影響充填充填的因素

影響充填充填的因素

灌溉方案是指設置內插道、配置團隊和確定注射參數(shù)。鑄造澆注方案直接影響鑄件品質以及生產效率,因此合理確定鑄造澆注方案是熔模鑄造技術人員日常最重要的工作內容。1充填過程分析金屬液和蠟液的充填試驗表明,狹窄型腔的充填過程可以分為4個階段。在充填的第一階段熔體形成了凸形彎月面。第二階段熔體克服了彎月面的表面張力,力求充填空腔部分。從熔體流的前沿形成固體薄殼開始進入第三階段,此時熔體流動速度劇烈降低,最終在型腔尚未充滿前過早地停止了充填。第四階段,由于直澆道中壓力頭的繼續(xù)提高,或者在慣性力的作用下,熔體前沿已形成的薄殼破裂,隨之形成了窄小的、能量較小的二次熔體流。在澆注大延續(xù)度的薄壁鑄件時可能看到完整的4個階段,而在澆注金屬液充分過熱時,則在第二階段就完成了充填過程。因此對于薄壁鑄件,金屬液應有一定的澆注速度和過熱度。1.1澆注速度的確定對于壁厚大于5mm的鑄件,澆注速度一般由澆注工控制,但對于壁厚小于5mm的鑄件,則應進行控制澆注速度的系統(tǒng)組元計算。首先由式(1)計算澆注質量比速度Q(kg/s)。Q=kL/δ(1)Q=kL/δ(1)式中k——系數(shù),頂注時k=0.05,側注時k=0.06,底注時k=0.08;δ——鑄件薄壁部位的厚度;L——鑄件薄壁部位的長度。1.2金屬液相對高度差然后由式(2)求出澆注系統(tǒng)縮頸截面f0(m2)和相對靜壓頭Hp(m)的關系。f0Hp???√=Q/(μρ2g??√)(2)f0Ηp=Q/(μρ2g)(2)式中μ——損耗系數(shù),μ=0.7～0.9;ρ——金屬液密度,對于鋼取ρ=7000kg/m3;g——重力加速度,g=9.8m/s2。式中Hp指的是模組中最上層鑄件頂點與澆口杯液面的相對高度差以及澆包澆入時的金屬液的有效落差。對于水玻璃型殼,鑄鋼件的模組組裝時的相對高度差不得小于70mm。另外由式(3)可知,金屬液所需最小相對靜壓頭還與型殼透氣性成反比。由于硅溶膠型殼的透氣性小于水玻璃型殼,所以硅溶膠型殼組裝時的最小靜壓頭應比水玻璃型殼大,一般情況下,鑄鋼件組裝時的相對高度差應大于100mm。ΔHpmin=4δxb2x(tj?t1)2/[πδzKtρ2c2(tj?t2)2](3)ΔΗpmin=4δxbx2(tj-t1)2/[πδzΚtρ2c2(tj-t2)2](3)式中ΔHpmin——金屬液最小靜壓頭δx——型殼厚度bx——型殼蓄熱系數(shù)tj——開始澆注時的金屬液溫度t1——開始澆注時的型殼溫度δz——板狀鑄件壁厚Kt——型殼透氣性ρ——金屬液密度c——金屬液比熱容t2——澆注終止時的型殼溫度1.3抗靜壓性能的影響提高型殼透氣性可以大大減少鑄件澆不足和冷隔缺陷的產生。對于硅溶膠型殼,1～2層涂料中耐火粉料和撒砂粒度分布及涂料粘度對透氣性有很大的影響,試驗表明1,面層涂料粘度25s和40s(4#詹杯)相比,采用25s涂料的澆不足率比40s的降低了15%。對于壁厚小于2mm的鑄件,模組組裝時的最小靜壓頭Hp除保證上述值外,還需考慮式(4)所示薄壁處金屬液充填過程中表面張力的影響。Hp=2σcosθ/(δρg)(4)Ηp=2σcosθ/(δρg)(4)式中σ——金屬液表面張力,N/m,對于中碳鋼取σ≈1.5N/mθ——金屬液對型腔表面的潤濕角,對于鋼考慮到滯后潤濕,取θ=180°δ——薄壁鑄件壁厚,m1.4澆注溫度的確定金屬液的澆注溫度和澆注時的型殼溫度是保證充填性的非常重要的因素。雖然熔模鑄造的型殼經過焙燒,且在熱型殼下澆注,但熔模鑄件大多數(shù)是小件、型殼較薄,型殼出爐后冷卻很快。圖1所示為型殼焙燒后的爐外冷卻降溫情況。由圖1可知,出爐后3min內,型殼內部溫度平均每1min幾乎降溫100℃,型殼外部溫度平均每1min幾乎降溫200℃。加上熔模鑄造型殼的透氣性比砂型低,因此實際上熔模鑄造的澆注過熱度高于砂型鑄造,其大致參考值為過熱度130～160℃1。在作者的生產實踐中,對于橫澆道類澆注系統(tǒng)由于基本為頂注,且鑄件相對稍大,一般取120～130℃。對于直澆道類澆注系統(tǒng)多數(shù)件為側注,一般取150～160℃。具體地說,對304不銹鋼,其熔點為1399～1455℃,由于一般工廠304不銹鋼Ni和Cr的質量分數(shù)偏下限,因此熔點取1440～1450℃,實際澆注溫度定為橫澆道類1560～1580℃、直澆道類1600～1620℃。對316不銹鋼,其熔點為1371～1399℃,所以澆注溫度相對304鋼要低40～50℃。對于410不銹鋼,其熔點為1482～1532℃,因此澆注溫度相對304不銹鋼要高70～80℃。當然特殊件的澆注溫度應另外處理。以上澆注溫度是型殼在爐前直接澆注時的出爐溫度,如果是抬包澆注,還需考慮金屬液注入澆包過程中的降溫以及澆包本身的吸熱影響。圖2所示為金屬液在出爐過程和澆注過程中的降溫情況。由圖2可知,鋼液從爐中進入澆包,溫度下降了45℃,因此關于抬包澆注時的出爐溫度,山屋洋樹1提出,對于保持在800℃以上的澆包,出爐溫度在上述直接澆注的溫度基礎上,夏季加40℃、冬季加50℃。對于薄壁鑄件,為了保證充填性、不產生冷隔與澆不足,除保證內澆道的面積、靜壓頭及澆注過熱度外,還應盡量使型殼出爐澆注迅速,盡量使薄壁部位的型殼冷卻緩慢。圖3所示為小型靜翼葉片的蠟模鑄造方案。為了保證平穩(wěn)充填,采用了底注方案,在環(huán)形橫澆道上組裝了各個葉片,葉片的前端很薄,因此組裝時將薄壁的前端部位面向中心直澆道方向,利用直澆道的熱量使葉片薄壁部位的型殼冷卻緩慢,從而保證了葉片薄壁部位的金屬液充填性,不產生冷隔和澆不足缺陷。圖4所示鑄件的前端尖而薄,為了保證前端澆足,組裝時在鑄件的前端增設了虛線所示的增強性輔助澆道,利用此輔助澆道的熱量使尖端部位型殼冷卻緩慢,保證了金屬液的充填性,同時有效地防止了蠟模尖端被碰損。1.5撥桿鑄件設計鑄件澆注過程中憋氣,增加了憋氣部位的氣體壓力,降低了充填時的相對靜壓頭,減緩了金屬液的充填速度,因此憋氣部位往往是易產生澆不足和冷隔的部位。圖5a所示撥桿鑄件,鑄件壁厚3.6mm、長度88mm,原先設計上下兩個內澆道,鋼液從兩個內澆道同時進入,夾在中部的氣體無法排出而憋氣,中部形成澆不足類型氣孔。后改為圖5b所示鑄造方案,由一個內澆道底注,鑄件上部設置集氣包,型腔內氣體在底注時排進集氣包,不僅保證了充填性,不產生冷隔、澆不足,而且減少了氣孔和夾雜缺陷。1.6方案2:撥叉型金屬液對kn3丙金酸合物系將改變原澆道消耗澆注過程如中途停頓,則停頓階段金屬液流前端極易氧化結膜和凝固,而產生冷隔、澆不足缺陷,因此澆注過程中切忌中途停頓。圖6a方案澆注過程中當金屬液到達撥叉的E-E位置時,新注入的金屬液將全部進入內澆道在上部的兩個撥叉型腔,內澆道在下部的兩個撥叉型腔的充填停頓,結果此兩個撥叉型腔的金屬液前端降溫凝固結殼,阻礙金屬液繼續(xù)充型,產生澆不足和冷隔。圖6b所示方案充填連續(xù),避免了澆不足和冷隔。1.7澆注溫度和澆注速度對金屬流的上升速度的影響金屬液充填過程應盡可能平穩(wěn),以盡量減少卷入氣體、夾雜和二次氧化的可能性。底注方案的金屬液由下而上平穩(wěn)注入,能有效防止型腔內卷入空氣而產生的氣孔和針孔。因此對于易產生氣孔的鑄件和易氧化的合金應盡量采用底注方案。在澆注容易產生氧化膜的高合金鋼鑄件時,常常會因出現(xiàn)氧化膜而降低鑄件的氣密性。這些氧化膜有的是在澆包金屬液表面形成的一次氧化膜,也有的是進入型腔后形成的二次氧化膜。烏拉巴葉夫的研究表明,澆包中形成的一次氧化膜是經過下部內澆道進入型腔的,其氧化膜夾雜出現(xiàn)在下部熱節(jié),而澆注過程中產生的二次氧化膜夾雜則出現(xiàn)在上部熱節(jié)。二次氧化膜的形成取決于金屬液在型腔中的上升速度,當澆注溫度為1600℃、金屬液上升速度小于8mm/s時,金屬液的整個表面上將形成完整的氧化薄膜,而當金屬液的上升速度提高到20mm/s以上時,氧化薄膜不再形成。烏拉巴葉夫認為,容易氧化成膜的金屬液,在由氧化物構成的型腔中流動時,金屬液面將不斷縮緊而緊貼鑄型表面,氧氣進入金屬液的清潔表面,又重新形成氧化膜,使得氧化膜不斷增厚。當金屬流的速度大于20mm/s時,氧化薄膜的增長速度被金屬流的破壞速度所抵消。為消除薄膜缺陷,烏拉巴葉夫提出,鑄型中的金屬液流的上升速度應處于16～60mm/s范圍內。圖7所示為烏拉巴葉夫建議的閥體鑄件的鑄造方案。該閥體件質量為2.5kg,材質為ZG12Cr18Ni9Ti,原鑄造時因夾雜和氧化膜而在水壓試驗時滲漏。圖7方案在直澆道和補縮豎澆道之間設置了切向節(jié)流道,因此補縮豎澆道起到了離心集渣作用。節(jié)流道的縮頸截面的大小在保證上述金屬液面上升速度條件下確定。采用該方案后閥體鑄件不再有縮孔、夾雜、氧化膜缺陷,耐壓試驗達到了要求。金屬液在型腔內的流動狀態(tài)對澆不足、冷隔、氣孔的產生有很大影響。當如圖8a所示內澆道進入型腔的斷面發(fā)生突變時,容易因吸動作用產生負壓以及渦流,因而常常產生冷隔、氣孔。此時所產生的冷隔的特征是鑄件的棱角部位出現(xiàn)冷隔線,線的兩端有清楚的高度差。因此在內澆道與鑄件型腔相接處設置較大的圓角,減緩斷面突變,避免金屬液劇烈注入,能減少此類冷隔和內澆道附近的渣氣孔之類缺陷。圖8b,當從A和B方向澆注時都會產生回流,必然在與孔相應的型芯的背后容易出現(xiàn)渦流,同時金屬液的流動動能減小,使得孔的上部輪廓下陷和產生冷隔或產生氣孔。此時,為了防止渦流產生,應采用C方向澆注的方案。澆注時金屬液在直(橫)澆道內的激烈沖擊,很容易卷入氣體而在鑄件內形成氣孔,為此應緩解直(橫)澆道內的沖擊,金屬液應盡量貼著杯壁、澆道壁注入。1.8直澆道系澆注系統(tǒng)澆注時很難完全避免卷入雜質粒子。試驗發(fā)現(xiàn),由直澆道上部落入的雜質粒子在直澆道高度方向的各層鑄件上分布是不均勻的,雜質粒子最少的鑄件位于澆口杯液面100mm以下和直澆道底部30mm以上,所以不論是直澆道類還是橫澆道類澆注系統(tǒng),最好在直澆道底部留有30～40mm的緩沖坑。緩沖坑還可容存冷金屬液,減少底部鑄件澆不足缺陷。重要鑄件采用陶瓷過濾網可有效防止夾砂和夾雜。圖9所示為尼基辛開發(fā)的一種可捕捉外來夾雜的澆注系統(tǒng)集渣包結構。2b部位凝固時間的優(yōu)化設計縮孔(松)是金屬液凝固時體積收縮的結果。金屬凝固時的體收縮在重力作用和大氣壓力的推動下,將出現(xiàn)凝固收縮流動,使一部分金屬液從鑄件系統(tǒng)中冷卻慢的部位流向冷卻較快的部位,而在冷卻慢的部位留下空洞,形成縮孔。縮松則是鑄件局部凝固時金屬液補縮困難形成的。鋼液凝固時體積收縮是一種自然規(guī)律,因此就包含澆注補縮系統(tǒng)在內的鑄件系統(tǒng)而言,縮孔(松)是不可避免的,但僅就鑄件而言是可以避免的。防止縮孔的措施主要有兩種。其一是縮孔轉移,所謂轉移是指將縮孔由鑄件本體中轉移到澆注補縮系統(tǒng)中去。為了實現(xiàn)縮孔的轉移,鑄件的凝固過程必須遵循順序凝固原則,即從鑄件遠處的薄壁部位到最后的補縮組元(冒口、直澆道、橫澆道或澆口杯等)的凝固時間必須遵循連續(xù)增長的原則。此類鑄件的內澆道(或冒口)應設置在鑄件熱節(jié)部位,原則上是有幾個熱節(jié)則需設置幾個內澆道(或冒口),同時補縮組元應儲存安全的補縮金屬液量。圖10所示為D型快速接頭鑄件簡圖。原設計方案在12方的端面上設置了兩個內澆道,采用橫澆道類澆注系統(tǒng)。很顯然B部位的凝固時間比A部位長,形成不了B→A→內澆道的凝固順序。但由壁厚可知,B部位與A部位的凝固時間差并不太大,因此采用了空隙保溫法,在涂掛了4層以后在型殼的A部位刷上蠟,然后繼續(xù)涂掛至6層。型殼焙燒后如圖10b所示在A部位相應型殼中形成了1～1.5mm的空隙,澆注后可以明顯觀察到A部位型殼外表比其他部位型殼外表顏色暗,說明空隙具有明顯的保溫作用。研究表明,A部位的凝固時間可以延長約1.5倍,從而保證了B→A→內澆道的凝固順序,避免了B部位出現(xiàn)縮孔(松)。防止縮孔的另一措施是縮孔分散,也就是通常所說的同時凝固法,其本質是將縮孔分散到鑄件各個部位,主要應用于壁厚較薄且較均勻而難以實行順序凝固時,將縮孔轉移到澆注補縮系統(tǒng)中去的鑄件或鑄件部位。此時鑄造方案設計應避免形成新的過熱點,對局部輕微的熱節(jié)而又難以設置內澆道和冒口的鑄件部位(孤立熱節(jié))應設法改善其散熱條件,提高其凝固冷卻速度。圖11為33.1mm(1.5英寸)/12.7mm(0.5英寸)異徑有邊接頭。原鑄造方案如圖11中虛線所示在大孔端面設置了兩個內澆道A,鋼液從內澆道進入后沿管壁和肋腔流動沖擊K處型壁,K處形成過熱點,且由于兩個內澆道使鑄件內腔封在澆注系統(tǒng)一側而導致內腔散熱緩慢,但鑄件外側的兩根肋僅為3mm×1.5mm,起不到補縮通道作用,因而鑄件內腔相應K處出現(xiàn)縮松,鈍化后該處發(fā)暗黑。后將內澆道改為如圖中所示B處,避免了鋼液沖擊形成過熱點,組裝時大端內孔敞開加快了內腔的凝固冷卻,K處縮松不再出現(xiàn)。圖12所示為50.8mm(2英寸)球閥手柄的鑄造方案。圖12a所示原方案在手柄的兩端附近設兩個內澆道,采用框形橫澆道,每組裝2件。手柄中部槽形的上側受橫澆道影響型殼散熱不良,致使上側過熱,槽部上側金屬液如箭頭所示向下側補縮流動,而使K部位產生外露縮松。圖12b為改進后的鑄造方案,在手柄的大端和中端附近設2個內澆道,采用框形直澆道,每側組裝3件,兩側組裝時鑄件適當叉開,合計每組裝6件,保證了型殼散熱,不僅鑄件工藝出品率由20%提高到50%以上,而且消除了槽部內側的外露縮孔。圖13a為25.4mm(1英寸)球閥閥體鑄件簡圖,圖中虛線所示為內澆道。由圖13可知閥體中孔附近為局部熱節(jié),但因較難設置內澆道補縮而成為孤立熱節(jié),因此鑄件易在中孔附近出現(xiàn)縮孔(松)。圖13b所示鑄造方案,采用橫澆道,將中孔朝下。硅溶膠型殼強度高,澆