劉志剛， 安建飛， 史曉平， 裴承慧， 黃東男， 溫海軍

(1.內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院, 內(nèi)蒙古 呼和浩特 010051；2.內(nèi)蒙古北方重工業(yè)集團(tuán)有限公司, 內(nèi)蒙古 包頭 014033)

0 引言

隨著科技進(jìn)步和鋁冶煉技術(shù)的提高，鋁合金鑄件在軍品上的應(yīng)用越來(lái)越廣泛。鋁合金鑄件成型有高壓、低壓、擠壓和重力等多種鑄造方式[1]。由于低壓鑄造的工藝特點(diǎn)，其所生產(chǎn)的工件材料利用率高，且具有良好的機(jī)械性能，故對(duì)于有強(qiáng)度要求的鋁合金件加工主要采用低壓鑄造技術(shù)[2]。最初的低壓鑄造工藝主要采用金屬模、金屬芯的生產(chǎn)方式。隨著工業(yè)技術(shù)的不斷發(fā)展和軍品種類的增多，出現(xiàn)了越來(lái)越多形狀各異、結(jié)構(gòu)復(fù)雜的鋁合金腔室類零件，而金屬模、金屬芯的低壓鑄造工藝限制了此類零件的生產(chǎn)。在此背景下誕生了金屬型、砂芯的低壓鑄造方式[3-4]。合理高效的低壓鑄造設(shè)備是保障制品質(zhì)量和生產(chǎn)效益的基礎(chǔ)，然而目前四立柱式低壓鑄造機(jī)由于其操作空間狹小，對(duì)于需要多開(kāi)模、下砂芯的鑄件生產(chǎn)，下芯、取件、模具清理等非常不便，工作人員勞動(dòng)強(qiáng)度大，且從結(jié)構(gòu)原理上不易實(shí)現(xiàn)自動(dòng)化生產(chǎn)[5]。結(jié)合鋁合金類軍工產(chǎn)品的生產(chǎn)特點(diǎn)，存在諸多不便且有很大的安全隱患。為此，設(shè)計(jì)一款方便靈活的開(kāi)放式懸臂低壓鑄造機(jī)具有現(xiàn)實(shí)意義。

國(guó)內(nèi)某低壓鑄造設(shè)備生產(chǎn)公司將機(jī)械手應(yīng)用到四立柱式低壓鑄造機(jī)上，以完成下砂芯、下過(guò)濾片、取件等工作。這種方法雖然降低了工作人員的勞動(dòng)強(qiáng)度，但是耗時(shí)長(zhǎng)的缺陷依舊未得到解決。同時(shí)，機(jī)械手程序調(diào)試繁瑣、價(jià)格昂貴，鑄造機(jī)準(zhǔn)備周期較長(zhǎng)，特別對(duì)于軍工產(chǎn)品中小批量的生產(chǎn)，大大增加了時(shí)間成本和設(shè)備成本[6]。

本文針對(duì)上述現(xiàn)有低壓鑄造設(shè)備存在的缺陷，提出了主、副懸臂相結(jié)合的懸臂式低壓鑄造機(jī)，并結(jié)合鑄造機(jī)的穩(wěn)定性要求對(duì)懸臂結(jié)構(gòu)進(jìn)行了分析和計(jì)算，獲得了鑄造機(jī)在一個(gè)運(yùn)行周期內(nèi)懸臂所受的作用力。根據(jù)懸臂末端允許最大變形量求得其合理尺寸，并對(duì)鑄造機(jī)進(jìn)行樣機(jī)制作和試車作業(yè)，通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了設(shè)計(jì)的合理性和可行性。

1 懸臂式低壓鑄造機(jī)的結(jié)構(gòu)組成及原理

四立柱式低壓鑄造機(jī)的機(jī)械結(jié)構(gòu)主要由工作臺(tái)、中隔板、動(dòng)模板等組成。動(dòng)模板由4根導(dǎo)柱固定，通過(guò)液壓缸驅(qū)動(dòng)其上下運(yùn)動(dòng)。此類低壓鑄造機(jī)模具上方的空間屬于永久封閉狀態(tài)，不僅增加了工作人員的勞動(dòng)強(qiáng)度和工作難度，而且效率低下，容易使砂芯、鑄件發(fā)生磕碰[7]。

本文設(shè)計(jì)的懸臂式低壓鑄造機(jī)結(jié)構(gòu)如圖1所示。由圖1可知，低壓鑄造機(jī)的主副懸臂由液壓缸通過(guò)齒輪齒條機(jī)構(gòu)間接驅(qū)動(dòng)其圍繞立柱同步旋轉(zhuǎn)。主懸臂的一端裝有垂直油缸，垂直油缸下方和上模相連并帶動(dòng)其上下運(yùn)動(dòng)；副懸臂與主懸臂長(zhǎng)度相等，其末端處安裝有砂芯吊裝機(jī)構(gòu)。澆注時(shí)主懸臂可轉(zhuǎn)到型腔正上方，澆注完畢后驅(qū)動(dòng)懸臂圍繞立柱轉(zhuǎn)動(dòng)，當(dāng)主懸臂末端到達(dá)工件輸送帶上方時(shí)，副懸臂正好由砂芯吊裝區(qū)轉(zhuǎn)至型腔上方。避免了傳統(tǒng)低壓鑄造機(jī)必須卸完鑄件才能安裝砂芯的弊端[8]。

圖1 懸臂式低壓鑄造機(jī)結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure diagram of a cantilever low pressure casting machine

懸臂式低壓鑄造機(jī)的具體工作流程如圖2所示。圖2(a)為鑄造機(jī)澆注工序，當(dāng)懸臂低壓鑄造機(jī)一切前序工作準(zhǔn)備就緒后，合并側(cè)模，主懸臂末端的上模油缸將上模板緊緊地壓在鑄造機(jī)側(cè)模上。保溫爐內(nèi)的金屬液在壓力作用下自下而上上升到型腔內(nèi)。當(dāng)充型結(jié)束的一瞬間，型腔內(nèi)部的金屬液對(duì)主懸臂的沖擊力達(dá)到最大值，極易使懸臂產(chǎn)生彎曲變形，從而使上模與側(cè)模之間產(chǎn)生間隙，使金屬液外漏而發(fā)生事故。在鑄造機(jī)澆注作業(yè)的同時(shí)，砂芯吊裝機(jī)構(gòu)將砂芯安裝在副懸臂適當(dāng)高度處。圖2(b)為鑄造機(jī)開(kāi)模工序，當(dāng)液面加壓系統(tǒng)執(zhí)行泄壓工序后，升液管內(nèi)未凝固的金屬液回流到坩堝內(nèi)。待模具內(nèi)的鑄件冷卻到具有足夠強(qiáng)度后打開(kāi)側(cè)模，通過(guò)主懸臂末端的上模油缸，將工件連同上模板由模具內(nèi)提升到設(shè)定高度。圖2(c)為鑄造機(jī)懸臂轉(zhuǎn)動(dòng)工序，通過(guò)固定在立柱上的齒輪齒條機(jī)構(gòu)，驅(qū)動(dòng)主、副懸臂圍繞立柱同步轉(zhuǎn)動(dòng)。當(dāng)主懸臂末端的鑄件轉(zhuǎn)到輸送帶上方時(shí)，副懸臂末端的砂芯正好轉(zhuǎn)到型腔正上方。在此過(guò)程中，由于重力作用，主懸臂末端向下作用力達(dá)到最大值。圖2(d)為工件卸載和砂芯安裝工序，懸臂旋轉(zhuǎn)至適當(dāng)位置后停止，通過(guò)主懸臂末端的打料機(jī)構(gòu)將鑄件從上模板上脫落，使其降落到工件輸送帶上，隨輸送帶運(yùn)送到倉(cāng)庫(kù)里；副懸臂末端的砂芯吊裝機(jī)構(gòu)的油缸下降，使砂芯安裝在型腔內(nèi)部。

圖2 懸臂鑄造機(jī)工作過(guò)程Fig.2 Working process of a cantilever casting machine

至此，懸臂低壓鑄造機(jī)的一個(gè)生產(chǎn)周期結(jié)束，懸臂旋轉(zhuǎn)油缸驅(qū)動(dòng)主、副懸臂反向轉(zhuǎn)動(dòng)，使主懸臂到達(dá)型腔正上方，開(kāi)始下一個(gè)鑄件的生產(chǎn)周期。

2 低壓鑄造機(jī)懸臂分析與設(shè)計(jì)

對(duì)于本文所設(shè)計(jì)的懸臂式低壓鑄造機(jī)，使其穩(wěn)定運(yùn)行需要確保兩點(diǎn)：1)懸臂結(jié)構(gòu)有足夠的剛度，在鑄造機(jī)作業(yè)時(shí)懸臂變形量需要在允許范圍內(nèi)；2)懸臂轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)的運(yùn)動(dòng)精度，鑄造機(jī)在不同作業(yè)階段懸臂能夠準(zhǔn)確地轉(zhuǎn)動(dòng)到適當(dāng)位置。

懸臂運(yùn)動(dòng)精度由控制系統(tǒng)保證，本文主要研究鑄造機(jī)機(jī)械結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性和強(qiáng)度問(wèn)題。在懸臂式低壓鑄造機(jī)的一個(gè)生產(chǎn)周期內(nèi)，懸臂末端所受作用力主要來(lái)自懸臂末端零部件的自重，以及不同工作階段型腔內(nèi)部作用于上模板的壓力[9]。其中，在充型階段有沖擊載荷，在保壓階段型腔內(nèi)部壓強(qiáng)最大，鑄件卸載階段懸臂末端處質(zhì)量最大。

2.1 充型階段受力分析

假設(shè)鑄造時(shí)金屬液流動(dòng)為理想的穩(wěn)流狀態(tài)，由理想液體能量方程的物理意義：理想液體作穩(wěn)定流動(dòng)時(shí)具有壓力能、位能和動(dòng)能3種能量形式，在任一截面上這3種能量形式之間可以相互轉(zhuǎn)換，但三者之和為定值，即能量守恒[10]。

在實(shí)際鑄造過(guò)程中，由于金屬液會(huì)產(chǎn)生摩擦力、消耗能量；同時(shí)，由于升液管、型腔等處尺寸和形狀的變化，都會(huì)使金屬液產(chǎn)生擾動(dòng)，從而產(chǎn)生能量損耗hw. 另外，由于型腔內(nèi)部金屬液的實(shí)際流速并不均勻，為了方便計(jì)算，通常用平均流速代替實(shí)際流速。為了修正該計(jì)算方式所產(chǎn)生的誤差，引入動(dòng)能修正系數(shù)α. 動(dòng)能修正系數(shù)α在紊流時(shí)取αt=1.1，在層流時(shí)取αl=2. 充型階段，型腔中的金屬液處于紊流狀態(tài)時(shí)αt=1.1，保溫爐內(nèi)下降的金屬液處于層流狀態(tài)時(shí)αl=2[11]. 充型原理圖如圖3所示。

圖3 充型原理圖Fig.3 Schematic diagram of filling

圖3中：pc為型腔內(nèi)的壓強(qiáng)(g/cm2)；zc為型腔內(nèi)金屬液距離保溫爐爐底的高度(cm)；vf為金屬液充型速度(m/s)；ph為保溫爐內(nèi)的壓強(qiáng)(g/cm2)；vd為金屬液下降速度(m/s)；zh為保溫爐內(nèi)金屬液距離爐底的高度(cm).

結(jié)合圖3充型原理圖，實(shí)際鑄造過(guò)程中的伯努利方程為

(1)

式中：ρ為金屬液密度(g/cm3)，鋁液密度為2.55 g/cm3；g為重力加速度。

同時(shí)，引入流量與速度的關(guān)系式：

(2)

式中：Q為流量(cm3/s)；A為流量通道橫截面積(cm2)；v為流速(cm/s)；V為體積(cm3)；t為充型時(shí)間(s)；W為澆注質(zhì)量(g)；γ為比重，γ=ρ×9.8，鋁液比重γ≈26.

本文以企業(yè)生產(chǎn)的某氣室為例，材料為鋁合金，澆注質(zhì)量為13 kg. 根據(jù)某氣室零件的鑄造工藝可知，在充型階段結(jié)束時(shí)壓力最大，且結(jié)束處的橫截面積Ae=30 967 mm2，保溫爐橫截面積Ah=441 563 mm2，充型時(shí)間為10 s. 故充型結(jié)束時(shí)ph=H×ρ×μ×10-5，式中：H為保溫爐液面到型腔頂部的距離(m)；μ為阻力系數(shù)，通常取1.1～1.5，此處取1.4. 則ph=1.52 m×2 550 kg/m3×1.4=0.49 kg/cm2.

在實(shí)際鑄造過(guò)程中，為了保證生產(chǎn)安全和工藝穩(wěn)定，保溫爐內(nèi)金屬液至少有1/3為空。當(dāng)保溫爐內(nèi)金屬液容量最多時(shí)開(kāi)始澆注，zh=1 140 mm，zc=2 660 mm，此時(shí)H=1 520 mm.

由于金屬液充型過(guò)程中流速慢，且為了保證安全，假設(shè)金屬液在充型過(guò)程中兩截面之間的能量損耗hw=0.

由(1)式變形可得(3)式：

(3)

將上述已知變量代入(3)式，可得pc=25 226 Pa.

由于在充型結(jié)束時(shí)，上升至上模處的鋁液突然停止，充型鋁液的動(dòng)能轉(zhuǎn)換為壓力能，產(chǎn)生較大的液壓沖擊，假設(shè)最大壓力升高值為Δp. 液壓沖擊計(jì)算公式為

Δp=ρcve，

(4)

式中:c為沖擊波傳播速度(m/s)；ve為充型結(jié)束時(shí)金屬液速度(cm/s).

其中，c由(5)式求得：

(5)

式中:K為金屬液的體積彈性模量，鋁液約為65 GPa；E為模具材料的彈性模量，E=210 GPa；d為型腔內(nèi)徑，d=227 mm；δ為側(cè)模壁厚，δ=168 mm.

經(jīng)計(jì)算c值為4 249 m/s，由(4)式可求得Δp=1 115 999 Pa. 因此，充型階段對(duì)上模板的最大壓強(qiáng)pmax=p+Δp=25 226 Pa+1 115 999 Pa=1 141 225 Pa≈1.14 MPa.

因此，充型階段作用于上模板的最大作用力Fmax=pmaxS，式中：S為鋁液與上模板接觸面積(m2)。則Fmax=1.14 MPa×30 967×10-6m2=35 302 N.

2.2 保壓階段壓力分析

當(dāng)充型結(jié)束后，鋁液開(kāi)始由液態(tài)或者固態(tài)與液態(tài)共存態(tài)向固態(tài)轉(zhuǎn)變，為了使鑄件更好地補(bǔ)縮、結(jié)晶，保溫爐內(nèi)的壓力進(jìn)一步升高，鑄造工序進(jìn)入保壓階段。根據(jù)某氣室的鑄造工藝可知，保壓階段爐內(nèi)壓強(qiáng)為1.7 kg/cm2.

在保壓階段保溫爐內(nèi)的壓強(qiáng)保持固定值不變，假定保壓階段開(kāi)始時(shí)型腔內(nèi)為未凝固的液態(tài)鋁合金，鑄件質(zhì)量為mc，升液管內(nèi)金屬液的質(zhì)量為mm，經(jīng)計(jì)算mm=5.25 kg. 根據(jù)靜止流體力學(xué)壓力分布規(guī)律[12]可得(6)式：

pcAe=phAh-mcg-mmg，

(6)

可求得，保壓階段型腔作用于上模板的作用力Fmax=pcAe=7 324.1 N.

2.3 懸臂重力分析

由懸臂式低壓鑄造機(jī)工作原理可知，當(dāng)鑄造機(jī)澆注結(jié)束時(shí)打開(kāi)側(cè)模，鑄件隨著懸臂由型腔正上方轉(zhuǎn)動(dòng)到輸送帶上方。此時(shí)，懸臂末端不再受來(lái)自型腔內(nèi)部向上的作用力，只有由鑄件、上模油缸、上模板等零部件的自重而產(chǎn)生的向下重力。經(jīng)計(jì)算，懸臂末端所有零部件的總質(zhì)量為460.6 kg.

2.4 鑄造機(jī)懸臂設(shè)計(jì)

由計(jì)算可知，在懸臂式低壓鑄造機(jī)一個(gè)生產(chǎn)周期內(nèi)，主懸臂末端作用力- 時(shí)間關(guān)系如圖4所示。懸臂末端所受最大作用力發(fā)生在充型結(jié)束瞬間，最大值為向上35 302 N.

圖4 懸臂末端作用力- 時(shí)間曲線Fig.4 Force-time curve of cantilever end

由于保溫爐外徑為1 500 mm，保溫爐安裝在地坑里，故設(shè)計(jì)懸臂長(zhǎng)1 200 mm. 為了提高懸臂轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)的控制精度、減小其轉(zhuǎn)動(dòng)慣量，結(jié)合實(shí)驗(yàn)室現(xiàn)有材料，懸臂采用Q235-A空心圓鋼制作。

圓環(huán)截面材料的慣性矩I由(7)式求得

(7)

式中：Do為圓環(huán)外徑(mm)；Di為圓環(huán)內(nèi)徑(mm).

懸臂梁最大撓度ωmax由(8)式求得：

(8)

式中：l為懸臂長(zhǎng)度(mm)；Ec為懸臂彈性模量，取值196～216 GPa.

由于所設(shè)計(jì)的懸臂式低壓鑄造機(jī)，在上模和側(cè)模之間安裝有安全罩，在鑄造機(jī)工作時(shí)上模與側(cè)模之間最大間隙不得大于2 mm，上模油缸處的懸臂最大撓度值ωc應(yīng)小于2 mm.

對(duì)于空心圓截面懸臂梁，安全系數(shù)一般采用軸向拉伸應(yīng)力許用值1.6～2.5. 為了提高懸臂式低壓鑄造機(jī)的安全性，此處采用2.3.

最終選定鑄造機(jī)懸臂采用外徑Do為270 mm、內(nèi)徑Di為235 mm的Q235A空心圓鋼。

同理，經(jīng)計(jì)算鑄造機(jī)立柱采用高2 800 mm、外徑為320 mm、內(nèi)徑為285 mm的20號(hào)合金鋼空心圓鋼。

將前述所計(jì)算求得的動(dòng)態(tài)作用力值施加于懸臂模型末端進(jìn)行解算后，得到等效應(yīng)力云圖(見(jiàn)圖5)、等效應(yīng)變?cè)茍D(見(jiàn)圖6)和變形云圖(見(jiàn)圖7). 由圖7可知，該懸臂結(jié)構(gòu)的最大變形發(fā)生在懸臂梁末端，變形量從受力端向固定端遞減，立柱的變形量最小。由圖5和圖6可知，最大應(yīng)力和最大應(yīng)變都發(fā)生在懸臂末端固定鋼板與主懸臂的連接處，所受最大應(yīng)力為42 MPa. 焊接的連接方式強(qiáng)度高、接頭質(zhì)量小、成本低，但焊接工藝對(duì)于薄壁零件的加工存在一定難度且焊接變形較大，難以保證精度。故采用將實(shí)心圓柱套結(jié)在空心懸臂的末端，在實(shí)心圓柱體上開(kāi)槽，再將鋼板焊接在實(shí)心圓柱體上的連接方式。懸臂上模油缸處最大變形量為1.8 mm，滿足允許最大變形量2 mm的要求。

圖5 應(yīng)力云圖Fig.5 Stress contour

圖6 應(yīng)變?cè)茍DFig.6 Strain contour

圖7 變形云圖Fig.7 Deformable contour

2.5 懸臂結(jié)構(gòu)拓?fù)鋬?yōu)化

在保證懸臂結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性和剛度要求前提下，為了進(jìn)一步降低材料的使用量，需要對(duì)立柱、懸臂、懸臂抱柱等質(zhì)量較大的部件進(jìn)行輕量化處理[13]。為此在上述分析基礎(chǔ)上通過(guò)拓?fù)鋬?yōu)化設(shè)計(jì)對(duì)立柱、主懸臂、懸臂抱柱等部件進(jìn)行體積優(yōu)化，給出合理的預(yù)測(cè)和建議[14]，尋找對(duì)懸臂結(jié)構(gòu)整體強(qiáng)度和穩(wěn)定性不受影響的可去除面積，從而減輕結(jié)構(gòu)質(zhì)量[15]，計(jì)算結(jié)果如圖8所示。通過(guò)分析可知，立柱側(cè)面、立柱頂端、立柱底端、懸臂末端為可去除部分。但是，立柱頂端和懸臂末端皆與其他零件相連接，做裝配結(jié)構(gòu)使用；若刻意去除立柱側(cè)面材料，則將直接增加設(shè)備的加工成本。綜合分析認(rèn)為，立柱頂端、側(cè)面和懸臂末端在毛坯選擇時(shí)允許有少量缺陷，同時(shí)懸臂末端直徑可適當(dāng)減小，建議設(shè)計(jì)為變直徑圓柱。

圖8 拓?fù)鋬?yōu)化結(jié)果Fig.8 Topology optimization result

3 樣機(jī)實(shí)驗(yàn)

3.1 樣機(jī)制作

根據(jù)上述對(duì)懸臂式低壓鑄造機(jī)的設(shè)計(jì)、計(jì)算和分析，求得立柱、懸臂以及其他零部件的合理尺寸，對(duì)懸臂式低壓鑄造機(jī)進(jìn)行樣機(jī)制作，制得樣機(jī)如圖9和圖10所示。其中，圖9為懸臂式低壓鑄造機(jī)主體結(jié)構(gòu)，根據(jù)所鑄造工件的不同，跟換相應(yīng)的模具。圖10為加裝某氣室模具后的試車實(shí)驗(yàn)圖。

圖9 鑄造機(jī)樣機(jī)圖Fig.9 Casting machine prototype

圖10 鑄造機(jī)生產(chǎn)現(xiàn)場(chǎng)Fig.10 Working casting machine

3.2 懸臂結(jié)構(gòu)剛度測(cè)試

在相同載荷作用時(shí)，懸臂結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性差，極易產(chǎn)生變形失效[16]。在鑄造機(jī)工作過(guò)程中，若懸臂結(jié)構(gòu)的剛度不能滿足要求，則不僅直接影響鑄件質(zhì)量，而且將導(dǎo)致極大的安全事故。

由上述內(nèi)容分析可知，在鑄造機(jī)整個(gè)運(yùn)行周期內(nèi)，充型結(jié)束時(shí)所產(chǎn)生的沖擊壓力最大，最易使懸臂和立柱產(chǎn)生變形。因此，在鑄造機(jī)試車實(shí)驗(yàn)中，測(cè)得其充型前和保壓后以及下一次合模時(shí)，上模與側(cè)模之間間隙的大小以及立柱與懸臂之間的夾角，能夠形象地說(shuō)明懸臂結(jié)構(gòu)的變形量。測(cè)量工具通過(guò)游標(biāo)卡尺和萬(wàn)能角度尺，測(cè)量值如表1所示。

表1 剛度實(shí)驗(yàn)測(cè)量值

由測(cè)量數(shù)據(jù)可以看出，鑄造機(jī)運(yùn)行過(guò)程中懸臂、立柱和固定鋼板的變形量很小。當(dāng)鑄造機(jī)進(jìn)入保壓階段時(shí)，上模和側(cè)模之間的距離為1.92 mm，滿足鑄造機(jī)工作時(shí)所允許的側(cè)模與上模之間的安全間隙。當(dāng)鑄造機(jī)完成一個(gè)鑄造周期后，上模板重新壓在側(cè)模板上時(shí)，其之間距離恢復(fù)到0.85 mm. 這表明立柱、懸臂、懸臂抱柱、上模板在充型時(shí)發(fā)生的彈性形變，當(dāng)外力撤銷后能自動(dòng)恢復(fù)。

3.3 鑄造機(jī)制品質(zhì)量檢測(cè)

樣機(jī)試車實(shí)驗(yàn)中獲得鑄件如圖11所示，鑄件內(nèi)壁如圖12所示。由圖11和圖12可知：鑄件輪廓清晰、表面光整，無(wú)明顯裂紋、欠鑄和任何穿透性缺陷；鑄件內(nèi)壁為不加工面，在不影響使用和裝配情況下，允許存在高度不大于0.20 mm的網(wǎng)狀毛刺和痕跡。

圖11 鑄件Fig.11 Casting

圖12 鑄件內(nèi)壁Fig.12 Inner surface of casting

對(duì)所生產(chǎn)的鑄件進(jìn)行探傷實(shí)驗(yàn)。采用X射線實(shí)時(shí)成像檢測(cè)系統(tǒng)，對(duì)所生產(chǎn)鑄件進(jìn)行探傷實(shí)驗(yàn)。該儀器可實(shí)現(xiàn)動(dòng)態(tài)實(shí)時(shí)成像，圖像質(zhì)量高，提高了檢測(cè)速度和實(shí)驗(yàn)可靠性。當(dāng)工件置于射線場(chǎng)照射時(shí)，射線輻射強(qiáng)度會(huì)受到鑄件內(nèi)部缺陷的影響[17]。檢測(cè)設(shè)備發(fā)射X射線，輻射強(qiáng)度隨著鑄件缺陷大小和種類的不同而變化，形成相應(yīng)的射線圖像，通過(guò)個(gè)人電腦實(shí)時(shí)檢測(cè)觀察。射線照相所反映出來(lái)的缺陷圖像是直觀的，缺陷形狀、大小、數(shù)量和分布范圍等都可呈現(xiàn)出來(lái)。探傷實(shí)驗(yàn)主要檢測(cè)鑄件存在的氧化參雜、氣孔氣泡、縮松縮孔和裂紋。若鑄件有氧化參雜缺陷，則圖像呈現(xiàn)淺色塊狀；若鑄件有氣孔氣泡缺陷，則圖像呈現(xiàn)油黃色；若鑄件有縮松縮孔缺陷，則圖像呈現(xiàn)灰色，經(jīng)熱處理后呈現(xiàn)灰黑色；若鑄件有裂紋缺陷，則圖像呈現(xiàn)深色線條。圖13所示為鑄造機(jī)探傷實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)部分成像圖，由圖像可知所生產(chǎn)鑄件不存在明顯缺陷。

圖13 鑄件探傷實(shí)驗(yàn)成像圖Fig.13 Images of casting in flaw detection test

4 結(jié)論

1)本文所設(shè)計(jì)的懸臂式低壓鑄造機(jī)工作臺(tái)以上空間可完全開(kāi)放，主、副懸臂同步擺轉(zhuǎn)，大幅提升工作效率的同時(shí)省時(shí)省力。經(jīng)計(jì)算求得一個(gè)鑄造周期內(nèi)懸臂末端所受作用力，最大作用力發(fā)生在充型階段，為向上35 302 N. 通過(guò)懸臂式低壓鑄造機(jī)所允許的主懸臂最大變形量,計(jì)算求得主懸臂和立柱的合理尺寸。

2)運(yùn)用有限元法求得懸臂末端固定鋼板處所受最大應(yīng)力為42 MPa，上模油缸處最大變形量為1.8 mm，滿足生產(chǎn)許用值。對(duì)鑄造機(jī)懸臂結(jié)構(gòu)進(jìn)行拓?fù)鋬?yōu)化設(shè)計(jì)，求得其最佳形狀。對(duì)所設(shè)計(jì)的懸臂式低壓鑄造機(jī)進(jìn)行樣機(jī)制作，在試車中進(jìn)行剛度實(shí)驗(yàn)。結(jié)果顯示，當(dāng)鑄造機(jī)進(jìn)入保壓階段時(shí)，上模和側(cè)模之間的距離為1.92 mm，滿足允許的安全間隙。

3)懸臂鑄造機(jī)試車實(shí)驗(yàn)順利進(jìn)行，所生產(chǎn)的鑄件表面光整、性能優(yōu)良，滿足軍工產(chǎn)品的質(zhì)量要求。但鑄造機(jī)在一個(gè)生產(chǎn)周期內(nèi)主懸臂受交變應(yīng)力，需要進(jìn)一步計(jì)算和分析其疲勞強(qiáng)度和壽命。建議在鑄造機(jī)上模和側(cè)模之間加裝模具鎖緊機(jī)構(gòu)，以減小型腔對(duì)主懸臂的作用力。