泛應用的鑄造方式，其充型過程為自上而下充型，宏觀凝固順序主要為自下而上凝固。本文主要探討低壓鑄造和重力鑄造工藝對于厚壁筒體鑄件的適用性。
1、鑄造工藝
鑄件材質為ZL205A鋁合金，鑄件重量132 kg。模擬顯示該合金液相線650.5 ℃，固相線548.3 ℃。鑄件技術要求：鑄件質量符合HB 963―2005 Ⅱ類鑄件要求；力學性能抗拉強度≥490 MPa，斷后伸長率≥3%，布氏硬度HBS≥120；化學成分如表1所示。鑄件結構如圖1所示。
1.1 澆注系統設計
采用基于FEM的Procast 2018軟件進行理論模擬，設計低壓鑄造工藝、重力澆注工藝對應的最理想澆注方案，并開展對應工藝的產品試制。
低壓澆注工藝采用縫隙式澆注工藝，立縫厚度設計為鑄件壁厚的0.8倍，立縫寬度設計為60 mm，立筒直徑設計為立縫厚度的3.5倍，考慮鑄件壁厚較厚，設想立筒有效補縮距離以約100 mm進行設計，鑄件周長約1 110 mm，即需工藝設計6根立筒，升液管直徑設計為150 mm，工藝設計圖如圖2。理論模擬面網格單元尺寸為3 mm×3 mm，面網格數約為272萬個，體網格數約為1 264萬個。澆注溫度設置為680 ℃，澆注速度設置為40 mm/s。
低壓澆注工藝模擬結果顯示，金屬液充型平穩，升液管未見噴濺現象，凝固順序為自上而下，先凝固鑄件部分，后凝固立縫，最后依次為立筒及橫澆道（圖3），疏松結果顯示鑄件部分未見明顯疏松區域（圖4），無孤立凝固相。分析認為，理論上工藝可行。方案工藝出品率約為20%。
重力澆注工藝設計為中注開放式，澆注系統截面比為∑S直澆道∶∑S橫澆道∶∑S內澆道=1∶4∶5，每個內澆道流量均勻為設計原則，工藝設計兩處環形分橫澆道。
為了實現自下而上凝固順序，鑄件下方設置一塊隨形冷鐵，冷鐵厚度為對應鑄件壁厚的1.2倍，鑄件工藝上方設置一處隨形冒口，冒口高度為200 mm，工藝圖如圖5。理論模擬面網格單元尺寸為3 mm×3 mm，面網格數約26萬個，體網格數約161萬個。此方案澆注溫度設計為700 ℃，澆注速度設計為40 mm/s。
重力澆注工藝模擬結果顯示，金屬液充型平穩，未見明顯紊流等異常現象，凝固順序較為理想，溫度場梯度均勻，實現自下而上凝固順序理念（圖6），疏松結果顯示鑄件部分未見明顯疏松區域（圖7），無孤立凝固相。分析認為，理論上工藝可行。方案工藝出品率約為55%。
1.2 造型方式
研究采用樹脂砂造型方式，關鍵工序的工藝參數見表2。
2、試驗結果及分析
2.1 低壓澆注工藝
澆注過程未見明顯異常，澆注完畢后，鑄型從JM-083低壓鑄造機移除時，發現鑄型升液管上方部分趨于凝固，認為生產實際工藝參數與工藝設想相對一致。
鑄件精清后，下箱法蘭位置可見明顯縮孔、疏松缺陷（圖8）。分析認為，該位置產生缺陷的原因為鋁液補縮不良。缺陷位置距離升液管較近，是鑄件最后凝固的位置（較升液管上方部分凝固時間長），即升液管不能對該位置形成有效補縮。分析發現設施部分升液管直徑150 mm（為生產現場最大尺寸的升液管）較立筒直徑260 mm小，在有限的結晶增壓時間內升液管不能對鑄件有效增壓、補縮。認為此澆注工藝有待優化。
2.2 重力澆注工藝
充型時間較理論模擬值延長5 s，手工澆包澆注速度可能與工藝參數有一定出入。鑄件外觀質量表現良好（圖9a），表面精清后熒光檢測未見異常（圖9b），X光檢查內部質量滿足鑄件技術要求，其中冒口根部鑄件組織疏松2級（圖9c）。
3、結論
（1）該厚壁筒體鑄件采用重力鑄造工藝可以滿足鑄件技術要求。工藝設計澆注系統面積比∑S直澆道∶∑S橫澆道∶∑S內澆道=1:4:5，采用中注的澆注方式，鑄件頂冒口采用保溫冒口設計，鑄件底部設計厚度為鑄件壁厚1.2倍的隨形冷鐵。工藝出品率為55%。
（2）而采用低壓鑄造工藝澆注后鑄件存在縮孔、疏松等缺陷，不能滿足產品技術要求。主要原因為升液管直徑設計不足，升液管直徑以不低于260 mm為宜。工藝出品率僅為20%，綜合考慮，此工藝設計不適合此產品的試制。
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作者:
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丁志杰 衛永莉 祝立龍
山西瑞格金屬新材料有限公司
本文來自：鑄造雜志
