原標題：油底殼壓鑄工藝設計及其改善

摘要

根據汽車發動機油底殼結構進行壓鑄工藝設計，利用CAE模擬軟件進行數值模擬，通過優化高壓點冷及流道方案，結合模具溫度場的分析與控制，實現油底殼熱節位置縮孔、泄漏問題的改善，提升了產品質量，滿足了批量生產條件。

油底殼作為汽車發動機的重要零部件，安裝在發動機底部。其主要功能是存儲機油并封閉曲軸箱，同時保護發動機下部的油路組件。油底殼具備較強的耐磨和抗沖擊能力，能夠起到緩沖和分散碰撞力的作用，還可以防止發動機油液泄漏，保持發動機內部的正常工作溫度。油底殼的密封、儲油和吸油功能中的任何一項喪失都將造成發動機嚴重損壞。新一代的汽車發動機油底殼零件結構復雜、壁厚不均和氣密性要求高，在壓鑄過程中會出現渦流裹氣、金屬液難以均勻補縮現象，導致鑄件內部存在氣孔、縮孔等缺陷，容易造成零件廢品率高、成本浪費，需對壓鑄工藝進行深入分析和持續改進。

01 零件結構及技術要求

圖1為某汽車發動機油底殼結構示意圖，材質為鋁合金ADC12，尺寸輪廓約427 mm×310 mm×165 mm，重量約3.4kg，平均壁厚3.3 mm。鑄件整體結構較為復雜，屬于六面加工體，中間布滿交錯的加強筋，周邊功能區域有10~20 mm不等的局部壁厚處。鑄件成形模塊除動、定模芯外，還包含3組滑塊抽芯。鑄件投影面積約1 145 cm2，需采用1650T壓鑄機設備來進行生產。零件表面不允許有裂紋、欠鑄、機械損傷及任何穿透性缺陷。高壓油道密封面、濾清器安裝面氣孔要求≤0.3 mm，其余一般加工面氣孔要求≤0.5 mm。鑄件內部孔隙按ASTM E505 2級標準執行。高壓油道孔和內腔分別要求在0.4 MPa和0.2 MPa壓力下，保壓25 s，其泄漏值分別≤1.0 mL/min和≤4.0 mL/min。

圖1 某汽車發動機油底殼結構示意圖

02 澆注方案設計

該零件壁厚最厚處高達18.5 mm，為高壓油道預鑄孔附近區域，見圖2。局部區域壁厚差異太大，形成熱節點，在鑄件凝固過程中由于補縮不足而產生縮孔、縮松缺陷，從而造成零件泄漏。針對此類缺陷問題，常見的解決方法是增設局部擠壓銷進行補縮，但該零件受限于產品及模具結構，無法有效設計擠壓銷，即擠壓銷油缸會與斜油道抽芯油缸產生干涉，高壓油道孔、斜油道抽芯孔位置見圖1（a）。因此，針對本油底殼高壓油道孔泄漏的風險，只能通過對壓鑄流道和高壓點冷方案設計來進行優化改善。

圖2 局部厚大位置剖視圖

由于該油底殼內腔為產品頂出位置，因此內腔以動模成形，方便產品頂出，減小包緊力的作用，從而保證產品的平面度；且濾清器安裝面、放油螺栓孔及后端面為3組滑塊所在位置，如圖1（b）。故依據該油底殼結構選定分型及進料方式如圖3所示：整體進料方式為豎直進料，以油底殼前端面為進料位置，可以避免分流錐設置在滑塊上容易卡死的風險。共設計10組內澆道進料，后端面為填充末端。對該澆注系統進行初始數值模擬，模擬結果顯示，鑄件充型完成時整體溫度偏低，如圖4所示。原因為澆注系統流程長，充型過程中熱量損失大，充型末端容易形成冷料聚集，從而導致加工后氣孔、夾渣缺陷增多。且底部兩股流道優先進料，容易形成冷隔，導致拋丸后起皮，如圖5所示。

圖3 澆注系統結構示意圖

圖4 溫度場分布圖

圖5 充型過程示意圖

底部及兩側流程過長，鋁液在流道內熱量損失的問題可以通過適當提高內澆道的充型速度，從而提高鋁液進入型腔的溫度，依據公式（1）：

式中：T為金屬液升高的溫度，℃；v為內澆道速度，m/s；c為金屬的比熱容，J/（kg·℃）；K為熱工當量，kgf·m。

ADC12壓鑄鋁合金比熱容為0.9 J/（kg·℃）、熱工當量為100 kgf·m時，應用式（1）描繪出內澆道速度與金屬液溫度升高的對應關系，如圖6所示。當內澆道速度為40 m/s時，鋁合金液進入型腔的溫度將升高8 ℃左右；而內澆道速度為60 m/s時，鋁合金液進入型腔的溫度將升高20 ℃。所以，內澆道的速度越大，則金屬液通過內澆道時的溫度就升得越高。而油底殼選定內澆道速度為50 m/s，根據公式（1）計算得到內澆道升溫為14 ℃，可以在一定程度上彌補鋁合金液在進入型腔前的溫度損失，保持鋁液的流動性，保證末端的充型。同時，在型壁的所有充型末端位置設置一定體積的渣包，進行鋁液前端冷料的容納，減少末端氣孔、夾渣的出現。高壓油道孔的熱節無法避免，需采用高壓點冷進行強制冷卻。

圖6 內澆道速度與金屬液溫度升高關系圖

03 壓鑄工藝的選擇

3.1 慢壓射速度的選擇

慢壓射速度選擇的原則：（1）使鋁合金液從倒入壓射室內到注入內澆道時熱量損失為最少，保證鋁合金液擁有足夠的流動性，便于充型；（2）在沖頭向前推進時，使鋁合金液不產生翻滾、涌浪現象，卷入氣體量為最少；（3）防止鋁合金液從澆口濺出，因此，慢壓射速度不宜過快也不宜過慢，依據公式（2）：

式中：Vc為壓射沖頭的理論最大臨界速度，m/s；D為壓射室內徑，m；g為重力加速度，m/s²；h為金屬液在壓射室內的初始高度，m。

油底殼鑄件采用1650T壓鑄機，壓室內徑110 mm，空打行程816mm，鑄件重量8.34kg，鑄件體積3147cm³，金屬液在壓射室內的初始高度為50 mm，依據公式（2）計算得出壓射沖頭的理論最大臨界速度為0.6m/s。使用AnyCasting軟件進行數值模擬，觀測鋁合金液在完全充滿壓室前的充型流態，結果如圖7所示。

圖7 壓室充型模擬結果

依據模擬結果顯示，鋁合金液在壓室內溫度始終保持在液相線+30 ℃以上，且低速充型過程中，隨著沖頭向前推進，鋁液充型平穩，無卷氣現象產生，避免了壓室內氣體的卷入。

3.2 快壓射速度的選擇

快壓射速度選擇的原則：（1）鋁合金液在充滿型腔前必須具有良好的流動性，保證充型的順暢；（2）使鋁合金液能快速有序地充滿型腔，并把氣體排出到型腔外；（3）不形成高速的金屬流沖刷型腔或型芯，避免粘模現象的產生，鋁合金壓鑄件內澆道速度一般為40~60 m/s。油底殼鑄件內澆道總截面積為771mm²，壓室截面積為9498.5mm²，初步選定內澆道速度為50m/s ，依據伯努利方程：內澆道速度×內澆道截面積=高速速度×壓室截面積，計算得出高速速度為4m/s。

3.3 高速切換位置的選擇

壓鑄件理論高速切換位置為金屬液填充至內澆道位置，該油底殼鑄件理論高速位置為590 mm，但由于內澆道為上下排列，底部的內澆道會提早進料，導致鑄件底部位置出現冷隔問題，故將高速切換點設置為550 mm，具體壓鑄工藝參數見表1。

表1 壓鑄工藝參數

04 壓鑄過程中的缺陷及工藝優化

在小批量壓鑄生產過程中，主要存在如圖8所示問題：高壓油道孔（不加工）泄漏，料廢占比30%，且部分泄漏產品孔內目視可見裂紋存在。

圖8 油底殼缺陷解剖圖

高壓油道孔泄漏問題為內部縮孔導致，部分泄漏產品縮孔外露導致裂紋產生，油道位置為產品熱節所在，油道鑄銷高壓點冷無法完全冷卻該位置，使用熱成像儀對該位置模具溫度進行檢測，油道鑄銷位置整體溫度近290 ℃，如圖9所示。通過調整鑄銷高壓點冷通水流量，延長通水時間，無明顯改善效果，初步判斷存在其他影響因素。通過反復確認CAE模擬結果，發現油道鑄銷正處于操作側末端兩股流道交匯處，如圖10所示，兩股流道直沖油道鑄銷且融合不良，從而導致鑄銷溫度過高產生縮孔甚至縮孔外露。

圖9 改善前模具溫度場

圖10 改善前模擬分析

圖11 改善后模具溫度場

依據缺陷所在對模具進行優化調整，將操作側最末端一股流道進行封堵，如圖12所示，同時，在定模芯新增一組高壓點冷對高壓油道孔底部壁厚位置進行點冷，加強熱節位置的冷卻，如圖13所示。

圖12 改善后模擬分析

圖13 模具點冷方案優化

優化后油道位置模具溫度降至170 ℃，進行批量生產驗證，試壓無泄漏及裂紋出現。鑄件外觀明亮，無冷隔、流痕等缺陷存在，拋丸處理后表面粗糙度符合要求，無明顯拋丸起皮現象，如圖14所示。對產品進行X光射線檢驗，內部質量良好，整體孔隙滿足ASTME505 2級標準要求，如圖15所示。油道位置解剖后對該位置剖面及內部進行針對性檢驗，無明顯氣孔、縮孔存在，如圖16所示。按此工藝進行批量生產，泄漏料廢率0.48%，產品綜合合格率達到98%以上，滿足批量生產要求。

圖14 油底殼實物照片

圖15 整體X射線檢驗

圖16 油道位置解剖及X射線檢驗

05 結論

（1）對于壓鑄鋁合金油底殼厚壁位置的縮孔缺陷問題，通過改進高壓點冷方案進行優化，在孔徑較大的鑄銷位置，采用高壓點冷的方式，對鑄銷本體和對側模芯同時進行強制冷，改善厚壁位置的凝固條件，對油底殼熱節位置的縮孔改善有一定效果。

（2）對于油底殼靠近內澆道位置的預鑄孔位，其預鑄銷本身受相近澆道直沖的影響，容易造成粘模，導致鑄銷溫度升高，需要頻繁進行清理和更換的情況下，結合CAE數值模擬，對澆注系統進行優化改進，確保在鑄銷位置不會形成多股流道交匯、融合不良的現象，可以有效改善鑄銷因粘模導致溫度過高形成內部縮孔從而造成產品泄漏的問題。

作者

羅金成 趙葵 陳盛旭 劉艷杰 趙煥波 滕光勇 張慧
溫州瑞明工業股份有限公司

《鑄造雜志》