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1 現(xiàn)狀及問(wèn)分析
1 1 生產(chǎn)的基本條件
1280 多觸頭高壓自動(dòng)造型線，砂箱內(nèi)尺寸1 200mm 800mm400/400mm.煤粉濕砂型，水玻璃砂芯，面刷醇基快干涂料。
1 型 2 件。
1 2 原工藝存在問(wèn)題及分析
?。?1） 原工藝簡(jiǎn)介
原工藝，工藝采用中間分型，分型面到法蘭底面的距離為102 mm.在法蘭盤底面均勻布置 4 塊（2塊間隔60mm左右）外圓R180mm、內(nèi)圓R135 mm、厚20mm、扇形角60的外冷鐵。法蘭與分型面之間設(shè)置2#砂芯。上頂面設(shè)置 1 個(gè) 90 mm 125 mm的飛邊保溫冒口， 溢流飛邊厚3 mm， 飛邊長(zhǎng)8 mm.在冒口周圍扎 4 個(gè) 10 mm出氣孔， 冒口頂上扎1 個(gè) 10 mm出氣孔。鐵液從分型面上經(jīng) 6 道截面尺寸為26/ 30 mm 6 mm的內(nèi)澆口徑向引入型腔； 橫澆道截面尺寸為22/ 28 mm 35 mm； 直澆道最小截面尺寸為 50 mm.工藝布置， 見(jiàn) 2. 2 原工藝布置Fig. 2 Arrangement of original casting technique
（ 2） 存在問(wèn)題
鑄件加工后， 發(fā)現(xiàn) 284 mm 外圓柱面內(nèi)澆口及周圍有縮松（所有內(nèi)澆口處都有縮松，見(jiàn) 1，A 處） ； 在頂面 112 mm 圓周上（見(jiàn)1，B 處）有縮孔和縮松。
該件加工后經(jīng) 0. 3 0. 5 M Pa 壓力試壓，大部分鑄件因縮孔和縮松而滲漏。
?。?3） 原因分析
第1， 保溫冒口在鑄件頂部， 鐵液從中部引入型腔， 流入冒口的是溫度較低的鐵液， 降低了冒口的補(bǔ)縮能力； 并且飛邊太薄， 凝固過(guò)早， 保溫冒口周圍厚壁處的鐵液受自身及冒口的熱影響， 凝固滯后， 收縮需要鐵液補(bǔ)充時(shí)， 冒口中的鐵液已不能流經(jīng)飛邊對(duì)其補(bǔ)縮。
第 2， 外圓柱面由于與內(nèi)澆口相接處形成熱節(jié)； 鐵液在充型過(guò)程中使內(nèi)澆口周圍鑄型過(guò)熱， 凝固遲緩， 還被其他部位收縮抽吸， 在鑄件凝固收縮時(shí)因內(nèi)澆口太薄和過(guò)長(zhǎng)而凝固， 使橫澆道和直澆道的鐵液不能對(duì)其補(bǔ)縮。
2 消除鑄件縮松、縮孔的措施
鑄件產(chǎn)生縮松、縮孔的原因是工藝上采取的補(bǔ)縮通道不合理補(bǔ)縮不足造成的。均衡凝固是利用收縮和膨脹的動(dòng)態(tài)疊加，采取工藝措施， 使單位時(shí)間的收縮與補(bǔ)縮、收縮與膨脹按比例進(jìn)行的 1 種凝固原則。均衡凝固強(qiáng)調(diào)越是薄小件越要補(bǔ)縮。該鑄件的幾何模數(shù)平均為 M c = 0. 8 cm，不符合實(shí)現(xiàn)無(wú)冒口鑄造的條件（ M c & 2. 5 cm） .所以， 工藝上應(yīng)采取補(bǔ)縮措施。
2 1 由于現(xiàn)工藝條件的限制， 在不改變鑄件分型面位置的情況下， 改變澆口的位置， 即改為從法蘭邊引進(jìn)鐵液。以消除分型面引進(jìn)鐵液處的縮松。
2 2 為了對(duì)鑄件采取補(bǔ)縮措施， 把原工藝每件 6 道內(nèi)澆口改為每件 2 道內(nèi)澆口， 經(jīng)熱側(cè)冒口引入， 冒口尺寸為 70 mm 60 mm 80 mm， 對(duì)稱布置， 冒口位置的設(shè)置原則是根據(jù)均衡凝固理論， 冒口既要靠近熱節(jié)， 以利于補(bǔ)縮， 冒口又要離開(kāi)熱節(jié)， 以減少冒口對(duì)鑄件的熱干擾。冒口頸短、薄、寬， 可以有效地消除冒口與鑄件形成接觸熱節(jié)， 從而避免冒口頸部的縮松和縮孔。原工藝法蘭盤上設(shè)置的 4 塊外冷鐵外， 頂部再增加 4 塊冷鐵，用以防止法蘭盤與圓柱面交接根部的縮松及頂面上的分散性縮孔。改進(jìn)后的工藝， 見(jiàn) 3.冒口頸截面尺寸就是內(nèi)澆口的尺寸， 依據(jù)大孔出流理論進(jìn)行設(shè)計(jì)。內(nèi)澆口的尺寸計(jì)算如下。
參照原澆注系統(tǒng)設(shè)計(jì)，
初定 F 1 F 2 F 3 = 1（1. 3） （ 1. 2）。
依據(jù)大孔出流理論h p = K 2（H - C/ 2）/ （ 1+ K 2 1 + K 2） （1）
K 1 = （1 F 1）/ （2 F 2）
K 2 = （1 F 1）/ （3 F 3）
h p ### 作用在內(nèi)澆道上的實(shí)際壓頭；H # ## 上砂箱高度（ mm）， H = 400 mm；C ## # 上砂箱內(nèi)鑄件高度（mm）， C = 156（上箱內(nèi)鑄件高） + 125（冒口高） = 281 mm；K 1、K 2 ### 分別為直澆道與橫澆道、直澆道與內(nèi)澆道之間的有效截面積比；1、2、3 ## # 分別為直、橫、內(nèi)澆道流量系數(shù)， 取
1 = 2 = 0. 6，3 = 0. 45；F 1、F 2、F 3 ### 分別為直、橫、內(nèi)澆道的總截面積
（ mm 2）。
計(jì)算得： K 1 = 0. 77 K 2 = 1. 11將 K 1、K 2的值代入（ 1） 式得
h p = 11. 32 cm根據(jù)阿暫公式：F 3 = G/ < 0. 31 3 T （ h p）1/ 2 >（2）
式中G = 105 kg 型內(nèi)鐵液總質(zhì)量；澆注時(shí)間 T = 10 s.將 G、3、T 、h p的值代入（2） 式中得
F 3 = 22. 38 cm 2按工藝布置， 每件兩道內(nèi)澆口， 1 箱 2 件， 則每道內(nèi)澆口面積為 5. 6 cm 2取 F內(nèi)= 6 cm 2， 取內(nèi)澆口寬為 40 mm， 則內(nèi)澆口厚度為 15 mm.核算金屬液在直澆道、橫澆道和內(nèi)澆道中的流速，并對(duì)橫澆道是否充滿進(jìn)行判斷。
依據(jù)大孔出流理論， 橫澆道和內(nèi)澆道壓頭為：
h 2 = （ K 2 1 + K 2） H / （1+ K 2 1 + K 2）
h 3 = （ K 2） H / （1 + K 2 1 + K 2）
計(jì)算得：
h 2 = 25. 8 cm h 3 = 17. 5 cm直澆道、橫澆道和內(nèi)澆道流速計(jì)算：
V 1 = 1 < 2g（ H - h 2） > 1/ 2 = 100 cm/ s V 2 = 2 < 2g（ H - h 3） > 1/ 2 = 76. 5 cm/ s V 3 = 3！ （2gh 3）
1/ 2 = 83. 3 cm/ s
由上可以看出： 直、橫、內(nèi)澆道的流速分布合理。
h 3> ( h橫- h內(nèi)/ 2）， 橫澆道充滿有余， 說(shuō)明初選的澆口比是合適的。改進(jìn)后的冒口頸截面尺寸為 40 mm 15 mm.原內(nèi)澆口與改進(jìn)后的內(nèi)澆口總面積比為1 （ 1. 2） .說(shuō)明原澆注系統(tǒng)的內(nèi)澆口總面積偏小。
