高硅铝合金压铸孔隙率研究及工艺优化

 高硅铝合金压铸孔隙率研究及工艺优化
姓名：赵鑫
摘 要
应用专业铸造模拟软件 AnyCastingTM 和有限差分数值模拟技术， 研究了不同浇注温度、不同快压射速度和不同快压射切换位置条件 下，铝合金汽车空调压缩机缸体压铸过程中的充型顺序和温度场分 布，并对充型过程中可能产生的缺陷进行了预测。通过测量铸件金相 组织、密度、密度变化率及力学性能等方法，对数值模拟结果进行了 验证。 通过对不同变质工艺和不同铸造压力条件下铸件性能的研究表 明，铸件的孔隙率随着浇注温度升高和快压射速度的增加而增大，随 着快压射切换位置的增加而减小，随着铸造压力的增加先增大后变 小。铸件的力学性能随浇注温度的增加而呈递减的趋势；随快压射速 度的增加及快压射切换位置的增加，呈现先增大后减小的趋势；随铸 造压力的增加，呈现递增的趋势。 结果表明，生产铝合金汽缸体压缩机缸体的最佳工艺参数为：变 质 剂 — — HGPB-1 、 浇 注 温 度 — — 700 ℃ -720 ℃ ， 铸 造 压 力 — — 104MPa，压射速度——1.5m/s，快压射位置——320mm。
关键词：压铸工艺参数，R14 铝合金汽缸体，变质，密度变化率，孔 隙率，数值模拟，充型过程，缺陷预测
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上海交通大学硕士学位论文
Study on Porosity and Process Optimization of Hypereutectic Aluminum Alloy Die Casting
ABSTRACT
In this contribution, the effects of five important process parameters, metal temperature, casting pressure, fast shot speed, fast shot set point on the properties of die casting R14 aluminum alloy air-conditioning compressor cylinder were investigated by the method of measuring the density of as-cast and heat treated casting、analyzing microstructure and testing the tensile properties. Numerical simulation is also used to describe the flow and temperature distribution at the different metal temperature, fast shot speed and fast shot set point in the platform of AnyCastingTM using Finite difference method. The result showed that higher metal temperature and fast shot speed increase the amount of the porosity; an increase in fast shot set point decrease the amount of the porosity; an increase in pressure increase the porosity first and then decrease. An increase in metal temperature decrease the UTS and elongation; an increase in fast shot speed and fast shot set point increase the UTS and elongation and the decrease; an increase in casting pressure increase the UTS and elongation. The optimum combination of modifying agent, melt temperature, casting pressure, fast shot speed and fast shot set point for generating the lowest porosity were HGPB-1 modifying agent, 700℃-720℃, 104Mpa, 1.5m/s, 320mm, respectively.
Key word: die casting parameters; R14 aluminum allay air-conditioning compressor
cylinder; the changing rate of density, porosity ， modifying agent, numerical simulation, filling, defect predict
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上海交通大学 学位论文原创性声明
本人郑重声明：所呈交学位论文，是本人在导师指导下， 独立进行研究工作所取得的成果。除文中引用的内容外，本论文 不包括任何其他个人或集体已经发表或撰写过的作品成果。 对本 人的研究所做出重要贡献的个人和集体， 均已在文中以明确方式 标明。本人完全意识到本声明的法律结果由本人承担。
学位论文作者签名：赵鑫 日期：2009 年 1 月 25 日
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第 1 章 绪论
1.1 压力铸造概述
1.1.1 压力铸造的发展历史[1] 一般认为，压力铸造起源于 19 世纪初期，主要应用印刷业。19 世纪中期， 出现了第一台热室压铸机，并在美国获得专利权。1855 年默根瑟勒在前人的基 础上，发明了印字压铸机。20 世纪初期，压铸才广泛用于工业生产，1904 年法 兰克林公司开始用压铸方法生产汽车的连杆轴承， 开创了压铸件在汽车工业中应 用的先例。1905 年多勒制造出第一台用于工业生产的压铸机，可压铸锌、锡、 铜合金铸件。随后瓦格纳设计了鹅颈式气压压铸机，用于生产铝合金铸件。1927 年约瑟夫波拉克设计了第一台冷压室压铸机，使贮存熔融合金的坩埚与压射室 分离，显著地提高压射力，从而使压铸技术向前推进了一大步，使铝、镁、钢等 合金铸件可广泛采用压铸生产。1958 年真空压铸在美国获得专利；1966 年提出 精、速、密压铸法，出现了双冲头压铸；1969 年提出了充氧压铸的无气孔压铸 法。随着工业对产品质量的不断提高，又出现了水平分型的全立式压铸机以及可 以提高铸件致密度的三级压射系统的压铸机。 1.1.2 压力铸造过程 压力铸造的实质是使熔融状态或半熔融状态合金浇入压铸机的压室， 随后在 高压的作用下，以极高的速度充填在压铸模的型腔内，并在高压力下使用熔融合 金冷却凝固成形的高效益、高效率的精密铸造方法，压铸的具体过程如图 1-1 所 示[2]。
图 1-1 压铸过程循环图 Fig.1-1 the circulation of die casting processes 现在以配备增压器的三级压射结构的卧式冷室压铸机为例， 根据压射冲头在 压室内的移动情况，具体描述压力铸造的充型填充过程[3-5]，如图 1-2 所示。
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(a)
(b)
(c)
(d)
图 1-2 卧式冷室压铸机压铸过程图 Fig.1-2 Die-casting process of the horizontal cold rooms die-casting machines 第一阶段为慢速阶段，如图 1-2（a）所示，金属液浇入压室内，压射冲头以 慢速前进，封住射料口，推动金属液在压射室内平稳上升，使压室内空气慢慢排 出，减少金属液卷入气体，并防止金属液从浇口溅出。这一阶段金属液所受压力 P1 较低，仅用于克服压室与液压缸对其运动活塞的摩擦阻力。 第二阶段为堆聚阶段，如图 1-2（b）所示，在压射冲头推动下，金属液以较 快的速度移动，充满压射室前端和浇道并堆聚在内浇口前沿。金属液到达内浇口 时，阻力达到最大值，因此为克服内浇口阻力而产生第一个小的压力峰 P2，以 达到突破内浇口的阻力。 第三阶段为压射冲头快速运动阶段， 如图 1-2 （c） 所示， 压射冲头开始加速， 金属液在充填压力 P3 的作用下以极高的速度，短时间内充满整个型腔与浇注系 统，与此同时，压射力将继续上升，且由于增压器开始工作，压力将进一步升高 的最高值 P3，由 P2 上升到 P3 的时间大约为 0.02~0.03s，称为建压时间。在第 三阶段结束时，压铸件内尚存在疏松组织。
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第四阶段为压射冲头持压阶段，如图 1-2（d）所示，填充型腔结束时，压射 冲头运动基本停止，速度逐渐降为零，压力由最高值 P3 变为最终的压力 P4（持 压压力） ，本阶段的主要目的是建立最后的增压，使铸件在最终静压力作用下冷 却凝固，消除或减少疏松，得到组织致密的铸件。 压力铸造过程压力各个阶段的变化如图 1-3 所示。
图 1-3 压射压力变化曲线 Fig.1-3 the changing curve of injection and pressure 1.1.3 压力铸造的主要参数[6-8] 压力铸造的特点是高压力和高速度充填， 现在对压力和速度在压铸过程中的 变化和作用加以分析。 1 压力 压射力是指压射冲头作用于金属液上的力，来源于高压泵，可用压射压力和 压射射比压来表示。压射力的大小由压射缸的截面积和工作液的压力所决定，可 按下述公式计算： 有增压机构时：
Fy = p zyπd 2 / 4
（1-1）
无增压机构时：
Fy = p g πd 2 / 4
（1-2）
式中：
Fy
——压射力，KN； ——增压后，压射型腔内的工作液压力，MPa；
p zy
d ——压射冲头直径，mm。
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压射比压可按下式计算：
pb = 4 Fy / πd 2
（1-3）
其中： pb ——压射比压，Pa；
d ——压射冲头直径，mm。
由公式可见，压射比压与压射力成正比，与压射冲头面积成反比，所以压射 比压可以通过改变压射力和调整压射冲头直径来调整。选择压射比压时，应根据 压铸件的形状、尺寸、复杂程度、壁厚、合金的特性、温度、浇口及排溢系统等 确定， 一般在保证压铸成型和使用要求的前提下选择较小的压射比压。 根据经验， 对于承载件取 50~80MPa，对于薄壁件、耐气密性件一般取 80~100MPa。 2 速度 压力铸造过程中，压射速度既受压力的直接影响，又与压力共同对铸件内部 质量、表面要求和轮廓清晰程度起着重要作用。生产中，速度的表示形式常为压 射速度和内浇口速度两种。 （1）压射速度 压射速度是压室内压射冲头推动金属液的移动速度， 即压铸机压射冲头的速 度。压射速度分为慢速和快速两个阶段，通过压铸机压射速度调节阀可以实现无 级调速。 慢速压射的压力铸造中的第一阶段， 这一阶段是将金属液推至压室前端堆积 在内浇口前沿，在保证将压室内的空气充分排出，又不过多降低金属液的温度的 前提下，尽量选取较低的慢压射速度，过快的慢压射速度不利于压室内气体的排 出。慢压射速度的大小还与压室充满度密切相关，具体关系见表 1-1。 表 1-1 慢压射速度的选择 Table.1-1 the selection of slow shot based on filling rate 压室充满度（%） ≤30 30~60 ＞60 慢压射速度（m/s） 0.3~0.4 0.2~0.3 0.1~0.2
快速压射对应于压力铸造过程中的第三阶段，使金属液通过内浇口，出现压 力峰使铸件压实，减少缩孔及缩松。在计算高压射速度时，先由表 2 确定填充时 间，按式 1-4 进行计算：
u yh =
4V [1 = (n  1) × 0.1] πd 2t
(1-4)
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式中：
u yh
——高速压射速度，m/s;
V ——型腔容积， m3；
n——型腔数；
d ——压射冲头直径，m；
t——填充时间，s。
按此式计算的快压射速度是最小快压射速度， 一般压铸件可以按计算值提高
1.2 倍，有较大镶件的铸件或大模具压小铸件时可提高至 1.5~2 倍。
快压射速度的选择要综合考虑压铸合金的特性、熔化潜热、合金的比热和导 热性、凝固温度范围、模具的热传导情况及对铸件的质量要求等多种因素。当模 具温度高时，压射速度可适当降低，当铸件为薄壁复杂零件且对表面质量有较高 要求时，应采用较高的压射速度。 （2）填充速度 填充速度即内浇口速度，是熔融金属通过内浇口导人型腔时的线速度， 填 充速度是压力铸造中重要的工艺参数之一。 填充速度的大小对铸件刀学性能的影 响极大，填充速度太低，铸件强度就会下降；填充速度提高，强度就会上升；但 速度过高时，又会导致强度下降。填充速度的选择与压铸件壁厚的关系如表 1-2 所示。 表 1-2 推荐的压铸件平均壁厚与充型时间及填充速度的关系
Table.1-2 the relationship between average thickness and filling time and filling speed of die casting
压铸件平均厚度/mm 充型时间/ms 填充速度/(m/s)
1 1.5 2 2.5 (3) 压射速度与内浇口速度的关系
10~14 14~20 18~26 22~32
46~55 44~53 42~50 40~48
在冷压室压铸机中，压室、浇注系统和压铸模构成一个封闭系统。根据连续 性原理，填充速度与压射速度有固定关系：
πd 2
4 un =
u y = An un
（1-5）
πd 2
4 An
uy
（1-6）
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式中： un ——内浇口速度，m/s；
uy
——压射速度，m/s；
d ——压射冲头(压室)直径，m；
An ——内浇口截面积(m2)。
由式 1-5，1-6 可知，内浇口速度与压射冲头直径的平方、压射速度成 正比而与内浇口截面积成反比。 压力铸造过程中，速度的变化曲线如图 1-4 所示，其中 N 为慢压射速度，O 为快压射速度，P 为压射平均速度，Q 为凝固过程加压速度。
图 1-4 压力铸造过程中速度的变化曲线
Fig.1-4 The changing curve of injection speed
1.1.4 压力铸造的特点 压力铸造被公认为是“原材料和成品之间距离最短”的一种金属成型工艺，它 将液态金属形成零件仅需要零点零几秒时间， 是有色金属铸造中具有生命力的一 个分支[9]。高压力和高速度是压铸时熔融合金充填成型过程的两大特点，也是压 铸与其他铸造方法最根本的区别之所在[10]。 正是由于高压力和高速度的特殊充型及凝固方式， 使压力铸造自身具有一些特有 的优点和缺点[11-12]： 优点： ① 铸件尺寸精度高，在多数情况下，只需经过少量的机械加工，就
可以直 接进行使用； ② 铸件表面光洁度好，表面精糙度在 Ra3.2 以下，与用机械加工方法而得
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到同样的光洁度的表面相比，铸件表面更加坚实耐磨； ③ 铸件组织致密，强度及表面硬度高，这是由于合金在模具内在压力下 （20~200MPa）成形，在压力下凝固，冷却速度较快，所以组织致密，故强度及 表面硬度高； ④ 可以压铸形状复杂的薄壁深腔零件； ⑤ 生产效率高，有利于实现机械化和自动化； 缺点： ① 压铸件气孔缺陷较多，所以压铸件一般不能进行热处理及在高温条件下 工作。以免铸件内的气体膨胀，影响铸件质量与外观。 ② 压铸的合金类别和牌号有所限制，目前压铸的合金以有色金属（铝、镁、 锌合金）为主，且每一种合金中，仅有几种牌号可用于压铸。 ③ 压铸的生产设备费用较高，这是由于压铸机的成本高，模具加工周期较 长、而且压铸机生产效率高，故压铸不适合小批量生产。 ④ 对于厚壁或薄厚相差较大的零件，容易产生缩孔和热裂。 1.1.5 压力铸造常用铝合金的分类及特点[13] 铝合金目前已发展成为应用最广泛的压铸材料，在众多的铝合金系列中，最 常用于压铸生产的是四个系列的合金：铝—硅合金、铝—硅—铜合金、铝—硅— 镁合金及铝—镁合金，各系列合金成分及中美日三国相对应牌号见表1-3。 表1-3 压铸铝合金的化学成份(%)
Table.1-3 the nominal composition of die casting aluminum alloy(%)
合金系列 牌号
Si 10.0~13.0 11.0~13.0 11.0~13.0 8.0~10.5 9.0~10.0 9.0~10.0 7.5~9.5 9.6~12.0 7.5~9.5 9.6~12.0 7.5~9.5 0.8~1.3
＜0.3 ＜0.35
7
Cu
＜0.6 ＜1.0 ＜1.0 ＜0.3 ＜0.6 ＜0.6
Mg
＜0.05 ＜0.3 ＜0.35
Fe
＜1.2 ＜1.3 ＜2.0 ＜1.0 ＜1.3 ＜2.0 ＜1.2 ＜1.2 ＜1.2 ＜1.3 ＜1.3 ＜1.2 ＜1.8 ＜1.8
Al
余量
YL102(中) Al-Si ADC1（日） 413（美） YL104 Al-Si-Mg ADC3 360 YL112 YL113 Al-Si-Cu ADC10 ADC12 380 YL302 Al-Mg ADC5 518
0.17~0.3 0.4~0.6 0.4~0.6
＜0.3 ＜0.3 ＜0.3 ＜0.3 ＜0.1
余量
3.0~4.0 1.5~3.5 2.0~4.0 1.5~3.5 3.0~4.0
＜0.1 ＜0.2 ＜0.25
余量
4.5~5.5 4.0~8.5 7.5~8.5
余量
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由于各个系列合金化学成份的差异，导致各个系列的合金有各自的应用范 围。 —镁系合金凝固温度范围较大， 铝 有热脆性， 压铸时容易产生裂纹， 但强度、 耐蚀性及表面质量好。适合于高强度下工作的零件。铝 — 硅系合金含硅量为
10.0%~13.0，接近11.7%，见图1-5，含硅11.7％的共晶合金凝固温度范围小且流
动性好，见图1-6，所以铝—硅系合金补缩性好、抗热裂性好，具有优良的铸造 性能，适合铸造薄壁、复杂铸件。铝—硅—铜合金具有最好的综合性能。铸造性 能好，机械性能好，适合于压铸汽车、摩托车零件，电子通讯设备零件，仪表零 件，机械零件，电动工具零件等。
图1-5 铝—硅二元相图
图1-6 硅对流动性的影响
Fig.1-5 Al-Si Binary Phase Diagram
Fig.1-6 Effect of Si on fluidity
目前，铝—硅合金和铝—硅—铜合金是应用最为广泛的两种压铸铝合金，因 为它们可以有相当数量的杂质，可以回收利用，提高原料的利用率，除此之外， 还有如下特点[14]： ① 密度较小，比强度高。 ② 在高温和常温下都具有良好的力学性能，尤其是冲击韧性尤其好。 ③ 有较好的导电性和导热性。机械切削性能也很好。 ④ 表面有一层化学稳定、组织致密的氧化铝膜，放大部分铝合金在淡水、 海水、硝酸盐以及各种有机物中均有良好的耐腐蚀性。但这层氧化铝膜能被氯离 子及碱离子所破坏。 ⑤ 具有良好的压铸性能，较好的表面粗糙度以及较小的热裂性。
1.3 压铸件的孔洞类缺陷
压力铸造的工艺参数如果选择不当，将会导致压铸件中产生相应的缺陷甚至 出现废品。压铸缺陷大体分为三类： ① 几何缺陷：压铸件形状、尺寸与技术要求有偏离，尺寸超差、挠曲、变 形等。
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② 表面缺陷：压铸件外观不良，出现花纹、流痕、冷隔、斑点、缺肉、毛 刺、飞边等。 ③ 内部缺陷：气孔、缩孔、缩松、裂纹、夹杂等，内部组织、机械性能不 符合要求。 随着汽车工业的发展，对铝合金压铸件的质量要求越来越高，除了保证铸件 的外观，尺寸精度，化学成分及力学性能外，更加注重铸件的内部质量，不允许 铸件有气孔，疏松及夹杂物的存在。目前，压铸件内的孔洞类类缺陷已成为铝合 金铸件中最常见的缺陷，也是对铝合金铸件质量影响最大的缺陷。据资料介绍， 砂型铸件含气量为 6-9ppm/100g 铝，金属型铸件含气量为 2ppm/100g 铝，而普通 压力铸造生产的铸件含气量为 15—45ppm/100g 铝， 是金属型铸件含气量的 10-20 倍。所以压铸件不能进行较多余量的机械加工，以免气孔暴露在铸件的表面，削 弱压铸件的工作性能[15]。 1.3.1 气孔的形成[16] 工业用的大多数金属，在熔炼及浇铸过程中，由于金属液温度较高，都会与 空气中的气体发生作用，在金属液与气体接触的界面上发生吸附、扩散、溶解相 化合等过程。 金属液结晶时，气体主要有以下三种形式析出： ① 气体以原子状态扩散至金属表面，然后脱离吸附状态； ② 以气泡形式从金属液排除； ③ 与金属内某元素形成化合物，以非金属夹杂物形式排除。 如同金属结晶一样，要形成气泡，首先必须形成气核，当气核尺寸大于临界 尺寸 rk 时，气核就能稳定存在并不断长大；当气泡半径 r 较小时，由于金属液表 面张力 δ 所产生的附加压强(
2δ )非常大，金属液中难以自发形成气核。但在实 r 际生产中， 合金中常含有许多气态及固态的夹杂物， 这些夹杂物具有一定的界面，
气泡核心生成之后，随着金属液温度的下降，气体在金属液中的溶解度不断
都有可能成为非自发气核的基础，这就会使气泡核心在现有的界面上迅速形成。 降低，过饱和的气体就会向气泡核心扩散，至使气泡不断长大，当气泡长大到临 界尺寸时，气泡所受浮力大于界面对气泡的吸附力，气泡便从金属液中析出。如 果气泡在金属凝固过程中未能上浮至界面，则在铸件内部形成气孔。仍然溶解在 金属液中的气体，一部分以固溶体形态存在； ．一部分同金属形成化合物，在铸 件内形成夹杂。 1.3.2 孔洞缺陷的分类及危害[17-18] 铝合金压铸件上的孔洞缺陷，根据产生的原因可分为两类：气孔和缩孔。气 孔是金属液在冷却和凝固过程中， 因温度降低， 金属液中的气体溶解度不断下降，
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析出的气体来不及排除而产生的， 充型过程中卷入的气体以及涂料挥发出来的气 体是气体两个主要来源。缩孔是指合金在浇注后，合金凝固过程中，由于最后凝 固部位得不到金属液补充或铸件局部过热，造成某一部位凝固慢从而产生的，收 缩而产生的，从外表看，气孔多为表面光滑圆形，收缩孔多为不规则形。
1 气孔
根据气孔的形状大小和分布特点，可把其分为针孔、皮下气孔、集中性大气 孔 3 类。
图 1-7 铝合金试样抛光表面气孔的典型显微图貌
Fig. 1-7 Gas porosity in aluminum alloys on the polished surfaces of specimens taken by optical microscope
（1） 针孔的孔径约在 1mm 以内；形状为圆球状或苍蝇脚形。通常出现在 铸件的厚大部位，呈弥散性分布的小孔洞。针孔缺陷具有流行性，在同炉次铸件 中， 都有相同或相似的组织缺陷。 按针孔的大小和分布情况， 可分针孔分为三类： 点状针孔、网状针孔及混合性针孔。 ① 点状针孔。在低倍组织中，针孔外形呈圆点状，轮廓清晰、内壁光滑， 且互不边续，直径可以测量且能数出单位面积上的个数。这种针孔是从合金液内 析出的气泡所形成，针孔多在结晶温度范围较小、补缩良好的铸件(如 ZL102)中 出现。当冷却速度大时，在离共晶成分较远的合金(如 ZL105)中也会出现。点状 针孔的金相图见图 1-7 [19-20] 。 ② 网状针孔。在低倍组织中，每个针孔几乎都连接起来，呈密集的网状、 无法数出单位面积上的数目，难经测量直径。是淮固相温度范围宽的合金在冷却 速度很慢时，堵塞封闭在枝晶间隙间的气体不能扩散聚集长大而形成的。 ③ 混合性针孔。其大小和形状介于前两种气孔之间，在低倍组织上观察， 大针孔较多，其形状不呈圆点状，而呈多角形状，有密集区也有稀疏区： （2）皮下气孔是产生在铸件或铸锭表皮下面的一种气孔，表面光滑，呈倒梨
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型，多为铝合金液与铸型表面涂料发生化学反应而产生。皮下气孔对铸件的机械 性能、耐蚀性等没有太大影响，但影响铸件的外观和尺寸。 （3）集中性大气孔的特点是内壁光滑、比较深，多发生在壁厚肥大或靠近补 缩冒口处，这是由于这些部位后凝固冷却，铸件内的气体受压力影响，向这些部 位集中的原因。这种气孔使铸件报废。
2 缩孔、缩松
铸件最后凝固部位由于收缩而出现的大而集中的孔洞称为缩孔， 小而分散的 孔洞称为缩松。 缩孔、 缩松的存会导致铸件的机械性能、 耐蚀性能， 气密性下降， 甚至适成铸件的报废。缩松的金相图片见图 1-8[21]。
图 1-8 铝合金抛光试样上缩松的典型金相形貌
Fig.1-8 Shrinkage porosity in aluminum alloys on polished surface of specimens taken by optical microscope
1.3.3 气孔的主要评价方法 压铸件气孔的评价方法，随着压力铸造技术的不断进步，也在不断发展，目 前，气孔的评价方法主要有以下几种，现分别介绍如下：
1 低倍针孔度法—铸造铝合金针孔[22]
在中华人民共和国机械行业技术标准 JB/T 7946.3—1999（铸造铝合金针孔） 中，规定了铸造铝合金低倍针孔度的分级原则和评级方法，具体方法如下（JB/T ： 7946.3—1999） ① 在铸件凝固较慢的厚大部位按技术文件的指定部位切取金相试样； ② 机械加工至表面粗糙度值 Ra 不大于 1.6 μm ； ③ 将制备好的金相试样用汽油、酒精或丙酮清洗干净后，准备腐蚀； ④ 将清洗干净的金相试样用 10%~15%NaOH 水溶液浸蚀，浸蚀温度和浸蚀 时间按图 1-9 低倍浸蚀温度—时间曲线确定，推荐的浸蚀温度控制在 25℃±5℃
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为宜。
图 1-9 低倍浸蚀温度—时间曲线图
Fig.1-9 Relationship of the etching temperature and etching time
⑤ 浸蚀剂的用量与试样浸入部分体积之比应大于 10，对于便于工作用时间 较常的腐蚀剂，应适当延长浸蚀时间，并定期更换或补充新的腐蚀剂； ⑥ 浸蚀后，试样用水冲洗，然后用 20%~25%HNO3 水溶液去除试样表面的 腐蚀膜，接着用水洗清并干燥； ⑦ 将试样对照标准图片作目视比较，确定试样的针孔度等级。 铸造铝合金针孔度分为五级，标准照片如图 1-10 所示：
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（a）
（b）
（c）
(d)
(e)
图 1-10 针孔度等级图（a）一级（b）二级（c）三级（d）四级（e）五级
Grade one b） （ Grade two c） （ Grade three d） （ Grade Fig.1-10 Rank of Porosity （a） four（e）Grade five 2 密度变化率法
铸件的密度变化率用阿基米德法测量，以本课题研究的铝合金汽车空调压缩 机缸体（图 1-11）为例：
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图 1-11 汽车空调压缩机缸体实物图
Fig.1-11 air-conditioning compressor cylinder
图 1-12 铸件切割后均匀的十二部分
Fig.1-12 twelve parts after cutting
① 将压缩机铸件切割成均匀的 12 部分，如图 1-12 所示； ② 将切割好的各部分用水清洗干净、吹干； ③ 利用天平分别测量每部分在空气中的质量 mi （ i =1,2…12） ，利用排水法 测量每部分的体积 Vi ，利用公式 ρ 0 =
∑m ∑V
i
，算出铸件的平均密度 ρ 0 ；
i
④ 将所有的部分放在热处理炉中加热到 530℃并保温 2h 后取出，再分别测 量热处理后各部分质量和体积，算出热处理后压铸件的平均密度 ρ ； ⑤ 利用公式: Δρ =
ρ0  ρ ,求其密度变化率， 其中 Δρ 为处理前后铸件的密度 ρ0
变化率， ρ 0 为热处理前的铸件的平均密度， ρ 为热处理后铸件的平均密度。
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3 微观气孔形态法[23]
① 从铸件指定部位切取试样，并将试样表面磨平、抛光，得用光学显微镜 观察孔洞形态，并拍照； ② 每个试样随机拍照 10 张，利用光学
分析系统测定铸件内气孔面积百分 比，平均粒径； ③ 用十个测定参量平均值评定压铸件微观汽孔形态。
4 无缝连接法[24]
① 从指定部位切取金相试样，观察面积尽量大些； ② 将试样用 300~1000 目的金刚石砂纸磨平，用水清洗后，抛光、清洗并干 燥； ③ 用丙酮溶液对试样进超声波清洗，避免抛光时抛光布上细小的绒毛堵塞 气孔，影响观察； ④ 利用体式显微镜进行连续观察拍照，直到整个观察面拍摄完全； ⑤ 利用蒙太奇原理，将所有拍摄照片进行无缝连接，如图 1-13 所示； ⑥ 利用专业分析软件统计孔隙率；
图 1-13 280 个视场无缝连接图 Fig.1-13 Digitally compressed seamless montage of 280 contiguous micro structural fields covering the complete specimens.
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铸造铝合金针孔法，操作简单，但只能和现有的针孔图片作对比，很难进行 定量化的研究，微观气态形态法，由于是在高倍显微镜下观察，视野范围较小， 很难如实的反应铸件内气孔的分布情况，本文将密度变化率法与蒙太奇法相结 合，从宏观含气量到铸件指定部位气孔的分布两个方面，综合考察铸件的孔隙率 的大小。
1.4 课题研究意义、目的及主要研究内容
1.4.1 课题的研究背景及意义 近年来，随着全球能源危机的出现和不断加剧，现代汽车业正在向着轻量化 的方向发展。汽车轻量化即减轻车体自身重量，可能通过改进汽车结构和采用轻 量化材料两种方法来实现，但改变汽车结构的方法已无太大潜力，因而汽车行业 把开发轻量化材料作为实现汽车轻量化首要手段。铝的密度小,仅为2.7g/cm3 ,为 钢的1/3，纯铝的性能并不适合作汽车材料，纯铝中加入某种或某几种元素后， 可形成强度、硬度、抗疲劳性能等材料综合性能较高的铝合金。铝合金密度小、 比强度和比刚度高、弹性好、抗冲击性能良好、耐腐蚀、耐磨、高导电、高导热、 易表面着色、良好的加工成型性以及高的回收再生性等，为此汽车公司逐步采用 轻量化的铝合金材料来取代传统的钢铁结构材料。 目前发达国家轿车用铝量平均 已达133kg，铝化率达12%。目前国产汽车平均用铝量仅为60kg，铝化率不到5%， 很有发展潜力[25]。汽车用铝合金材料的方法主要以铸造为主，其中压铸件占70 ％以上。汽车工业的迅速发展，有效的促进了铝合金压铸工业的发展[26]。 随着压力铸造技术及汽车工业的发展，对压铸件的质量要求也越来越高，目 前，对于汽车上常用的高硅铝合金压铸件，主要存在两个问题：除气及硅的细化 变质。因此，研究工艺参数对铝合金压铸件孔隙率及初生硅大小的影响已成为该 领域的重点研究课题。 1.4.2 课题主要研究内容 本课题是由上海交通大学轻合金精密成型国家工程中心与三电贝洱汽车空 调有限公司联合研究项目——研发一种新型汽车空调压缩机缸体。 ① 研究熔炼条件（变质工艺），浇注条件（浇注温度）及压铸机控制参数 （快压射速度、压铸压力、快压射切换点及建压时间）对铝合金汽车空调压缩机 缸体性能（微观组织，初生硅大小、机械性能、孔隙率）的影响； ② 通过数值模拟对压铸缺陷进行预测； ③ 进行实际压铸工艺实验，对压铸工艺参数进行优化；
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第 2 章 实验方案
铸造的实质就是直接将液态金属浇入铸型并在铸型中凝固和冷却， 进而得到 铸件。液态金属的充型过程是铸件形成的第一个阶段。许多铸造缺陷(如卷气、 夹渣、浇不足、冷隔及砂眼等)都是在充型不利的情况下产生的，因此，了解并 控制充型过程是获得优质铸件的重要条件。 目前铸件充型凝固过程数值模拟的发 展已进入工程实用化阶段。与充型过程相比，铸件凝固过程温度场模拟相对要成 熟得多，温度场模拟以及建立在此基础上的铸件缩孔、缩松预测是目前凝固模拟 商品化软件最基本的功能模块之一。应用先进的数值模拟技术，铸造生产正在由 经验走向科学理论指导。通过充型凝固过程模拟，人们可以掌握主要铸造缺陷的 形成机理， 优化铸造工艺参数， 确保铸件质量， 缩短试制周期， 降低生产成本[27]。 本文将利用铸造模拟软件 AnyCastingTM对铝合金汽车空调压缩机缸体的压力铸 造进行工艺初步设计并结合实验验证工艺改进的有效性， 具体流程如图2-1所示。
CAD建模（Pro/E 简化模型 UG …）
标准数据转换
模型简化、离散化（网格处理）
初始,边界条件 （温度, 速度, 压力等） 求解运算 温度场、流场结果
缺陷分析
不真实
与事实相符 优化工艺参数
最优压铸工艺
图 2-1 6C 空调压缩机缸体模拟仿真流程图
Fig.2-1 Simulation flowchart of 6C air-conditioning compressor cylinder
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2.1 数值模拟基本步骤及主要散化方法
数值模拟求解实际工程问题的一般步骤大致为[28]： ① 清楚地认识材料成形的物理过程 ② 物理模型的建立 ③ 数学模型的建立 ④ 求解区域的离散 散化处理。 ⑤ 数值方程的建立 ⑥ 数值计算 ⑧ 缺陷预测。 数值模拟中最核心的部分是离散方程的建立，数值模拟时离散化方法有多 种， 常用的数值计算方法有有限差分法(Finite Difference Method)、 有限元法(Finite 即建立空间区域中节点或单元的代数方程。 选用适当的计算方法求解线性代数方程组。 这是进行数值模拟的前提。 在充分分析实际问题的基础上。 包括数学控制方程和定解条件。 即将物理过程所涉及的区域在空间上和时间上进行离
⑦ 计算结果的分析和可视化。
Element Method)、边界元法(Boundary Element Method)等等。
有限差分法[29]是求解偏微分方程的一类主要数值方法，它的基本思想是首 先将微分方程问题的求解域划分为差分网格， 用有限个网格节点代替连续的求解 域，然后将微分方程的导数用差商代替，推导出含有离散点上有限个未知数的差 分方程组，将微分方程问题转化为代数问题。最后求解差分方程组以获得微分方 程的数值近似解。有限差分法是以差分代替微分来处理各类微分方程，由于网格 剖分及离散方程建立简便，计算程序容易编制，计算时间短，因而目前广泛应用 于流场数值模拟，金属热态成形过程温度场尤其是铸造过程温度场数值模拟。但 是由于典型的有限差分格式要求对物体作有规则的网格划分， 使它在模拟复杂或 不规则的几何形状时精度受到影响。 有限元法是基于古典变分法而发展起来的一种计算方法。 他可作不规则网格 划分，故能用比FDM更少的网格来实现复杂的物体形状。在有限元法中，对单 元作了积分计算，充分考虑了单元对节点参数的“贡献”，同时有限单元法节点 配置方式比较任意，可以根据实际需要确定节点的配置密集程度，能够在不过分 增加节点总数的情况下提高计算精度，因此有限单元法更适合于求解复杂问题。 但是，有限元法的计算过程较为复杂，物理概念不如有限差分法明确。 边界元法是使微分方程乘以某个权函数后对求解空间进行积分。 当利用格林 公式将方程展开，如能选择适当的权函数，使其中体积分项为零，这问题就转化 为仅仅对边界进行线积分。这意味着利用边界元法可将实际问题降低一维来处 理，边界元法同样对网格剖分没有严格限制，对于稳态问题甚至无需处理内部区 域，只需对边界进行分割即可。但边界元法的工是推导及运算过程都比较复杂，
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计算工作量也较大。对于非稳态问题，内部区域仍需网格剖分。总的来说，边界 元法仍处于发展阶段，这些方法中，以有限差分法和有限元法应用较多[30-31]。
2.2 AnyCasting 介绍
本文所使用的模拟仿真软件为韩国 AnyCasting 公司研发的新一代基于
Windows 操作平台的高级铸造模拟软件系统——AnyCasting。是专门针对各种
铸造工艺过程开发的仿真系统，AnyCasting采用有限差分计算温度场，然后采 用有限元法计算应力， 发挥了有限差分法和有限元法分别在热分析和应力分析方 面的优势。通过将有限差分温度场转换为有限元模型中的温度场，作为应力分析 的温度载荷来进行应力场的分析。 AnyCasting 由 AnyCasting 由 anyPRE 、
anySOLVER、anyPOST、anyDBASE 四个模块组成。
通过读取CAD数据， 生成有限差分 FDM） （ anyPRE是AnyCasting的前处理器， 网格并设置模拟条件，为运行 anySOLVER做准备。anySOLVER读取由anyPRE 生成的文件，模拟铸造过程中的流体流动及其温度场。可模拟的铸造工艺有砂型 铸造，金属模铸造，熔模铸造，以及重力倾转铸造等。还可以模拟高压铸造，低 压铸造中的循环铸造工艺。anyPOST读取由anySOLVER生成的文件并通过图像 显示基本结果，如充填时间，凝固时间，场云图（温度、压力、速度），二维或 三维速度矢量等，并能够输出某一设定点的变化图表。各种凝固缺陷可以通过结 果整合功能以二维或三维的形式表达出来。anyDBASE是用来管理熔体、模具以 及其他铸造过程中所用到的材料数据的数据库程序，同时支持两种数据库，即常 规数据库以及用户自定义数据库。常规数据库包括了基于各种国际标准下（韩国 标准、日本工业标准、美国材料实验学会等）的黑色金属，有色金属，非金属及 其他功能材料的各种数据。
2.3 数理模型的建立
2.3.1 流体的控制方程[32-33] 压力铸造中，金属液的流动属于不可压缩粘性牛顿流体的非稳态紊流流动。 紊流的基本特征是存在大量作杂乱无章运动的微小旋涡，这些旋涡的不断产生、 发展、衰减和消失，使得金属液的各种物理参数(如速度，压力和温度等)随时间 与空间发生随机变化，这个过程包含着动量传递、质量传递和能量传递，因此可 用连续、动量、体积函数和能量方程组描述这一过程。
1 连续性方程——质量守恒方程
由于是运动学方程，与力学无关，因此既适用于理想流体，也适用于粘性流 体。可表达为：单元控制体内质量的增加等于其周围单元流入该单元的质量。数 学表达式为：
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ρ  ( ρu x )  ( ρu y )  ( ρu z ) =0 + + + z x y t
(2-1)
由于在压力铸造充型过程中，金属液视为不可压缩流体，即只有形状变化而不发
ρ =0 生体积变化，，则 t ，即金属液的速度散度为零，于是连续性方程变为：
 ( ρu x )  ( ρu y )  ( ρu z ) =0 + + z x y
（2-2）
2 动量守恒方程——Navier-Strokes 方程：
  2u x  2u x  2u x  u x  u x u x P  u x  + ρg x + ρ + η 2 + + uz + uy + ux =  x z 2  y 2 z  x y x  t 
（2-3）
ρ
u y u y u y  u y + ux + uy + uz x y z  t
  2u y  2u y  2u y  P = + η 2 + +   x y y 2 z 2 
  + ρg y 
（2-4）
ρ
  2u  2u z  2u z u  u u P  u z + 2 + η  2z + + ux z + u y z + uz z  =   x z y 2 z  z y x  t
  + ρg z 
（2-5）
3 能量方程 T ρc p (kT )  q( x ) = 0 t 式中：
（2-6）
ρ ——流体密度，kg/m3；
u x ， u y ， u z —— 速度矢量在三个坐标轴上的分量，m/s； g x ， g y ， g z —— 重力加速度在三个坐标轴上的分量，m/s2；
η
——动力粘度， N  s / m ；
2
c p ——比热容； T ——节点温度，℃； t ——时间，s；
=    + + ； x y z
k ——稳态热积率； q ( x ) ——体积热源。
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2.3.2 自由表面处理[34]
铸件充型过程是带有自由表面的瞬态流动过程， 这类过程的难点之一就是确 定自由表面的位置和形状。考虑自由表面的计算流体力学是其数值模拟的基础。 目前铸造充型过程模拟中多采用 VOF (volume of Fluid)法来求解带有自由表面的 流动问题，同 MAC 法相比较这种算法的优越性在于减少了自由表面的计算工作 量，一个单元只需一个存储量，显著减少了自由表面的计算工作量。本论文采用 了一种简化的 VOF 方法，引入体积函数，有效的实现了对自由表面的处理。其 中 VOF 法采用体积函数来代替跟踪自由表面的大量标志粒子，此法有效地节省 了计算机的存储量。为了跟踪自由表面，得出自由表面单元的位置，需要求解体 积函数方程。在求解之后，得到液态金属充填型腔的形态，也就确定出新的速度 场、压力场的求解域。
F  (u j F ) = 0 + t x j
（2-7）
式中 F 为体积函数，当 F=1 时
表示充满状态，当 F=0 时表示空格状态，当
0<F<1 时则表示自由表面。当上式在每个计算网格单元内积分时，则每个单元 F
值的改变便转化为穿过单元界面的 F 值流量， 但在计算流量时一定要保证不破坏 自由边界的定义。 为此，在 SOLA 算法中采用了“施主一受主”的处理方法。所谓施主一受 主法就是根据计算单元的速度方向及单元的液流量来将单元标志为施主单元或 受主单元。施主单元将有流体流出，受主单元将有流体流进。用施主一受主法确 定了各个单元的液流量之后，也就确定了自由表面边界的移动情况。 2.3.3 紊流模型的建立[35-37] 铸件充型过程中金属液的流速很快，对于铝合金来说，一般高达 20~50m/s， 流动呈复杂的紊流状态，如果将这一过程过度简化，在实际计算中会带来误差， 无法对紊流所特有的现象进行模拟。 铸件充型过程中素流的模拟必须考虑如下因 素： ① 充型过程中的紊流是尚未充分发展的紊流。 ② 在近型壁处对素流模型应做必要的处理。 ③ 紊流模拟不应给计算带来太大的负担，模型的难确性与计算量应相互协 调。 基于上述考虑， 本文采用目前较为常用的 k  ε 双方程模型， AnyCastingTM 在 软件中，有三种紊流模型：标准 k  ε 模型、RNG k  ε 模型以及 Wilcox k  ε 模 型，现分别介绍如下： （1）标准 k  ε 模型（Standard k  ε model）： 紊流模拟的任务是通过表达式或输运方程来寻找这些未知关联项进而使方
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程封闭，采用 k  ε 双方程模型更加接近于实际充型过程，而且较为简单，易于 应用。紊流动能 k 和动能耗散率 ε 由下面的方程来确定： 紊流动能 k 方程：
k  (u j k ) = 1  + ρ x j t x j
紊流动能耗散率 ε 方程：
 μt  μ +  σk    μt  μ +  σk 
 k  Pk   x  + ρ  ε  j   ε  ε ε2  + c1 Pk  c2  x  ρk k  j
（2-8）
ε  (u j ε ) = 1  + ρ x j t x j
（2-9）
由 k 和 ε 的值可以确定 μt ：
μ t = cu ρk 2 / ε
式中： Pk = μ t
（2-10）
ui xi
 ui u j  +  x  j xi
  
（2）RNG k  ε 模型(RNG k  ε model)
ε  (u j ε ) = 1  + ρ x j t x j
（2-11）
 μt  μ +  σk 
 ε  * ε ε2  + c2 Pk  cμ  x  ρk k  j
η 3 (1  η / η 0 ) 1  u u j  1/ 2 。 式中： c = c2  ；η = (2S ij  S ij ) k / ε ； S ij =  i + 1 + βη 3 2  x j xi  
* 2
（3）Wilcox k  ε 模型 (Wilcox k  ε model)
k  (u j k ) = 1  + ρ x j t x j
 μt  μ +  σk 
u j  k    c1kω  + τ ij  x x j  j   ω  ω u j 2   x  + c2 k τ ij x  c μ ω j  j
（2-12）
ω  (u jω ) = 1  + ρ x j t x j
 μt  μ +  σk 
（2-13）
式中： τ ij 为 Reynolds 应力张量；涡流粘度 μ t = ρk / ω 。 标准 k  ε 模型比层流模型更接近实际充型过程，是结构简单应用最为广泛 的模型， 自从模型提出以后， 就变成工程流场计算中主要的工具了。 适用范围广、 经济、合理的精度。它是个半经验的公式，是从实验现象中总结出来的。紊流动 能 k 方程是通过精确的方程推导得到，动能耗散率方程是通过物理推理，数学上 模拟相似原型方程得到的。基本能满足金属流动时的真实情况。但 k  ε 模型基 于湍流各向同性的前提假设，无法考虑不同方向上的不同作用，比较适用于各向
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同性的充分发展的紊流流动， 对于旋转的液体和管道变转度较大的情况计算结果 精度较低。
RNG k  ε 模型通过在大尺度运动和正后的粘度项体现小尺度的影响，而使
这些小尺度运动有系统地从控制方程中除。与标准 k  ε 相比，考虑了旋流对紊 流粘度的影响，因此处理旋流问题及几何形状曲度变化剧烈的情况（如果管道有
180°大转弯）有很好的计算效果。但是模型的结构复杂，计算量相对较大，计
算时间较长。通常适用于高雷诺数情况，否则需要壁面函数法修正或者采用低雷 诺 k  ε 模型。
Wilcox k  ε 模型预测了自由剪切流传播速率，像尾流、混合流动、平板绕
流、圆柱绕流和放射状喷射，因而可以应用于墙壁束缚流动和自由剪切流动。 在压力铸造充型过程中，金属液的流动属于完全紊流，分子粘性的影响可以 忽略，因此，本文选择适合完全紊流流动过程的标准 k  ε 模型， k  ε 双方程模 型中的经验参数值见表 2-1。 表 2-1 k  ε 双方程模型中的经验参数值
Table 2-1 experiential value of the k  ε double equations
Standard k  ε RNG k  ε 0.085 1.42 1.68 0.7179 0.7179 Wilcox k  ε 0.09 0.56 0.075 2.00 2.00
c1 c2
0.09 1.44 1.92 1.00 1.30
cμ
σk σε
2.3.4 几何模型的建立 准确的建立铸件的几何模型是数值模拟的重要步骤。只有建立良好的模型， 才能保证计算过程顺利进行及计算结果的可靠性。实际中压铸件外形复杂，为保 证模型的准确性以及计算中的精确性，在不影响模拟效果的情况下，可以适当简 化模型，这样可以减少运算时间，提高运算过程的稳定性。模型建立采用 UG 平 台，铸件的三维模型如图 2-2 所示。
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（a）
（b）
图 2-2 6C 缸体及浇注系统三维模型图（a）正面（b）侧面
Fig.2-2 the 3D model of 6C air-conditioning compressor cylinder
将建好的几何模型文件转换成 AnyCasting 支持的 STL Sterolithography） （ 文 件格式，然后导入 anyPRE 中，准备网格划分。 2.3.5 网格的划分[38] 首 先 ， 将 建 好 的 几 何 模 型 方 件 转 换 成 AnyCasting 所 支 持 的 STL （Sterolithography）文件格式，STL 文件格式最早用于 CAD 模型与快速成形设 备之间实现数据交换， 目前在绝大多数以 D/CAM 软件中都提供了这种格式。 STL 文件基本原理是通过使用三角形对 CAD 模型如实体或曲面模型进行表面离散 化，这些三角形表面构成近似原有的 CAD 模型。复杂的几何构造被转化为简单 的三角形序列。前处理过程中需要从这些小三角形序列中提取几何信息，进而构 建差分用的网格系统。将转化后的文件导入 anyPRE 中，进行网格划分。 网格是构成模拟求解的最小单元，划分网格时，要采用适当的单元尺寸，将 整个域空间划分成一系列矩形或者小立方体，形成网格构造。通过几何识别，扫 描每一个矩形或者小立方体单元， 区分出每个矩形或者小立方体单元处在铸件与 模具系统中的位置。采用专门的数组对识别结果进行标识，这些标识既包含了几 何信息，也包含了物理信息，是数值计算以及后处理的基础。网格划分对模拟结 果的可靠性存在重要的影响，网格划分的好坏直接影响模拟准确与否。网格化分 时须注意的方面有： ① 壁厚：在网格化分时得注意模型最小壁厚，如压铸件最小壁厚以及内浇 道的厚度，网格的最小尺寸小于模型最小壁厚值，在最小壁厚处，至少用三个网 格将其划分，否则容易造成模型失真。 ② 比率：网格比率表示矩形网格边长之比，理想中的网格比率为 1，当比 率过大时，易造成计算不能顺利进行。 ③ 数量：由于网格数量过多，会造成计算时间上过长，因此在前处理过程 中可以先进行粗网格计算，再进行网格细化计算。
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网格细化，能够提高模拟的精度。为有效提高计算效率，同时不影响模拟 效果，在网格化分时可以对模型复杂部分以及界面区域进行细化，而对其他区域 采用粗网格，从而减少计算时间。AnyCasting 会提醒铸件被分成了几个部分，要 求重要划分网格，直到合格为止。本文所研究的 6C 汽车空调压缩机缸体由于是 壁厚不均匀的铸件，所以采用非均匀网格划分法，多次划分比较后，总体网格数 量设定在 5837664。 2.3.6 材料模型的建立
6C 缸体的材料为日本非标牌号 R14 高硅铝合金，在 AnyCastingTM 的材料数
据库 AnyDBASE 中没有 R14 的资料，所在数值模拟的过程中，采用与 R14 的成 份极为接近的 ADC14 铝合金的各种参数进行模拟计算，两种合金成份对比及
ADC14 的热物性参数如表 2-2、2-3 所示。
表 2-2 R14 合金成份表
% %wB Ni ≤0.3 ≤0.3 Sn ≤0.1 ≤0.3 Al
余量 余量
Tab. 2-2 the nominal composition of R14 Cu R14 Si Mg Zn ≤0.5 Fe ≤0.9 ≤0.9 Mn ≤0.5 ≤0.5
4.0~5.0 14.0~15.5 ≤0.65
ADC14 4.0~5.0 16.0~18.0 0.5~0.65 ≤1.5
表 2-3 ADC14 铝合金的热物性参数
Tab.2-3 thermophysical parameters of ADC14
材料 密度 热膨胀系数 比热容 导热系数 潜热 固相线 液相线 ℃ ℃
g/cm3 2.73
10-6/k 18.0
KJ/(Kg*K) 0.96
W/(m*k) 134
KJ/Kg 389
ADC14
505
650
模具材料为 H13 钢， 工作温度设为 200℃， 铸件和模具间为厚度 30 μm 涂料， 涂料传热系数为 2.5w/m*k，压铸温度设为 680℃，压铸压力为 40~80Mpa，压射 速度为 0.2~3m/s。 2.3.7 压射模型的建立 压力铸造压射模型的建立核心是对快压射切换位置的计算， 2-3 为压室尺 图 寸图，已知压室长度 Ls =470mm，压室直径 Ds=70mm，料饼长度 LB =25mm，需 要算出低速区长度 LL，高速区长度 LH，以及增压区长度 LP 才能合理得设置压 设过程，下面将详细一下推导的全过程。
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Ls=470mm Leff
Force
VL Ds=70mm
VH LB LP LH
LL
图 2-3 压室尺寸图
Fig.2-3 the dimension of the chamber
首先，将 6C 汽车压缩机缸体分成三个部分：料饼浇道、铸件、集渣包。利 用 UG 软件分别测量这三部分的体积，设 R14 铝合金的固态密度 2.7g/cm3，液态 时的密度为 2.5 g/cm3 ，则可以求出各部分相应的质量分别为 620g、930g、190g， 铸件总质量为 1740g， 故设定压射料重 （每次浇入压室内的铝液的重量） 1800g。 为 ① 压室体积=Ls×
πD 2
0
4
=470×3846.5=1807855mm3；
② 熔体体积=压射料重/铝液密度=1800/2.5×1000=720000mm3； ③ 压室填充率=熔体体积/压室体积=0.398； ④ 有效低速区起始位置=470-720000/1807855*470=263mm； ⑤ 保压区长度 LP=1800/2.7×(2.7-2.5)/2.5/38.645=14mm； ⑥ 高速区长度 LH=(930+190)/2.5/38.465=117mm； 通过计算后可以确定压力铸造过程中速度和压力在随时间在各个位置的变 化情况，在理论计算的基础上，根据实际工艺的需要考虑压铸机的反应时间进行 一定修正，如图 2-4 所示。
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图 2-4 压射过程示意图 Fig.2-4 Sketch of the injection process
2.4 初步模拟分析
通过理论计算和经验推荐值，初步模拟所用参数如表 7 所示。 表 2-4 初次模拟参数表
Table 7 Process parameters of the first simulation
浇注温度 （℃） 慢压射速度 （m/s） 快压射速度 （m/s） 快压射切换点 （mm） 模具温度 （℃）
680
0.2
1.5
314
200
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2.4.1 充型过程分析 压力铸造的充型过程，是高温液态金属在高压高速填充结构复杂，断面狭窄 的金属型腔的过程，由于型腔的填充模式是影响压铸件质量的关键因素之一，因 而充型过程的流场控制是压铸过程的中心环节，通过压铸充型过程流场、温度场 的数值模拟，能够较准确地表达压铸充型过程的流动和传热规律，并可以预测铸 件中与充型过程有关的铸造缺陷（卷气、冷隔等缺陷）发生的部位，进而优化压 铸工艺参数，实现理想的型腔充填状态，数值模拟的结果为实际压铸生产提供了 重要的理论依据，对实际生产具有重要求的指导意义。 铸件浇注充型过程是伴随着热量的散失、温度的降低的复杂过程，了解充型 顺序及充型时液面的波动情况，结合卷气分析，及流动时的速度分析，才能全面 的掌握充型时液态金属的情况。 本次充型模拟的主要目的是充分了解以下几个方 面的内容的基础上，确立数值模拟的参数设计方案：
1 液态金属在铸型中充填 6%，34%、50%、66%、80%、99%时的情况； 2 液态金属在型腔中的流动状况； 3 液态金属在型腔中按时间顺序填充的温度分布；
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(a)t=0.0793s 充型 10.07%
(b) t=0.2677 充型 34%
(c)t=0.2846 充型 50%
(d)t=0.3056 充型 70%
(e)t=0.3224 充型 86.03%
(f)t=0.3349 充型 98%
图 2-5 充型顺序及温度场分布
Fig.2-5 Filling sequence and temperature distribution
在压力铸造过程中， 铸型过程与液态金属的流动、 传热及传质过程密切相关， 是一个伴随着热量散失以及凝固的非恒温的流动过程， 在这个过程中最基本的又 最重要的物理现象是传热和流动。 铸件形成过程的流动现象可归纳为以下几种：
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① 浇注时液态金属在充型过程中的流动； ② 型腔内液态金属中由于温度差引起密度差而产生的自
然对流； ③ 由于凝固收缩、液态收缩及重力等引起液体在枝晶间及其分析的流动， 图 2-5 为充型过程及充型结束时的温度场分布，可以看出：
1 从充型过程的填充顺序来看，高温铝液沿 x 坐标正方向（图中红色箭头所
指方向）顺序填充型腔，最后充填浇注系统上方的边沿薄壁处，而这正是排溢系 统所在位置，因此达到了集渣和排气的作用。
2 从充型过程的温度分布来看， 铸件在整个充型过程中的温度沿 X 方向 （图
中红色箭头指方向）分布基本上是，下部温度高，上部温度低，初始浇注温度为
680℃，充型刚结束时的最低温度约为 665℃，说明整个充型过程中温度变化较
小，充型完成时温度分布较均匀。
3 从充型过程的流动状态来看，由于 6C 缸体复杂，壁厚不均匀，整个充型
过程表现出复杂多样的特点，总体来说填充较为平稳，但是个别区域则表现为反 向充填，由于充型速度较高，金属液进入内浇道直接冲向型壁，由于壁面阻力及 惯性作用，金属液被冲到一定高度，然后在重力，壁面阻力和表面张力的作用下 回落，同时裹入一定量的气体，形成气涡，在足够高的压力作用下，随着充型过 程的进行，气涡将不断减小直至消失。但如果压力过小过由于结构原因，将有可 能在反向填充区形成气孔缺陷。
4 从充型过程的速度来看，整个充型过程所用时间为 0.3365s，充型较快，
在 0 到 0.2677 内属于慢压射阶段，速度为 0.2m/s，慢压射阶段的主要目的是将 金属液平稳输送到内浇口处，排出压室内的气体并避免铝液卷气。当充型 34% 时充型速度由 0.2m/s 提升到 1.5m/s，进入快压射阶段，随着金属充型过程的进 行，铝液各部分速度差异变大，在内浇口附近的部位充型速度较大，离内浇口较 远的部位充型速度则相对较小，图 2-6 为充型体积分数与充型时间的关系曲线， 从图中可以看出开始阶段曲线的斜率基本保持不变， 表现为高温铝液充型体积分 数随充型时间均匀增长， 在充型即将结束时充型体积分数随充型时间增长较为缓 慢， 说明随着充型的即将结束， 型腔未被充满的区域主要集中在离内浇口较远处， 而该处的浇注速度又较慢，因此金属液的充型体积分数上升速度减慢。
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100
80
充型体积分数(%)
60
40
20
0 0.00
0.05
0.10
0.15
0.20
0.25
0.30
充型时间(s)
图 2-6 充型体积分数与充型时间关系曲线图
Fig.2-6 the state of filling volume as the function of filling time 2.4.2 凝固过程分析
31
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（a）t=4.3556s 凝固 23.10%
（b）t=6.3863s 凝固 35.50%
（a）t=9.2002s 凝固 50.67%
（a）t=12.9187s 凝固 66.28%
（a）t=19.8735s 凝固 82.05%
（a）t=52.7393s 凝固 98.03%
图 2-7 凝固顺序及凝固时的温度分布
Fig.2-7 filling sequence and temperature distribution
图 2-7 为铸件的凝固顺序以及温度分布，从凝固模拟结果来看，可以得出如 下结论：
1 从整体上看， 铸件达到完全凝固所需要的时间为 55.7012s， 凝固时间较短，
凝固速度较快， 这主要是因为凝固过程仍存在一定的压射压力促进液体金属结晶
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凝固，从凝固体积分数与时间的关系曲线可以看出，开始凝固的凝固速度较快， 随着凝固速度减小，到最后凝固速度越来越小，这一点由图 2-9 铸件各点的测温 曲线也可以看出，开始时曲线下降的斜率较大，而且降低到同一温度时的时间相 差不大，说明降温速度越快，即凝固速度越快；随后到液相线温度以下时曲线的 斜率不断减小， 而且下降到同一温度时的时间相差越来越大， 说明降温速度变慢， 即凝固速度变慢；到因相线温度以下时曲线的斜率有增有减，但大部分斜率增大 的曲线凝固时间较晚，降到同一温度时的时间相差更大，说明降温速度更慢，即 凝固速度越来越慢。
图 2--8 铸件各测温点的位置分布
Fig 2-8 the position distribution of the sensor
图 2-9 铸件各测温点冷却温度曲线
Fig 2-9 the temperature curve of the sensor 2 从铸件整体上看，铸件在整个凝固过种中的温度分布基本上是纵向（X 方
向，即红色箭头所指方向）下部温度高，上部温度低。铸件的凝固顺序表现为四 周薄壁边缘先凝固。离浇口较远的厚大部部位及中心厚度最大处最后凝固，如图
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2-10 所示，图中蓝色区域为最后凝固处，也即最易产生缩孔、缩松的地方。
图 2-10 6C 缸体最后凝固位置
Fig 2-10 the finally solidification of the 6C air-conditioning compressor cylinder
2.5 模拟方案设计
通过上一节的模拟分析研究， 找出了利用现行压铸工艺方案生主压铸件时所 存在的问题，说明现行的压铸工艺方案和工艺参数仍需要进一步的调和完善。本 文将通过数值模拟与现场实验同时进行的方式， 利用数值模拟观察分析现场实验 所得不到的流体的流动，并进行缺陷预测，利用现场实验对数值模拟结果进行验 证，找到工艺参数对铸件性能的影响规律，为日后生产提供理论基础。 在压力铸造中，影响压铸件质量的因素有很多，如压射力、比压、锁模力、 慢压射速度、快压射速度、快压射速度切换点、模型温度、浇注温度、充填时间 等。且每个影响因素的取值范围较大，需要重点挑选重要的影响因素并设定合理 的变化值。在压力铸造众多影响因素中，对铸件质量起决定作用，且在
AnyCastingTM 软件中可设定的有以下几个参数:浇注温度、快压射速度和快压射
速度切换点。至于其它因素则按其特点和实际生产情况设定成某个定值，而不考 虑们的影响，在下文的模拟计算中将他们设置为已给定值。 浇注温度、压射速度和慢/快压射距离取值范围变化较大，根据上一节的理 论计算值及以往压铸生产的经验所设定工艺参数的基础上， 为了使铸造仿真分析 结果有明确的对比效应，本文所设计的模拟工艺参数如表 2-5 所示。 表 2-5 数值模拟工艺参数表 Tab.2-5 process parameters of the samples for simulation 浇注温度(℃) 700 720 740 760 快速速度(m/s) 0.9 1.49 3.8 5.3
34
快压射切换位置(mm) 280 320 340 360
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2.6 实验方案设计
将合金在熔化炉中进行熔炼，根据变质工艺要求进行变质处理，保温 10min 后，进行精炼扒渣，随后静置降温到一定温度，准备压铸。如表 2-6 所示，压铸 工艺试验中， 分别改变浇注温度、 快压射速度、 快压射切换点、 铸造压力等参数， 考察铸件孔隙率变化趋势。浇注温度用热电偶进行测试，压射速度、快压射切换 位置、铸造压力直接在压铸机上进行设置。 表 2-6 实验工艺参数表 Tab. 2-6 process parameters of the samples for practice 浇注温度 (℃) 700 720 740 760 快速速度 (m/s) 0.9 1.49 3.8 5.3 快压射切换位置 (mm) 280 320 340 360 铸造压力 (MPa) 52 69 104 120 变质工艺 无变质 SR813 HGB-3 HGPB-1
2.7 实验设备
试验设备为力劲 500T 冷室卧室铝合金压铸机，型号为 DCC500B 如图 2-11 所示，试验试样为实际生产的铝合金汽车空调压缩机缸体。
图 2-11 冷室卧室压铸机
Fig.2-11 horizontal cold chamber die casting machine
2.8 性能测试及检测方法
2.8.1 拉伸性能测试 拉伸试样是从 6C 汽缸体浇道中心处切取，拉伸试样如图 2-12 所示，其标距 为 15mm，标距部分的尺寸为 3.5×2.0mm。加工好的试样最终用 800 号水磨砂 纸磨光。
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3.5 R5.2 2.0 15 15 2-φ6 39.5 54.5
图 2-12 拉伸试样示意图 Fig. 2-12 Sketch of tensile specimens 2.8.2 光学显微分析 光学金相（OM）试样用 2mlHF+3mlHCL+5mlHNO3+250mlH2O 腐蚀，试 样经过取样、镶样、粗磨、抛光、腐蚀后，在 Olympus 金相显微镜下进行观察。 2.8.3 孔洞缺陷观察 在铸件最厚大部位切取气孔率观察试样，试样经过粗磨、抛光后，在蔡司体 式显微镜下进行观察。 2.8.4 密度变化率测试 按第 1 章密度变化率方法进行试样剖切及测试。 2.9 本章小结 1．通过几何模型、网格划分、材料模型及压射模型的建立，完成数理模型 的建模过程； 2．通过理论计算及经验推荐值确定了数值模拟的初始化条件，并对这一组 参数进行了数值模拟； 3．通过对数值模拟充型及凝固结果的分析，判断参数设置是否合理； 4．依据判断结果，并为了能统的研究各个参数的影响规律，设计多组数值 模拟参数及实验参数； 5．介绍了实验所用仪器及检测方法。
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第 3 章 工艺参数对铝合金缸体性能影响的研究
3.1 变质工艺对缸体性能的影响
硅含量超过 12.7％的 A1—Si 合金称为过共晶铝合金，又叫高硅铝合金，具 有轻质、高强、高耐磨、高耐热性及低的热膨胀性等优点而被广泛的应用于汽车 行业。但是，由于过共晶铝合金凝固时析出共晶体和五瓣星形状、板片状、八面 体和其它形貌复杂的粗大的初晶硅，这些分布在该合金体中的较粗大初生硅，严 重地割裂了合金基体，在外力作用下，合金中硅相尖端和棱角部位易引起局部应 力集中，从而明显降低了合金的力学能，尤其是影响其塑性、强度及耐磨性的提 高。此外，采用高硅铝合金制造的各种零部件在机械加工过程中，合金中硬而脆 的粗大初生硅会加快机加工刀具的磨损，同时，也会使机加工后零部件的表面光 洁度变差， 无法满足实际生产的需要， 所以对于高硅铝合金， 一般采取变质处理， 使合金中的初生硅细化，改善合金的力学性能[39]。 本文将对以下四种工艺进行对比分析： 不变质， SR813 磷盐变质剂、 HGB-3 三元变质剂以及 HGPB-1 磷盐变质剂，选取变质效果最好的变质剂，应用于实 际生产，具体变质工艺见表 3-1。 表 3-1 变质工艺参数表 Tab 3-1 modifying process parameters 变质剂 无变质 SR813 HGB-3 HGPB-1 主要成份 — 磷盐 氯盐、钾盐、氟盐 磷盐 变质温度 （℃） — 820~840 710~730 740~760 加入量 （%） — 1％ 1.5%~2.0% 1％ 静置时间 （min） — 5-8 10-12 10-12 浇铸温度 （℃） 720 820~840 710~720 720~740
图 3-1 为不同变质工艺下合金的金相组织，可以看出，未经过变质处理的合 金组织中含有大量尖角形板片状初晶硅及长条形初生硅(图 3-1a)；经 SR813 磷 盐变质剂变质后，板状初生硅及针状初生硅都有所减少，但尺寸仍较大（图 3-1b） 经 HGB-3 三元变质剂变质后初生硅尺寸明显减小， ， 但仍存在较大的针状 硅 （图 3-1c） 经 HGPB-1 变质处理过的合金组织板块状初生硅的尺寸与 HGB-3 ； 变质后的初生硅大小相差无几，但是针状硅的尺寸明显减小（图 3-1d） 。从金相 组织上看， HGPB-1 磷盐复合变质剂具有最佳的变质效果， HGB-3 变质、 SR813 变质、未变质变质效果依次递减。
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(a) 无变质
(b) SR813
(c) HGB-3
(d) HGPB-1
图 3-1 变质工艺对合金组织的影响 Fig.3-1 Microstructure of different modifying agent P 盐变质过共晶铝硅合金主要是由于 P 在铝合金中形成闪锌矿型 A1P 结晶， 由于其晶格常数几乎与金刚石型 Si 品体的品格常数接近，Si 为 5.42×0.1nm，
AlP 为 5.45×0.1nm， 最小原子间距也很相近， 分别为 2.44×0.1nm、 2.56×0.1nm)，
使 AlP 晶体成为铝硅合金的初晶 Si 的有效异质结晶核，使结晶核数目增加，使 合金中结晶出细小的初晶 Si，并抑制晶粒长大，进而使晶粒得到细化[48]。图 3-2 为变质处理对铝—硅状态的影响，变质处理使共晶点向右下方移动，共晶温度由 577℃降到 564℃， 共晶点含硅量由 11.7％增到约 14％。 这样就使变质前后的组 织发生了变化，如图所示[41] 。
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图 3-2 变质处理对铝—硅状态的影响 Fig.3-2 The influence of modifying process on Al-SI state
SR813 磷复合变质剂是近年开发的一种适合过共晶型铝硅合金的初晶 Si 的
细化剂。其变质机理与 HGPB-1 磷盐变质剂相同，都是由于在铝合金液中形成
AlP 的微细结晶核种使晶粒细化，但由于其变质温度过高，使熔体在高温状态下
保温时间过长，初晶硅会重新长大。这主要是由于熔体在高温保持中，一方面作 为初晶硅异质核心的 AlP 质点因凝聚成团而减少，另一方面熔体中以 AlP 为核 心的 Si 原子团簇随保温时间延续不断聚集吞并。液态金属研究表明，在接近熔 点的金属熔液中
存在大量的短程有序原子团簇，这种原子团簇时生时灭，当达到 析出温度时， 若原子团簇达到临界晶核半径即成为稳定的结晶核心结晶而析出固 相。对过共晶铝硅合金，当熔体中存在 AlP 质点，在 AlP 固体质点上偏聚的 Si 原子形成的 Si 原子团簇会优先长大，在凝固时成为稳定的结晶核心而生成初晶 硅晶体。然而，当熔体在高温状态时由于这类 Si 原子团簇的聚集吞并会降低界 面自由能，有利于体系的稳定，所以它们的聚集、吞并要多于分散、消失。从而 使成为稳定的结晶核心的 Si 原子数量减少， 降低 AlP 的变质效果。 因此， SR813 变质效果不及 HGPB-1 变质效果。
3.2 浇注温度对铸件性能的影响
浇注温度是压力铸造过程的热因素， 是影响压铸件质量的重要工艺参数。 为 了提供良好的填充条件，保证压铸件的成型质量，控制和保持热稳定性，必须选 用合理的温度进行压铸件的生产。 浇注温度是指金属液自压室进入型腔的平均温 度， 因测量不便， 通常用保温炉内的温度表示。 高的浇注温度， 金属液流动性好， 铸件表面质量好， 但气体在金属内的溶解度及金属液的氧化加剧， 压涛模的寿命 减短；低的浇注温度，金属液流动性差，但由于低温的金属液在压射过程中产生 涡流、包气的可能性减小，铸件内部质量提高，减少了因壁厚差而在厚壁处产生
39
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缩松及气孔的可能性， 同时减少金属液对模具的熔蚀及粘模， 从而延长了模具的 寿命[42]；本文将通过数值模拟及实验分析相结合的方法，探索生产 6C 铝合金缸 体的最佳浇注温度。在其它条件不变的情况下，选取浇注温度分别为 700℃、
720℃、740℃和 760℃时进行数值模拟，观察铝液的充状态，并通过实验分析验
证模拟结果的正确性。 3.2.1 浇注温度对铸件组织的影响 图 3-3 是浇注温度分别为 700℃、 720℃、 740℃和 760℃时铸件的金相组织， 从图中可以看出，随着浇注温度的增加，初晶硅尺寸依次增大。
(a) 700℃
(b) 720℃
(c) 740℃
(d) 760℃
图 3-3 不同浇注温度下的合金的金相组织 Fig.3-3 Castings microstructure at different temperature 按照结晶理论，如果金属结晶时单位面积的晶粒数为 ZS，则 ZS 则取决于形 核率 N 和长大速度 Vg 这两个重要因素，可以计算它们之间的关系：
Z S = 1.1(N / Vg )
1/ 2
（3-1）
因此，分析晶粒大小主要从形核率 N 和长大速度 Vg 两方面入手。由于金属结晶
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时 N 和 Vg 均随着过冷度的增加而增大，但是形核率的增长率大于生长速度的增 长率，增加过冷度会提高 N / Vg 的比值，使 Z S 值增大，从而细化晶粒[43]。由数值 模拟可知，见表 3-2，随着浇注温度的不断增加，铸件的充型时间没有变化，但 凝固时间却不断增加，温度每升高 20℃，凝固时间增长 2 秒左右，使过冷度不 断减小， Z S 值不断变小，即单位面积内的晶粒越来越小，因此，初生硅的尺寸 越来越大。 表 3-2 不同浇注温度下充型时间和凝固时间
Table.3-2 Filling time and solidification time at different metal temperature
浇注温度（℃） 700 720 740 760 3.2.2 浇注温度对铸件缺陷的影响 图 3-4 为铸件缺陷预测图，图中不同的颜色代表发生缺陷的可能性大小，蓝 色代表不会发生缺陷、 红色、 黄色， 白色代表发生缺陷的可能性的几率越来越大， 从图中可以看出，随着浇注温度的升高，在同一位置，铸件发生缺陷的几率越来 越大，且发生缺陷处的面积越来越大。从 X-Y 截面及 Y-Z 截面可以明显的确看 出，随着浇注温度的升高，铸件出现缺陷的机率范围都越来越高，从 X-Z 截面 可以看出，随着浇注温度的升高，在铸件中心形成的缺陷的机率没有太大变化， 但是随着浇注温度的升高，图片右下角处（远离浇口处）的缺陷却不断增加。 X-Y 截面 Y-Z 截面 X-Z 截面 充型时间（s） 0.33652 0.33652 0.33652 0.33652 凝固时间（s） 40.0488 42.2792 44.2138 46.1293
700℃
720℃
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740℃
760℃
图 3-4 不同浇注温度下缺陷预测
Fig.3-4 defect prediction at different metal temperature
在实验中， 将采用微观气孔观察法和测量铸件热处理前后密度变化率两种方 法评价孔洞类缺陷随浇注温度的变化情况。图 3-5、3-6 分别为浇注温度对铸件 气孔率的影响，浇注温度对铸件密度及密度变化率的影响。
700℃
720℃
740℃
图 3-5 浇铸温度对铸件气孔率的影响
760℃
Fig.3-5 Effect of metal temperature on porosity of samples
42
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图 3-6 浇注温度对铸件密度的影响
Fig.3-6 Effect of metal temperature on density and density change of samples
从图 3-5 中可以看出，随着浇注温度的升高，压铸件的气孔，缩孔等孔洞类 缺陷数量明显增多，且孔洞的尺寸也在不断增加，从图 3-6 中可以看出，随着浇 注温度的升高，热处理前后压铸件的平均密度都有所减小,密度减小幅度（即密 度变化率）越来越大，温度由 700℃升到 720℃，密度变化率由 3.012%上升到
3.38%，温度在 720℃到 740℃之间时，密度变化率由 3.38%上升到 4.9%，当温
度由 740 ℃增加到 760 ℃时，密度变化率由 4.9% 突然增加到 11.024% 。 铝液中的气体主要是氢，约占气体总量的
85%，在标准大气压下，纯铝从固态转变为液
态时，氢原子的溶解度从 0.01ml/100g 增加到
0.7ml/100g 以上，大约提高了 15 倍，如图 3-7
所示，压铸温度越高，氢在铝液中的溶解度越 高，温度较高时，溶解度可达 3ml/100g 以上， 由于铝合金固态液态氢的溶解度差距太大，在 凝固过程中，溶解在铝液中的氢游离出来，形 成气孔[44]。另一方面，随着压铸温度的升高， 铝液表面形成的氧化膜越厚，面向铝液的一侧 是致密的，对铝液有保护作用，而铝液的外侧 则是疏松的，内有直径为 5-10m，并被氢， 空气，水汽充满，如果液膜浇入铝液内部，会 使铝液增杂，增气[45]，由于生产中不可避免的 会有氧化膜搅入铝液内，进一步增加了铝液中的含气量。 3.2.3 浇注温度对力学性能的影响 图 3-8 为浇注温度对拉伸性能的影响，从图中可以看出，浇注温度对屈服强
43
图 3-7 纯铝的氢溶解度
Fig.3-7 Hydrogen solubility in Aluminum
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度的影响没有明显的规律， 但铸件的抗拉强度和延伸率都随着浇注温度的升高而 降低，这是因为一方面随着浇注温度的升高，使合金初生硅尺寸变大，初生硅割 裂的基体的连续性，使铸件的拉伸性能下降；另一方面，随着浇注温度的升高， 铸件内部孔洞缺陷明显增多，使铸件的拉伸性能下降。
260 240 220 200
YS UTS
δ
Tensile properties
180 160 140 120 100 80 60 40 20 0 690 700 710 720 730 740 750 760 770
Temperature()
图 3-8 浇注温度对拉伸性能的影响
Fig.3-8 Effect of metal temperature on the tensile properties
从数值模拟仿真实验的结果来看，随着浇注温度的升高，铸件的充型时间 没有改变，凝固时间有所增长。凝固时间短，铸件的凝固速度越快，易得到较 细的结晶组，从而使力学性能提高，同时，随着浇注温度的升高，缺陷倾向有 所增大；从铸件实际浇注过程来看，浇注温度越高，吸气倾向将会越大，金属 液质量变差。同时当浇注温度较高时，由于铝液温度高，液态收缩增大，且金 属型升温快，降低了铝液的温度梯度，将使铸件的缩松体积增大，在保证铸件 浇注成形的情况下，浇注温度越低越好，这样可以减少液态金属的吸气和收缩， 使铸件产生气孔和缩孔等缺陷倾向减少，同时使铸件的组织比较致密。因此， 在生产过程中，最佳的浇注温度为 700-720℃之间，在满足产品质量的前提下， 应尽量选择较低的浇注温度，但也不宜过低，否则，容易产生冷隔、表面流纹、 浇不足等缺陷，影响产品质量。
3.3 快压射速度对铸件性能的影响
在压力铸造过程中，快压射速度的调节一般用调整压射冲头速度来实现，快 压射速度不宜过大，也不宜太小，快压射速度太大，会使铸件产生气孔等缺陷， 快压射速度太小，则易使铸件轮廓不清。快压射速度的选择应视铸件大小、复杂
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程度、铸件的要求、合金种类、压射比压高低而异。对简单厚壁铸件，以及对铸 件内部组织要求高时，应选择较低的快压射速度，而对薄壁复杂铸件或对表面质 量要求高的铸件，应选择较高的快压射速度。 3.3.1 快压射速度对充型过程的影响 图 3-9 为不同快压射速度条件下，铸件的充型顺序和充型到 98%时温度分 布图， 可以看出， 随着快压射速度由 0.9m/s 增加到 5.3m/s， 铸件充型时间由 0.5465s 降低到 0.2872s，由充型接近结束时（充型 98%）的温度场分布可以看出，随着 快压射速度的增加，铸件充型结束时的温度越高，分布越均匀。
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0.9 m/s
充型时间：0.5465s
充型 98%时
1.5 m/s
充型时间：0.3365s
充型 98%时
3.8 m/s
充型时间：0.2949s
充型 98%时
5.3 m/s
充型时间：0.2872s
充型 98%时
图 3-9 不同快压射速度下铸件的充型顺序与凝固顺序
Fig 3-9 Filling sequence and solidification sequence at different fast shot
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根据金属流动的连续性原理：冲头面积×压射速度= 填充速度×内浇口面 积，即较高的快压射速度对应着较大的填充速度、而填充速度越高，则铝液在填 充型腔时的温度越高、填充流程越长，如图 3-10、3-11 所示[8]。增大快压射速度 对控制铝液提前凝固也有一定的帮助，增加快压射速度可以减缓凝固现象发生。 快压射速度越低，温度场中低温区域越多，在充填完毕前出现凝固的几率越大， 相反压射速度越高，温度场中高温区域较多，充填完毕前出现凝固的几率越小。 一般情况下， 压铸充填完毕时金属液再开始凝固， 这样金属液凝固可以发生在同 一时间就可以避免凝固速率的不同而产生诸如缩孔、 热变形等缺陷， 所以快压射 速度的增加有利于改善充型条件，提高铸件质量。
图 3-10 内浇口速度与温升的关系
Fig.3-10 Relationship between ingate velocity and temperature rise
图 3-11 内浇口速度与填充流程长度的关系
Fig.3-11 Relationship between ingate velocity and filling length
3.3.2 快压射速度对缺陷的影响 如前所述，较高的快压射速度有利于铸件的充型，但是过高的快压射速度 会使充型时表面产生波动，容易产生卷气。图 3-12 为铸件充型过程卷对比，在
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AnyCastingTM 模拟软件中，卷气过程是充型过程的逆过程，图中独立的黄颜色
气团代表发生卷气的位置及卷气量的大小，可以看出，当快压射速度由 0.9m/s
0.9m/s
1.5 m/s
3.8 m/s
5.3 m/s
图 3-12 不同快压射速度对铸件充型过程中的卷气影响
Fig.3-12 Effect of fast shot on air entrapment in filling stage
增大到 1.5m/s 时，铝液流动时出现的卷气情况不是很明显，当活塞的压射速度 由 1.5m/s 增大到 3.8m/s，5.3m/s 时，充型过程中产生了大量的卷气。 当快压射速度增大时， 由于较高的快压射速度对应着较高的填充速， 较低的 填充时间， 较低的填充时间使型腔内的空气来不及排出， 高速运行的金属液遇到 模具壁产生回流、旋涡，金属液卷入大量气体。图 3-13 为快压射速度对铸件密 度及密度变化率的影响。可以看出，随着快压射速度的增加，铸件的密度呈现先 减小后增大的趋势； 热处理后铸件的密度呈递减的趋势； 热处理前后铸件的密度 变化率呈递增的趋势，且随着速度的增大，变化的幅度越来越大，即随着快压射 速度的增加，铸件内的卷气越来越严重。图 3-14 为快压射速度对铸件气孔率的 影响，可以看出，铸件内气孔及气孔的尺寸都随着压射速度的增加而增大。
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图 3-13 快压射速度对铸件密度及变化率的影响
Fig.3-13 Effect of fast shot on the density and density change of samples
(a) 0.9m/s
(b) 1.5m/s
(c) 3.8m/s
(d) 5.3m/s
图 3-14 快压射速度对铸件气孔率的影响
Fig.3-14 Effect of fast shot on porosity of samples
当快压射速度过低时，金属的流动相对比较慢，致使远离浇道部位的收缩得 不到充分补偿，从而形成较多的缩松和浇不足等缺陷，使得压
铸件的致密性小， 密度低。随着快压射速度的增大，较高的压射速度对应着较高的压射比压[46]，
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有利于消除铸件内部的缩松和缩孔，有利于铸件平均密度的增加。但是，如果快 压射速度过快， 增加了铝液的紊乱度， 导致充型前卷气， 在铸件内部形成气孔[47]； 此外较快的压射速度对应较快的充型速度，使得填充时间越短，易造成型腔内气 体排不及，造成大量的卷气，使铸件的平均密度减小。正是由于快压射速度的这 种双重作用，随着快压射速度的增加，热处理前后铸件的密度变化率越来越大， 即铸件内的卷气越来越严重， 但铸件的平均密度在快压射速度过到一定值后不断 增加。因此，获得低气孔率铸件，需要选择合适的快压射速度。 3.3.3 快压射速度对铸件力学性能的影响 图 3-15 为快压射速度对铸件力学性能的影响，可以看出，铸件的拉伸性能 符合先增大后减小的趋势。 当快压射速度较低时，金属液的流动较慢，致使远离浇道部位的收缩得不到 充分补偿，从而形成较多的缩松和浇不足等缺陷，适当提高压射速度，可以提高 铝熔液的流动性，有利于充型，还可以消除流痕、冷隔等缺陷，可提高铸件的力 学性能和表面质量。但速度过快时，合金熔液呈雾状与气体混合，产生严重涡流 包气，使力学性能下降。
240 220 200 180
YS UTS
δ
Tensile properties
160 140 120 100 80 60 40 20 0 0 1 2 3 4 5
Fast shot (m/s)
图 3-15 快压射速度对拉伸性能的影响
Fig.3-15 Effect of fast shot on tensile properties of casting
3.4 快压射切换位置对铸件性能的影响
压力铸造中，金属液在型腔中运动的特征与其充填速度有直接关系，而充填 速度又直接与压射速度密切相关。 一般情况下可将压射速度分为快、 中、 慢三类, 在慢压射速度的情况下可获得层流式充填， 在中等压射速度情况下会产生连续的
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紊流式充填，在快压射速度的情况下则会产生弥散式充填。很显然三种不同的充 填方式会得到不同品质的压铸件，对压铸模具寿命的影响也截然不同。在当前压 铸工艺技术中，大体上是采用先慢速压射(达到封口和金属液堆聚) 后快速压射
(充填铸型、 增压) 的充填方式, 合理的快压射切换点对铸件质量起着至关重要的
作用，对压铸件的致密度产生深刻影响。本文将通过数值模拟结合实验分析的基 础上， 分析快压射速度切找点对铸件质量的影响规律， 并选出最佳快压射切换点， 应用到实际生产中。 3.4.1 快压射切换位置对充型的影响 图 3-16（a） c） e） g）为快压射切换位置为 280mm、320mm、340mm 及 （ （ （
360mm 时所对应的铸件的充型位置，图 3-16（b） d） f） h）不同快压射切换 （ （ （
位置条件下充型结束时的温度场分布，可以看出，随着快压射切换位置的不断增 大，铸件的充型结束时温度越来越低，且整个铸件的温差越大，快压射切换位置 为 280mm 时，充型结束时的温度约为 710℃左右，铸件温度分布较为均匀；快 压射位置为 360mm 时， 充型结束时的温度约为 695℃左右， 且温度分布很不均匀。
280 mm
（a）充型 10%开始加速
(b) 充型 98%时的温度场
320 mm
(c) 充型 34%开始加速
(d) 充型 98%时的温度场
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340 mm
(e) 充型 46%开始加速
(f) 充型 98%时的温度场
360 mm
(g) 充型 58%开始加速
(h) 充型 98%时的温度场
图 3-16 快压射速度对充型温结束时温度分布的影响
Fig.3-16 The effort of fast shot set point on the temperature distribution
压铸的充型过程包括慢压射阶段和快压射阶段，慢压射阶段速度较小，金属 液以层流流动，快压射阶段速度较大，金属液以紊流的方式流动，快压射切换位 置越大，则金属液以慢压射速度所前进的行程越长，所用时间越多，因此，降温 越多，所以快压射切换位置越大，充型结束时铸件的温度越低。 3.4.2 快压射切换位置对铸件缺陷的影响 图 3-17 为不同快压射位置条件下铸件的充型顺序及铸件充型 50%时产生卷 气的位置，可以看出，随着快压射切换点的为断增大，铸件充型过程中，液面前 端越来越平缓，发生卷气的可能性越来越小。由图 3-17 可以进一步看出，当快 压射位置为 280mm 时有三处卷气，且卷气体积较大，快压射速度为 320mm 时， 发生卷气的位置同样为三处，但是其卷气体积较 280mm 有所减小，快压射切换 点为 340mm 时， 易产生卷气的位置及卷气体积都明显减小， 当快压射点为 360mm 时，由于充型 50%时，铸件仍处于慢速区，没有进入快压射阶段，所以铸件没有 产生卷气。
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280 mm
(a) 充型时间：0.2547s
(b) 卷气处多，且卷气体积较大
320 mm
(c) 充型时间：0.3365s
(d) 卷气处较多，卷气体积较小
340 mm
(e) 充型时间：0.4187s
(f) 卷气处较少，卷气体积较小
360 mm
(g) 充型时间：0.5003s
(h) 处于慢压射阶段，没有发生卷气
图 3-17 铸件充型顺序与卷气的关系
Fig.3-17 Relationship between filling sequence and air entrapment
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在压力铸造中，由于铸件成型部位型腔的截面积远大于内浇口的截面积，当 压射冲头的运动速度不大于 0.8m/s 的时候，金属液在型腔内以近似于层流的方 式流动，因此，在慢压射阶段铸件充型过程中不会产生卷气。从快压射切换点开 始直到充型结束，金属液都以射流的形式运动，这一阶段是包卷气体的过程，也 是铸件易产生气孔的部位。所以随着快压射切换点的增加，即慢压射区越长，快 压射区越短，铸件产生的卷气的时间越来越少，铸件产生的卷气也较少。图 3-18 为铸件快压射切换点在 300mm 和 320mm 的对比图，由图可见，当快压射切换 点为 300mm 时，在浇口附近产生卷气，当快压射切换点增加 20mm 后，由于产 生卷气的位置仍在低速区内，液态金属将气孔平稳的覆盖，因此没有产生卷气。
280mm
320mm
图 3-18 快压射位置为 280mm 与 320mm 对卷气的影响对比图
Fig.3-18 The comparative analysis of air entrapment between fast shot set point at 280mm and 320mm
图 3-19 为快压射切换位置对铸件密度及密度变化率的影响。 从图中可以看 出，随着快压射切换点的增大，热处理前后铸件的密度都逐渐增大，但热处理前 后密度变化率随着切换点的增大不断减小，即铸件内的气孔含量越来越小。图
3-20 为快压射位置对铸件气孔率的影响， 可以看出， 气孔含量及气孔大小都随着
快压射位置的增加不断减小，从而验证了数值模拟的正确性。
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图 3-19 快压射切换位置对铸件密度的影响
Fig 3-19 Effect of fast shot set point on the density and density change of casting
280mm
320mm
340mm
360mm
图 3-20 不同快压射切换位置下的孔洞图
Fig.3-20 The porosity and shrinkage at different fast shot set point
3.4.3 快压射切换位置对铸件性能的影响 图 3-21 为快压射切换位置对铸件力学性能的影响，从图中可以看出，随着
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快压射位置的不断增加，铸件的抗拉强度和延伸率都是先增大后减小，屈服强度 没有明显变化。 快压射位置从 280mm 增加到 320mm 时，铸件的抗拉强度和延伸率都增大， 主要是由于后者的慢压射阶段已使覆盖过前者可能发生卷气的位置， 因此气孔缺 陷较少；快压射位置从 320mm 到 360mm 时，铸件的抗拉强度和延伸率都开始 下降， 主要是由于快压射切换位置越大， 虽然铸件气孔含量越少， 但在快压射前， 进入型腔的铝液越多，铝液的温度越低，启动快速压射时要补以高压，以克服金 属液由于温度下降而引起的阻力，如果压力得不到补偿，可能造成浇不足等缺缺 陷，影响铸件的机械性能。如果补以高压则在型腔内出现过高的压力峰值，过高 的压力使锁模机构承受较大的应力，模具也易受损。 通过数值模拟及实验综合分析可知，快压射切换位置不宜过早，切换过早则 会使型腔内压力突然下降，使压铸件密度低、表面出现流痕、内部出现气孔等缺 陷。也不宜切换过晚，则需要补以较高的压力，增加生产成本。合理选择快压射 速度切换点,最大限度地进行层流式充填是提高压铸件内部质量和延长模具寿命 的有效途径。由于对于不同的压铸件，其内部组织致密性要求不同，同一铸件对 易产生气孔的部位和致密性的要求也不相同， 高速切换点可以选择在不允许有气 孔的部位之后即可。
260 240 220 200
YS UTS
δ
Tensile properties
180 160 140 120 100 80 60 40 20 0 280 300 320 340 360
Fast shot set point (mm)
图 3-21 快压射切换位置对拉伸性能的影响
Fig.3-21 Effect of fast shot set point on tensile properties
3.5 铸造压力对铸件性能的影响
在压力铸造过程中，作用在熔融合金上的压力以两种不同的形式和作用出现。第
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一是熔融合金流动过程中的流体动压力，作用主要是完成充填及成型过程；第二 是在充填结束后，以流体静压力形式出现的最终压力(其值明显的大于动压力)， 它的作用是对凝固过程中的合金进行“压实” 。最终压力的有效性，除与合金的 性质及铸件结构的特点有关外，还取决于内浇口的形状、大小及位置。实际上， 由于压铸机压射机构的工作特性各不相同，以及随着铸件结构形状不同，熔融合 金充填状态和工艺操作条件不同，压铸过程压力的变化曲线也会各不同。为了提 高铸件的致密性，增大压射比压无疑是有效的。但是过高比压使压铸模受熔融合 金流强烈地冲刷和增加合金粘模的可能性，降低压铸模的使用寿命。因此，应根 据合金种类、铸件特点等选择合适的压射比压。本文在其它工艺参数不变的条件 下，分别选取铸造压力为 52MPa、69 MPa、104 MPa 和 120MPa，通过研究压力 改变对铸件组织、机械性能、致密性及气孔率的影响规律，优化出适合生产 6C 汽车空调压缩机缸体的最佳铸造压力。 3.5.1 铸造压力对铸件组织的影响 图 3-22 为铸造压力对铸件组织的影响，可以看出，随着压铸压力的不断增 大，铸件的组织越致密。
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（a）52 MPa
(b) 69 MPa
(c) 104 MPa
(d) 120 MPa
图 3-22 铸造压力对铸件组织的影响
Fig.3-22 Effect of casting pressure on microstructure of casting
在压力铸造过程中，金属液的凝固可分成三个阶段：一是在充型开始时，金 属液接触型壁处便开始结晶； 二在金属液快速射入型腔后， 金属液在压力下凝固； 三是在压力下补缩金属的凝固。第一阶段的凝固近似于常压下的凝固，第二、第 三阶段都属于压力下的凝固[48]。 根据Clapeyren 方程:
dT =
Tm (V1  V2 ) dp ΔH m
(3-2)
式中： dT ——相应改变 dp 值的熔化温度变化值；
Tm ——熔化温度
V1 、 V2 ——分别为1kg 固相和液相的相应体积
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ΔH m ——熔化潜热
dp ——压力的变化
可以看到，随着压力的提高，熔化温度也得以提高。压铸时, 合金液绝大多数时 间是在几十甚至几百个兆帕压力下凝固, 因此合金液的实际熔点大大地提高, 这就使得合金液凝固时的过冷度大幅度增大。金属液凝固时的临界晶核半径 rK 可用式(3-3)表示[49]:
rK =
2σTm Lm ΔT
(3-3)
临界形核功可用式(3-4) 表示[50]:
  dT ΔG = 32σ 3   ρΔT (V  V )dp  2 1 
o
2
（3-4）
式中
Lm ——熔化潜热
ρ ——密度
σ ——表面张力
ΔT ——过冷度
其余符号的含义与式(1) 中相同。 由式(3-3) 、(3-4) 可见, 提高过冷度、施加压力可同时减小临界晶核半径 和临界形核功, 从而引起结晶核心数目增加。结晶核心数目越多则组织越细小。 对于合金组织中Si的细化, 除上述结晶核心数目增多的原因外, 还与压力下凝 固合金的固溶度提高有关。 固溶度的提高主要是由于压力下凝固时扩散系数降低 引起的, 这可从式(3-5) 中看到：
D=
RT δη 0 e pV0 / RT
(3-5)
式中： D ——扩散系数
R ——气体常数 T ——温度
δ ——原子自由行程的长度
η 0 ——动力粘度
p ——压力 V0 ——体积
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随着压力的提高, 扩散系数降低, 从而使熔体中元素的扩散速度减小, 导致元 素不均匀部分的数量减少, 引起固溶体过
饱和。同时也使析出的Si量减少,为初 晶Si的细化提供了一个内在条件。 上述分析可见, 压射时的压力越大, 合金液的流动速度越大, 就越容易促 使先凝固层晶体脱落、断裂及增殖, 凝固后的组织就越细小。由式(3-2)~(3-5) 可见, 合金液凝固时的压力越高, 其过冷度就越大, 临界晶核半径、 临界形核功 和合金元素的扩散系数则有所减小, 合金液越易形核, 使晶核数目增加, 晶粒 更为细化。因此, 适当高的压射压力和保压压力对细化组织很有帮助。 3.5.2 铸造压力对铸件缺陷的影响 图 3-23 为浇注温度 720℃，快压射速度为 1.5m/s，快压射切换点 300mm 时 铸造压力对铸件平均密度及热处理前后密度变化率的影响。可以看出，随着铸造 压力的增加，压铸件的密度逐渐增大，但当铸造压力大于 69MPa 后，随着压力 的增加，密度增加的幅度较小；热处理后的铸件的平均密度呈先减小后增大的趋 势，热处理前后铸件密度变化率随着铸造压力的增加呈先增大后减小的趁势。图
3-24 为铸造压力对铸件气孔率的影响，从图中可以看出，随着铸造压力的增加，
孔洞的含量和孔洞的尺寸都越来越小， 但铸造压力由 104MPa 增加到 120MPa 时， 孔洞的变化并不明显。
图 3-23 铸造压力对铸件密度的影响
Fig.3-23 Effect of pressure on the density and density change of the castings
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(a)52 MPa
(b)69MPa
(c)104 MPa
(d)120 MPa
图3-24 不同铸造压力下的孔洞图
Fig.3-24 Porosity and shrinkage of the castings under different cast pressures
在压铸凝固过程中，铸造压力主要通过最大增压压力PM ( 金属液完成充型 后, 在凝固阶段系统施加在金属液上的最大压力) 、 有效压力保持时间tEK ( 从金 属液充满型腔开始到作用在金属液上的压力降为零值或接近零值时的时间值) 、 最大压力保持时间tMP ( 金属液充满型腔后作用在金属液上的压力保持为最大压 力影响铸件孔洞的时间) 来影响压铸件孔洞及力学性能。有研究表明：铸造压力 增加，PM、tMP、tEK会明显增加[23]。 当压力小于69MPa时，由于铸造压力相对较小，铸件内部有较多的缩孔，缩 松，导致铸件密度小，至于热处理后密度变化率变化很小有待于进一步研究；当 压力大于69MPa后， 与较低的压力相比，较高的压力对应着较大的PM、较长的tEK 和tMP，使型腔内气体容易排出，同时较大PM可以将铸件内的孔洞压缩成更小的 孔洞。能够消除铸件内部的缩孔和缩松，提高铸件的致密度，另外，由于合金在 较高的压力下凝固， 有利于合金液的补缩和抑制气体的析出， 使得铸件内的气孔， 缩孔，缩松减小；因此铸件平均密度及热处理后的平均密度增加，热处理前后密 度的变化率逐渐变小，铸件的孔洞逐渐减小。
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3.5.3 铸造压力对铸件拉伸性能的影响 图3-25为铸造压力对铸件力学性能的影响，从图中可以看出，随着铸造压力 的增加， 压铸件抗拉强度、 延伸率和屈服强度均呈上升趋势， 但变化越来越缓慢。
220 200 180 160 140
抗拉强度 屈服强度 延伸率
拉伸性能
120 100 80 60 40 20 0 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130
压力 (MPa)
图 3-25 铸造压力对拉伸性能的影响
Fig.3-25 Relationship between casting pressures and tensile properties
孔洞是影响压铸件力学性能的关键因素之一, 密度大, 孔洞面积百分比少, 平均粒径小, 则压铸件力学性能好。由图3-23、3-24知, 随铸造压力增加, 铸件 内孔洞平均粒径和面积百分比均呈下降趋势, 压铸件密度逐渐上升, 因此铸件 抗拉强度和屈服强度呈现如图3-25所示的规律。另外, 压铸件力学性能,与组织 密切相关。一般, 组织越细小越致密, 则压铸件力学性能越好。由图48知，铸件 压力越大，组织越细，这也是铸件力学性能随铸造压力增大的原因之一。 压铸过程中，采用较高的比压，除易得到轮廓清晰、外表光洁和尺寸精确以 及带有花纹、图案、文字等的压铸件外，还可以改善压铸件的致密度，从而提高 压铸件的抗拉强度和硬度。采用较高的比压还可以获得较高的充填速度，保证金 属的流动性，相对降低浇注温度，有利于减少铸件的缩孔、缩松，并可以提高压 铸模的寿命。 但过高的比压会使压铸模受金属液的强烈地冲涮并增加合金粘模的 可能性，反而除低模具寿命。一般在保证压铸件成型和使用的要求的前提下，选 用较低的比压。 3.6 本章小结 通过有限差分模拟技术对 6C 铝合金汽车空调压缩机缸体的压铸工艺进行了 模拟，研究了不同工艺参数条件下合金熔体的充型顺序、凝固顺序及温度场的分
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布状况，预测了不同工艺条件下，铸件发生卷气、缩孔的位置。 通过实验分析方法，研究了不同工艺条件下铸件组织、孔隙率与机械性能的 变化，对模拟结果进行论证， 通过数值模拟结合实验分析，获得了制备 6C 铝合金汽车空调压调机的最佳 工艺参数： 变质剂——HGPB-1、 浇注温度——700~720℃、 快压射速度——1.5m/s、 快压射切换位置——320mm、铸造压力 104MPa。
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第 4 章 结论
利用数值模拟与实验分析相结合的方法， 研究了工艺参数对铝合金汽车空调 压缩机缸体性能的影响，并成功的探索出生产 6C 汽车空调压缩机的最佳工艺参 数：
1．通过对变质工艺的研究可知，HGPB-1、HGP-3，SR813 三种变质剂的变
质效果依次递减。HGPB-1 与 SR813 均为磷盐变质剂，但变质效果相差较大，主 要原因是两者的变质温度不同，SR813 变质温度在 820~840℃，温度过高，使 Si 原子团簇的聚集吞并多于分散、消失。从而使成为稳定的结晶核心的 Si 原子数 量减少，降低 AlP 的变质效果。因此，SR813 变质效果不及 HGPB-1 变质效果， 实际生产中宜采用 HGPB-1 变质剂进行变质。
2．通过对浇注温度的数值模拟可知，浇注温度的提高有利于金属液的充型，
从实验分析可知，随着浇注温度的提高，铸件吸气明显增多，铸件中产生的孔洞 类缺陷明显增多，故存在一个最佳浇注温度，通过数值模拟及实验分析相结合得 出，生产 6C 汽车空调压缩机缸体最佳浇注温度为 700℃~720℃。 3. 通过对快压射速度的数值模拟分析可知，快压射速度越高，铝液在填充 型腔时的温度越高、填充流程越长，有利于充型，但随着快压射速度的增加，金 属液卷气越来越严重， 并通过实验分析验证了数值模拟的准确性， 最终确定生产
6C 汽车空调压缩机缸体的最佳速度为 1.5m/s。
4．通过对快压射切换位置的数值模拟分析可知，快压射切换位置越大，则 充型结束时温度场分布越不均匀，快压射切换位置越小，铸件内的卷气越严重， 实难分析验证了这一结论， 结合数值模拟与实验分析确定 320mm 为最佳快压射位 置。 5．通过研究不同铸造压力下铸件金相组织变化，铸件密度及密度变化率的 变化以及力学性能的变化， 得出铸造压力为 104MPa 是生产 6C 汽车空调压缩机缸 体的最佳铸造压力。
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