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FZYJ
12翻台式震压造型机
12
台式
造型机
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FZYJ — 12翻台式震压造型机,FZYJ,12翻台式震压造型机,12,台式,造型机
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本科生毕业论文姓 名： 学 号： 学 院： 专 业： 机械工程与自动化 论文题目： FZYJ 12翻台式震压造型机 专 题： 指导教师： 职 称： 年 月 大学毕业论文任务书学院 专业年级 学生姓名 任务下达日期：2011 年 3 月 1 日毕业论文日期： 2011 年3月 1 日至 2011 年 6 月 19 日毕业论文题目：FZYJ 12翻台式震压造型机设计毕业论文专题题目：毕业论文主要内容和要求：应大学工程训练中心要求，设计能够填砂、紧实、起模等造型工序的造型机器翻台震压造型机，本造型机为震压式造型机，采用气压传动、手动控制。主要内容包括传动系统、工作机构以及控制系统的设计，并画出总装图和主要的部装图以及零件图。院长签字： 指导教师签字：大学毕业论文指导教师评阅书指导教师评语（基础理论及基本技能的掌握；独立解决实际问题的能力；研究内容的理论依据和技术方法；取得的主要成果及创新点；工作态度及工作量；总体评价及建议成绩；存在问题；是否同意答辩等）：成 绩： 指导教师签字： 年 月 日大学毕业论文评阅教师评阅书评阅教师评语（选题的意义；基础理论及基本技能的掌握；综合运用所学知识解决实际问题的能力；工作量的大小；取得的主要成果及创新点；写作的规范程度；总体评价及建议成绩；存在问题；是否同意答辩等）：成 绩： 评阅教师签字： 年 月 日大学毕业论文答辩及综合成绩答 辩 情 况提 出 问 题回 答 问 题正 确基本正确有一般性错误有原则性错误没有回答答辩委员会评语及建议成绩：答辩委员会主任签字： 年 月 日学院领导小组综合评定成绩：学院领导小组负责人： 年 月 日摘 要砂型的铸造工序是铸造生产中的重要环节，而造型机械则是最主要的型砂铸造设备。应大学工程训练中心要求，我们此次设计的翻台造型机是一种原有的Z2310翻台震实式造型机基础上进行改进的翻台式震压造型机械。全文由四大部分组成。第一部分为提出研究课题，设计要求及完成设计的指导思想；第二部分为造型机总体设计，主要侧重工作原理及主要结构特点；第三部分为震击、压实、起模等机构的设计；第四部分为气动执行元件的设计；最后为造型机的气压传动系统的设计并适当进行了参数优化。关键字：砂型铸造机械; 震实机构; 气压传动系统; 震压造型机ABSTRACTCore making processes is Important part of the production, and the Core making machine is the most important casting equipment. Acording to the Requirements of the CUMT Engineering Training Center, the Hot box core making machine we designed is a small practice teaching Core manufacturing machine. The full text is composed of three major parts. The first part was to study, design requirements and complete the design of the guiding ideology; the second part is the Core making machine design, focusing primarily on the working principle and the main structural characteristics; the third part is about the design of the Shooting institutions; the fourth is about the design of the Pneumatic Actuator; the final pressure for the Core making machine drive system design and the proper conduct of the parameter optimization. Keywords: Core making machine, Shooting institutions, Pressure transmission system, Hot-box core shooting machine.目录1 绪论11.1国内外发展概况11.2热芯盒射芯法的特点11.3课题背景与来源21.4设计的指导思想31.5 设计的技术要求32 热芯盒射芯机的总体设计42.1热芯盒射芯机的工作原理及工艺过程42.1.1 热盒法的工作原理42.1.2 热盒法的工艺过程52.2射砂的紧实原理62.3芯砂在芯盒内的流动机理分析62.4射芯机的型号标记92.5 D C R 12射芯机的主要结构及特点92.5.1砂斗102.5.2射砂机构102.5.3工作台122.5.4底座和支柱122.5.5 气路系统143.射芯机主要机构的设计计算193.1设计的原始数据193.2射砂筒的参数确定193.3 射砂筒高度H213.4 射砂筒上部高度223.5.射砂进气阀直径223.6.射砂筒横缝及竖缝面积223.7 射砂筒横缝及竖缝的宽度233.8 贮气包容积233.9 射砂筒与射腔间的间隙L233.10 电动震动器激震力P及传动功率N244.气缸的设计254.1气缸的设计一般步骤：254.2工作台升降气缸的设计计算254.3工作台夹紧缸275悬臂梁射芯机机身变形的计算295.1芯盒夹紧力的计算295.2 机身变形的计算306.射芯机的砂位控制376.1 砂位控制的意义376.2 常用的几种砂位计376.3 DCR-12射芯机防止闸门夹砂的措施397、射砂头、射砂板和射嘴427.1 射砂头427.2 射砂板437.3 射嘴448 设计总结469 DCR-12射芯机优缺点和注意事项479.1 DCR-12优缺点479.2 DCR-12射芯机操作规程：4710 参考文献4911.英文资料翻译5011.1英文部分:5011.2中文译文5912 致谢63 大学2010届本科生毕业设计 第61页1 绪论1.1国内外发展概况造型机是用于制造砂型的铸造设备，它主要的功能是：填砂，将松散的型砂填入砂箱中；紧实型砂，通过震实、压实、震压、射压等不同机构将模样从紧实的砂型中取出。造型机最早 出现于19世纪中期，早期的造型机是一种简单的手动压实带起模的机构，后来采用压缩空气作为震实和压实型砂的动力。1890年出现了震击式造型机，使造型效率和砂型精度都有了提高。造型设备最初为简单的压实式和震实式造型机，后来二者结合，产生了震压式造型机，20世纪50年代至60年代，它在铸造生产中发挥了重要作用；在此基础上提高压实力，制成了高压造型机，在60年代至70年代，这种造型机为铸造业的发展做出了突出贡献；70年代末出现了气冲造型机和静压造型机，在80年代至90年代成为主要造型设备，在今后若干年内，它将占主导地位。我国的铸件年产量现己位居世界第一。但是我国所生产的铸件总体上讲在质量上与工业发达国家相比还存在相当的差距。其主要原因之一就是我国铸造行业的机械化、自动化、信息化水平低，所采用的技术装备落后。与工业发达国家相比，我国铸造装备制造行业也存在巨大差距。其突出的弱点是研发能力差，缺乏创新性，迄今仍基本上靠测绘样机或凭经验进行类比设计。这种状态对我国铸造行业的技术改造和技术进歩，逐歩实现现代化己经产生相当大的制约作用。我们需要加紧工作，努力改变这种落后状况。垂直分型无箱射压造型机的设计构思是上世纪五十年代由时任丹麦科技大学教授的 VAJeppesen提出的。他在实验室内进行了大量的试验研究，特别是对湿型粘土砂的射砂过程进行了深入的研究。随后他研制成一台样机，并于1957年利用这台样机在丹麦的两家铸造厂中进行生产性实验。1959年Jeppesen教授获得了垂直分型无箱射压造型机的专利。1961年丹麦工业辛迪加（即DISA购买了上述专利，并由6名工程师组成的技术团队 在其基础上开发了第一台生产用的造型机。后者于1962年夏展出于德国杜塞尔多夫的世界铸造博览会（即GIFA）上。1964年初首台生产率为240型/小时的垂直分型无箱射压造型机 (即DISAMATIC)发送到用户丹麦一铸铁厂并投产。目前，世界各国共约有超过1000家铸造厂采用这种造型方法生产铸件。近年来国外有的铸造设制造厂推出了经过改进的侧吹水平分型无箱吹压造型机。这种 造型机在造型时，即吹砂及高压压实吋，是将型板及造型室旋转90使其处于垂直状态下进行的。然后使它们转回到水平位置，进行起模、下芯、合箱、顶出造型室等等。日本新东工业珠式会社所生产的水平分型无箱射压造型机采用0.1MPa的低射砂压力，同时开发了 “压力控制”方法来柠制造型机的排气，这样使型砂能充填到模样上的小吊砂内。1.2翻台造型机震压造型的的特点铸造上制造砂型的造型机在造型过程中长期以来多震实、压实来紧实型砂，其主要缺点为： 1噪声严重、效率低。 2所造砂型上部的紧实度很低。采用震压造型克服了上述缺点，与旧方法相比具有以下优点： 1提高砂型紧实度使型砂在各层的分布上更加合理，并提高了型砂的紧实度，获得清晰的轮廓，尺寸更加精确，力学性能更好，得到优质的铸件。 2提高可靠性震压造型机在机构方面得到简化，从而使可靠性得到提高，降低了设备造价及维修费用。 3减少振动、噪声采用的震压方式使机器运行更加平稳，减少了振动、噪声及粉尘污染，从而改善了铸造车间的劳动条件。 4节省工装采用无箱或脱箱造型工艺，节省了工装，减少了投资。 5提高生产率简化成型过程或快速成型，并采用自动操作，提高了生产率，并可以减轻劳动强度。6简化制砂型工序采用先进可靠的控制及检测技术，减少设备故障，提高设备运转率。综上所述，震压式造型用于大批大量生产、形状复杂、质量要求高的砂型，其技术、经济效果显著，而对于小批量、单件生产和形状简单的砂型，亦可用震压式造型机来造型，正如其他工艺一样，各有其适用范围，选用时应全面结合本单位的具体情况综合考虑。 1.3 设计目的铸造机械（造型机）的设计是以砂型铸造为对象，根据机器的工作原理和铸造机械的基本理论，进行运动和动力分析，和工作参数的制定，以及制作出相关图纸。这要求我们掌握广泛而坚实的理论基础知识，培养鲜明的工程观点和富于进取的创新精神，积累生产和设计经验，提高分析问题和解决问题的能力。通过造型机的设计，可以使我们：1. 掌握从生产实际和工艺要求出发，制定设计方案、选择工作参数、进行分析和计算的一般设计方法。2. 学会运用已知的理论知识，研究和解决铸造机械中的有关问题。3. 了解铸造机械设计特点和发展动态，未进行有关铸造机械的开发性研究和试验工作，打下一定的基础。从我做毕业设计的角度来说，震压式造型已经是一门比较成熟的造型工艺，甚至现在都以不多见，通过对它的设计，既是对过去四年所学的巩固，需要综合应用到许多知识，也是对即将从事的设计工作的一个很好的演练。设计要达到的技术要求：1. 使用性要求。设计的机器要求根据要求和制定的工作参数，完成一定的运动，承受一定的载荷，达到一定的工作目的。在实习用震压造型机的设计中，工序的衔接不做过多要求。2. 可靠性要求。在预计的使用期限内机器不应破坏，不会因个别零件的损坏（可以及时更新）而影响整个机器的正常运转，也不会因振动而影响工作质量。这就要求机器的总体设计合理，设计的零件要有足够的强度、刚度和稳定性；对于易磨损的零件易于及时更换。1.4 课题背景与来源现代化的铸造生产，要求在最大限度地提高生产率的同时要求减轻工人的劳动强度，改善劳动条件和工作环境、降低噪音。为满足这些要求，在造型环节，造型机必须实现高度机械化和自动化，从最初的手动压实带起模来造型，到震实造型机造型，到震压造型，再到高压造型都反映了造型机械顺应时代的发展。故此次应大学工程训练中心要求，在原有的Z2310翻台震实式造型机的基础上进行改进、创新、和发展，设计出能够满足现代化造型生产的翻台式震压造型机。在这个铸造车间里，一般配有熔炼设备、造型及制芯设备、砂处理设备、铸件清洗设备以及各种运输机械，通风除尘设备等。经过下车间实习和反复查资料，得到了关于Z2310系列的翻台震实式造型机的结构和工作原理。它主要是震击方式来紧实型砂，通过翻转起模的方式来起模。它主要的缺点是没有压实机构，不好似边震击，边压实，故型砂紧实度不高，结构层次分布不合理。所以改进势在必行，我认为必须在震击和压实方面来下手。添加压实机构来改进。总之参照此类震实式翻台造型机的相关技术与标准，来设计出翻台震压式造型机。1.5 设计的指导思想1.设计的翻台式震压造型机可根据要求来制定其工作参数，从而完成规定的动作，承受足够的载荷，达到其工作目的。在造型机的设计中，计算机控制方面不作过多要求。2.在使用期限内机器应正常工作，不会因个别零件的损坏（可以及时更新）而影响整个机器的正常运转。这就要求机器的总体设计合理，设计的零件要有足够的强度、刚度和稳定性；对于易磨损的零件易于及时更换。3.翻台震压造型机的设计是以砂型铸造为对象，根据机器的工作原理和铸造机械的基本理论，进行运动和动力分析，和工作参数的制定，以及制作出相关图纸。从我做毕业设计的角度来说，这个课题既能巩固我四年所学，也是对即将从事的设计工作的一个很好的演练。这要求我掌握广泛而坚实的理论基础知识，培养鲜明的工程观点和富于进取的创新精神，积累生产和设计经验，提高分析问题和解决问题的能力。通过对翻台震压造型机的设计，可以使我们运用已知的理论知识，从生产实际和工艺要求出发，制定设计方案、选择工作参数、进行分析和计算。通过研究和解决铸造机械中的有关问题，从而了解铸造机械设计特点和发展动态，为今后进行有关铸造机械的开发性研究和试验工作，打下一定的基础。1.5 设计的技术要求翻台震压造型机的主要工作部分可分为震实机构、压实机构、翻转机构和辅助机构，其中辅助机构包括管路系统、工作台、机身、控制系统等。各种造型机的震实机构各有特点，而辅助机构更是千差万别。翻台机构、震实机构的设计可在原有的Z2310系列翻台震实造型机的基础上模仿和改进。压实机构和辅助机构要通过性能分析进行参数设计。射砂机构就其本质来说，是一个将压缩空气能转化为机械能的换能机构，因此，对震实机构性能的研究及其合理设计就不能脱离开气压控制对震实缸震击控制的机理分析。因此整个机构的设计可以大致分为几个个部分：1. 震实机构工作原理与型砂流动机理分析。2. 设计和演算翻台造型机震实机构的计算公式。提出震实机构设计的基本参数，规定了近似的示功图导出了各项参数的计算式。3. 根据要求制定设计方案，选择工作参数，进行分析和计算。4. 机构的各种改进措施和环保措施。5. 绘出主要部件的装配2 翻台震压式造型机的总体设计2.1翻台震压式造型机的工作原理及工艺过程2.1.1 翻台震压的工作原理 1、震实过程原理：当打开震压阀操纵开关，压缩空气通入震压阀将阀内换位活塞顶起，进入震压气缸，震压活塞带动震压台开始上升，与此同时压塑空气通过震压阀内的一小气路进入活塞下部，柱塞就随震压台上定位螺栓上升，到达一定高度，小气路中的压缩空气进入换位活塞上部。由于换位活塞上部截面积大于下部截面积，因而上部压力较大，讲换位活塞推向下部，使震压气缸进气口关闭，同时与大气相通排气，这是震压活塞下部压力降低，震压台凭自重下降，定位螺栓将震压阀柱塞压下，换位活塞上部与大气接通排气，完成了震击的一个循环，随后压缩空气又将换位活塞顶起，震压过程就这样连续进行。当关闭操纵开关切断气源就停震。图2-1震实过程2、压实过程原理： 加砂时压头转至侧面，压实时再转到中间位置。当气缸2左边进气时，活塞8带动齿条活塞杆5右移，齿轮旋转，使压头转向工作位置。当压头快接近终点位置时（约差20），连载同一活塞杆上的缓冲活塞7，逐渐堵住大的阻流孔，使油只能从小阻流孔（最后只有小孔的一部分）回油。 图2-2压头转臂气缸及缓冲装置 1油箱 2气缸 3钢球 4圆销 5活塞杆6缓冲油缸 7缓冲活塞 8活塞 9节流孔（大，小） 3、翻箱过程原理：压缩空气通入大油箱，将油压入翻转油缸，推动活塞，通过连杆曲柄机构将活塞的直线运动变为迴转轴的迴转运动，带动迴转杆旋转90，连杆又把支撑在迴转杆上的迴转板转90，这样砂箱就翻转180。 图2-3翻台翻转和托台上升过程4、起模过程原理： 压缩空气通入小油箱，油经回油阀被压向拔模油缸，拔模活塞上升，使上部拔模台上的受模梁碰到砂箱底面为止。再引压缩空气进入受模梁上的夹持气缸内，通过杠杆作用将受模梁固定在拔模台上。然后将小油箱压缩空气切断放气，同时将压缩空气引入回油阀和振动器。回油阀内的活塞关闭大油路，拔模缸内的油经回油阀一小油路流回小油箱，因而拔模台下降速度很慢，这时振动器震动，使型砂不致被破坏。这就是慢起模。当砂型脱离模版后，切断回油阀和震动器气源排空，振动器停震，回油阀大油路打开（凭拔模台、砂箱等重量给油压力，将回油阀活塞压到上部），拔模台很快下降，直到砂箱落到滚道上为止。这就是快起模。 图2-4托台下降和起模5、翻台复位过程原理：当切断大油箱气路，大油箱内的压缩空气经排气阀到翻转油缸的曲柄壳内，再从这里通过一小孔排到大气中去。由于孔径很小不能很快排出，就将油缸渗透来的油压入到排油器，待到大油箱压力消除后排油器中的油经过单流阀流回大油箱。同时帮助四根弹簧作用于翻转台活塞背面，翻台开始返回，随后凭翻台等自重翻回到震压台上恢复原位。 图2-2翻台复位过程 从以上基本原理可以看出，震压造型机时一种高效率的铸造设备之一。不足之处是机身过大，这影响了灵活性。只有通过改进控制系统的方法来增加其自动化程度，这样一来，增加了设备的复杂程度，一般只适用用大批量生产。2.1.2 翻台震压造型的工艺过程虽然震压造型机在工作的各个部分工作顺序有些区别，但大致相同。翻台震压造型机造型的工艺过程可以用下图表示：型砂模型砂箱固化剂附加剂吹清型板模型上喷煤油 震实并压实翻台翻转托台上升托台下降和起模 顶出砂型 图2-3翻台震压造型机造型工艺过程图2.2型砂的紧实原理紧实型砂的目的就是要使型砂具有一定的紧实度，从而具有一定的强度。型砂首先要能经受住运输或翻转过程中的震动而不致损坏。其次，在浇注过程中砂型表面不仅要经得住金属液的冲击和冲刷，而且还能抵抗金属液的静压力。在铸件凝固过程中，某些合金（如球墨铸铁）由于体积膨胀对砂型壁施加很大的膨胀压力。如果砂型的紧实度不够大，那么就会引起显著的型壁移动，从而影响铸件的尺寸精度和内部密度。紧实度高的砂型能更好地抵抗住金属的静液压和膨胀压力，减少型壁移动，因而提高铸件的尺寸精度和内部致密度。型砂的紧实度可以用硬度、容量或紧实率来衡量。前者在生产和科学实验中最常用。目前在国际上常用的硬度计主要有两类。一类是美、英通行的湿型硬度计，它有三种型号。A型如前所诉，是过去通用的硬度计；B型钢珠直径为1英寸，全负荷压力为980克，适用于高压造型；C型探头为圆锥形，全负荷压力为1500克。另一类是欧洲大陆通行的GF硬度计。型砂上某一点的紧实度也可用该处单位体积的重量即“容重”来表示，其单位是克/厘米。由于测量某处的容重须破坏砂型，所以在生产中较难采用。 图2-4型砂紧实率示意图 紧实率大表示紧实度高。型砂的紧实方法具体分为四种：1、震击紧实和震击附加压紧实 图2-5震击紧实示意图 震击紧实的原理：砂箱中的型砂随砂箱下落时，得到一定的运动速度。当工作台与机座接触时此速度骤然减小到零，因此产生一很大的惯性加速度。由于惯性力的作用，在各层型砂之间产生瞬时压力，将型砂紧实。以为一次撞击时间极短，型砂在此瞬时压力作用下的流动很小，所以一般要进行几十次撞击才能将砂型紧实到所需的紧实度。震击时各层型砂之间产生的瞬时压力的大小是不同的。俞下面的砂层，震击时受到的惯性力愈大，俞易被紧实；而上面的砂层往往达不到所要求的紧实度。至于砂型顶部，所受的惯性力趋于零，故仍呈疏松状态，如图2-6震击紧实的砂型紧实度沿高度分布的曲线。因此，对于高度小的砂箱若采用单纯紧实，效果不好。 图2-6震击紧实的砂型的中心点紧实度沿高度分布曲线 为了克服震击紧实时砂型紧实度分布不均的缺陷，必须采取补充紧实措施，其方法有： 震击紧实后，再用手工或风动椿砂器补充紧实。此法劳动强度大，生产效率低，并且容易损坏模型，在批量小时可以采用。 当砂箱中填满型砂后，在砂型顶部加重物，再进行震击。此法适合于砂箱长、宽尺寸大的情况下，但装卸重物需要辅助机械。 震击紧实后，再进行压实。这种震击附加压紧实的工艺效果很好。誓言结果表明，附加压对于低的砂型有显著的效果。砂型从上到下都得到进一步的紧实，紧实度分布状况大为改善。高的砂型在震击时下部已达到较高的硬度，故只是上部在附加压时硬度有明显提高。震压附加压造型机由于其紧砂效果较好故在生产中被广泛地用于制造中、小砂型。但是这种造型机的噪声大、生产率较低。 2、压实、微震压实和高压紧实 通常所谓的压实是指砂型表面单位面积上所受的压实力（即压实比压）小于4公斤/厘米的低压紧实。压实按紧砂方向不同分为三种方法：压板加压法（上压法） 装在余砂框内的型砂是从砂箱背面压进砂箱。如图示： 图2-7压板加压法1压板 2辅助框 3砂箱 4模样 5模板模版加压法（下压法） 砂子被模板从分型面压入砂箱。如图示： 图2-8模板加压法 1压板 2辅助框 3砂箱 4模样 5模板对压法 模板与压板同时压入砂箱。如图示： 图2-9对压法 这三种方法中以压板加压法应用最广。压实时，压板压入辅助框中，砂柱高度下降时，使型砂紧实度增加。辅助框的高度一般是预先设计好的，压实过程中，砂柱高度H不断变化，型砂紧实度不断改变，但型砂总重量不变，从而： 由于 则 式中 砂箱面积； 压实前型砂高度； 砂箱高度，也是型砂紧实后的高度； 辅助框高度； 压实前松散型砂的紧实度； 压实后型砂紧实度。 微震压实原理： 压实同时震击，这种复合紧实方法是扩大压实方法使用范围的有效途径。这种震击与前述那种由工作太下落与机座发生的撞击不同，它是由一镇铁向上运动打击工作台而产生的，通常称之为“微震”这种压实同时微震的复合紧实方法就叫做“微震压实”。用微震压实所获得的铸件表面光洁度比用压实、震击附加压、微震后压实的都好。 高压紧实原理： 试验研究表明，在一定范围内提髙压实比压可以达到提高紧实度的目的（图2-10)。由于型砂种类不同，当压实比压增至68公斤/厘米范围后再继续增加，紧实度即基本上保持不变。当压实比压超过25公斤/厘米时，紧实度又稍有增加，但这时砂粒边缘会被玻碎，导致型砂性能下降。压实比压过髙，不仅使机器结构复杂庞大，而且对砂型质量和铸件质量反会带来不良影响。当压实比压超过7公斤/厘米以后，型砂的弹性渐具主导地位，因此产生回弹现象。砂型在压实力撤除后发生回弹，就会导致砂型在起模时局部损坏并会影响铸件的尺寸精度。此外，在压实比压过高还会使铸件产生气孔和夹砂缺陷的倾向增大。 图2-10紧实率与压实比压的关系实践表明，即使采用较髙的压实比压进行单纯压实，所获得的砂型紧实度也不够均匀。如果模型较高,则压实时位于模型顶部的型砂很快地达到很髙的紧实度,它阻碍压头进一步压实型砂，因此模型四周的型砂紧实度较低。故在生产中单纯的高压压实较少采用。当砂箱较高(高度在300毫米以上)时，适当提高压实比压并同时进行微震，是获得较高且均匀紧实度的合理方法。当用7公斤/厘米的比压进行单纯压实时，砂型硬度为90；比压不变但同时微震，砂型硬度可达93，相当于单纯压实时比压为10.5公斤/厘米所获得的砂型硬度。现在的高压造型机一般都采用高压微震紧实方法，常用压实比压为79公斤/厘米。3、射砂和射压紧实 射砂是在吹砂的基础上发展起来的一种紧实方法。吹砂的工作原理如图2-11所示。 开启吹砂阀后,压缩空气（56大气压)从1孔进入吹砂头2，搅动芯砂经吹砂孔3将之吹进芯盒4中。芯砂在芯盒内得到紧实，压縮空气则由排气孔5排出。 图2-11吹砂工作原理示意图1进气孔 2吹砂头 3吹砂孔 4芯盒 5排气孔 射砂机构如图2-12所示。射砂时，大口径快动射砂阀7迅速开启，储气包8中的压縮空气进入射腔2内并骤然膨胀，然后通过射砂筒1上的横缝和竖缝进入射砂筒内。当射砂筒内的气压达到一定大小时，芯砂即由射砂筒下部截面逐渐收缩的部分经过射砂孔3射进芯盒11中。而压縮空气则经射砂板10上的排气塞4排出。 图2-12射砂工作原理示意图 1 射砂筒 2 射腔 3 射砂孔 4 排气塞5 砂斗 6 砂闸板 7 射砂阀8 储气包 9 射砂头 10 射砂板 9 芯盒 10 工作台4、抛砂紧实 抛砂机的工作原理如图2-13所示。型砂由皮带运输机连续地送入抛头，高速转动着的转子上的叶片接住型砂，并以很高的速度(3060米/秒)将其抛到砂箱中。抛砂紧实的过程可分为两个阶段：第一阶段是从型砂被叶片接住起到其离开叶片为止。在这个阶段中，型砂由于受到离心力的作用被压实成团。 第二阶段是砂团被叶片以高速抛出，打在砂箱内的砂层上，使型砂逐层加以紧实。砂团的速度越大，则砂型的紧实度越髙。图2-13抛砂机工作原理示意图1 送砂皮带 2 弧板 3 叶片 4 转子 3.射芯机主要机构的设计及计算3.1设计的原始数据所设计的FZYJ翻台震压造型机主要设计参数如下：砂箱最大尺寸： 1000x800mm；翻台台面尺寸： 1440x1000mm；震实台最大有效负荷： 1350公斤；起模台最大行程： 800mm；震实缸直径： 330mm；翻转缸直径： 460mm；起模缸直径： 200mm；辊道顶面至地面高度： 255mm ；机器落下部分重量： 2600公斤； 生产率： 1520半型/时；自由空气耗量： 2m/半型 ；外形尺寸（长宽高）： 3710x2087x3244mm；机器重量： 6300。3.2造型机的型号标记翻台震压造型机的型号标记应按MT/T154.1的规定编制，图示如下：压实缸的尺寸震击缸的尺寸其FZYJ取自“翻”，“震”，“压”，“机”几个汉字的拼音的首字母FZYJ 80 300 图3-1翻台震压造型机型号标记3.3 FZ YJ 12翻台震压造型机的主要结构及特点翻台震压造型机的主要工作部分可分为震压机构、起模机构、翻转机构和压头机构。各种震压机的压头机构大同小异，而震压机构则千差万别。压头的机构的设计可在顶箱震压造型机的基础上模仿和改进。翻转机构和起模机构在原有的翻台震实式造型机的基础上模仿改进。震压机构则要通过性能分析进行参数设计。震击机构就其本质来说，是一个将压缩空气能转化为机械能的换能机构，因此，对震击机构性能的研究及其合理设计就不能脱离开表征震击机构换能过程的示功图的讨论。因此整个机构的设计可以大致分为几个个部分：1. 分析震击机构工作原理与示功图表示法。2. 设计和演算气动微震机构造型机震击机构的计算公式。提出气动微震机构设计的基本参数及值，规定了近似的示功图并按此示功图分析导出了各项参数的计算式。3. 根据要求制定设计方案，选择工作参数，进行分析和计算4. 机构的各种改进措施和环保措施。5. 绘出主要部件的装配图。3.2.1起模机构 起模是造型机上的一个主要工序。有手动漏模造型机只有起模机构而没有实砂机构。造型机的起模方式主要有两种：顶箱起模和翻转起模。这两种之中，又可因结构不同细分为不同的起模方法。 对起模动作要求平稳，没有冲击，特别是在模型与砂型相脱离的一瞬间，要求速度缓慢。所以造型机上的起模机构绝大多数采用液压或气压油传动，而且在起模过程中，速度可以调节。 1.顶箱起模顶箱起模的特点是：在不翻转砂箱的情况下，将模型自砂型中起出。顶箱起模还可以分成顶杆法和托箱法。(1)顶杆法顶杆法是在砂箱实砂完毕后， 造型机的四根顶杆向上运动，顶着砂箱的四个角上升，与模板分离，见图1-2-12。起模时，模板不动，砂箱向上运动。例如震压造型机Z145及震击造型机Z2410都 应用这种顶杆法。 图2-12顶杆起模法 1 砂箱 2 模板 3 顶杆 4 造型工作台为了保证砂箱平稳顶起，必须使四根顶杆上下运动完全同步，所以顶杆都装在一个顶杆架上，随着顶杆气缸一起上下。(2)托箱法托箱法起模与顶杆法起模相似。不同的是在起模时，砂箱被托住不动，而模型下降, 从砂箱下面抽出，这就是回程起模法。现在很多半自动造型机用这种起模方法，如图1-2-13。空砂箱由边辊道送入，压实时砂箱上行顶住压头，压实完毕，砂型下落回程途中，砂箱被边辊道托住，模型继续下落而起模。 图2-12托箱起模法 1 压头 2 砂型 3 模板 4 压实机构顶箱法起模时，砂型下面没有东西托住，复杂的模型容易损坏。为广避免这一缺点， 对于较复杂的模型，可以采用一种漏板，在托箱起模吋，沿若模型四周把砂型支撑住，避免掉砂，见图1-2-14 。这种方法，叫做漏模法。 图2-12漏模法 1 砂箱 2 模型 3 漏板 4 工作台在一般的压实实砂法中，由于砂型的紧实度不很大，顶箱法起模往往不能用于很复杂 的模型。而高压造型的砂型强度高，故即使是相当大而复杂的砂型，也可以用顶箱法。2，翻转起模翻转起模前，把砂箱连同模板一起翻转180，用接箱台把砂箱接住，然后，接箱台连砂箱一起下降实现起模。在实际结抅上，有转台法和翻台法等，其原理见图1-2-15。翻转起模法起模时，型而向上，对于复杂的模型，特别是有较大的悬吊砂胎的砂型，可以避免断裂及掉砂。但是翻转砂箱耗费机动时间，相应地生产率较低，而且要求机器的结构也较复杂，所以只有在工艺上必要时才采用。例如制造砂芯或在Z2310、Z2520型造型机上造中大型的下箱。这是因为砂芯和下箱在造完后都需要翻转180。同吋中大型砂箱在工艺设计吋，为了避免吊砂在合箱时脱落，一般均将吊砂放在下箱，这时用翻转法起模能保证质量、缩短工时。 图2-12翻转起模 1 砂型 2 转台（或翻台） 3 模板 4 工作台应该指出，对于高压造型，翻转法这一 优点并不显著，因为高压造型所得的砂型强度大，在起模过程中不易发生掉砂。所以在半自动高压造型机上，尽管砂型的尺寸较大，一般都用托箱法起模，而不用翻转法。图2-10翻转起模的接箱台较平机构1砂箱底板 2转台或翻台 3模型 4砂箱5较平机构托条 6锁紧机构 7弹簧 8接箱台 对于翻转法起模的震压造型机，接箱台上还需要一个校平机构，平平地把砂箱托住使砂型不致由于在接箱台上的歪斜而在起模过程中引起破损。 校平机抅的原理见图1-2-16。接箱台上有二个或四个托条，每个托条由二根弹簧顶住，接箱台接住砂箱时，托条即随着砂箱顶面的不平形状托住砂箱（图a），这时锁紧机构把托条的位置固定。接箱台下降时，就能平稳地把模型起出（图b）。 综上面所述：本机为翻台震压造型机，故起模方式为翻转起模，采用原来的Z2310系列的翻台震实式造型机的起模机构。 图2-8起模机构1套筒 2活塞 3导杆 4接型梁 5辊柱6辊柱架 7平衡器 8活塞 9接型台10闭锁垫圈 11节流杆 12连接管 3.2.2翻转机构如上图所示，射砂机构是由射砂头1,上、下射砂筒4和6,横梁13,砂闸板7以及射砂阀12等组成。 横梁13是箱体结构装在立柱上。砂闸板气缸11位于横梁顶部，它驱动砂闸板开启和关闭射砂筒的加砂口。后者在关闭时由密封圈7充气密封。 横梁内腔分隔成前后两部分，其后腔与立柱的内腔联通，构成射砂机构的储气室，当气动射砂阀8开启时，大量压缩空气便骤然进入位于横梁前腔内的射砂筒中进行射砂。射砂筒分为上、下两部分。上射砂筒4上开有04毫米宽的横缝，下射砂筒6上开有O4毫米宽的竖缝，横缝是压缩空气由射腔进入射砂筒的土要通道。而由竖缝进入的压缩空气则起着切割射砂筒内砂柱的作用，使其松散并与筒壁分离以防止挂料。如下图所示图2-9 竖缝射砂筒和横缝射砂筒 射砂头的结构对射砂效果影响很大。对于不同的砂芯形状和芯盒结构应选用或设计不同形式的射砂头。为了防止热量由芯盒传递到射砂头上位其中的芯砂发生硬化，射砂板要由循环水进行冷却。具体内容由以后详细介绍。3.2.3震实机构及压头的设计及计算简介如下：震压机构最里面的作为震铁，次之是震击活塞，最外面的是压实缸，剩下的那个做为过渡活塞（作用是连接震击缸与压实缸），最下面的是接砂缸（其作用以后会介绍）。在设计过程中，主要是设计震击缸的尺寸、震击进气孔的大小、压实缸的尺寸、压实进气孔的大小、接砂缸的大小、气垫的尺寸。创新点：气垫的设计新颖，寿命更长久，噪音更小，更能使得砂型的紧实度满足要求。主要目的：1） 完成震击，压实和起模三个规定动作；2） 保证紧实度，模型砂的完整；3） 该造型机主要用于教学演示，尽量自动化，减少手工操作难度，便于操作。 震击机构的参数选择震击机构设计的的基本参数式气动微震造型机的震击机构是一个将压缩空气能转换为机械冲击能的换能机构。一台造型机的震击机构的紧实砂的效能，取决于下面两个方面因素（这两个方面因素的数值的最佳取值也就规定了震击机构设计的基本参数及），它们分别是：震击机构的换能效率高效率的震击机构应该是在单位时间力能够提供最多的机械冲击能的机构。为实现这一极值条件的基本参数，其取值为： 式中：F震击缸活塞面积（）； 震击缸内最大工作气压（以绝对气压表示）值（）； 压震状态时，震铁位置在撞击点上，震击弹簧（或气垫腔压力）对震铁的静支托力（即扣除了震铁重量后的弹簧反力）（kg）。2. 能有效的紧实型砂的机械冲击强度震击机构时依靠震击活塞的机械碰撞来紧实型砂或抖动型砂的，故为了达到预期的紧实或抖动要求，震击机构应有适当的碰击强度，根据碰撞原理，可引用基本参数如下： 式中：F震击缸活塞面积（）； 震击活塞所承受的全部负重（kg）； 震铁的重量（kg）； A单位震击活塞面积在每一工作循环中所能提供的机械冲击能(kg-cm/),一般应由实测的示功图中分析求得。参照有良好震击效能的震击机构示功图规律，取（按不形成严重气垫的要求）；（按的取值求出）；（式中R系缸的摩擦阻力）。按近似理想的示功图图形计算，可以得到以下分析式； （2-3） ； （2-4） （2-5）当,则 (2-6）式中：进气行程（cm）； 膨胀行程（cm）； 惯性行程（cm）； S=+总行程（cm）； 震击缸内最大工作气压（绝对气压）（kg/）； 震击缸内最小工作气压（绝对气压）（kg/）； e =（0.30.4）震铁撞击的反跳系数（一般在设计时可取，即e=0.316）；C震铁弹簧的弹簧刚度（或气垫的相对刚度）（kg/cm）。另外根据能量守恒原理，震铁的撞击速度为= （2-7）2.4.2关于司气参数的取值式司气参数的经验取值式有： （2-8）； （ 2-9 ） ； （2-10） ；根据能够获得近似的理想示功图的要求还可以列出计算司气参数的补充式子，这里不一一列出，只是给出其中的经验结论： (2-11) (2-12) (2-13) （2-14)式中：为两下标平均速度之比； 为震击缸进气口面积（）； 为震击缸排气口面积（）；以上（2-8）、（2-9）、（2-10）、（2-11）、（2-12）、（2-13）、（2-14）就是获得有有近似理想示功图的震击机构的全部司气参数、及、的计算公式。2.4.3 压震频率n的计算式设：震铁全行程运动的平均速度；T震铁的运动周期（秒）；n压震频率（次/分）；所以： （2-15）2.4.4 经验公式有效负重和举升重量 有效负荷为震击机构所需要举升的重量，其中包括：砂箱 模板 型砂 辅助框（包括辅助框上的复位弹簧的恢复力）等的全部重量，即：有效负重=+ （2-16）举升重量:主要指工作台,活塞,导杆等有关部件的重量之和。可按经验公式估算 （2-17）.摩擦阻力 摩擦阻力R的大小一般与机器的结构,加工精度,安装精度以及润滑等因素有关,有经验公式 R=0.05(+ （2-18）震击缸尺寸 根据震击活塞受力平衡可得:=(+R)=(0.270.46)( +) (厘米) (2-19)K为裕量系数,取值一般在1.12.5取=5kg/考虑到影响摩擦阻力,储备系数的因素很多, 也可按震击缸气压没行计算,有如下经验公式: 取2.53 kg/, 小造型机取较大值,大造型机取较小值.这里取=2.857 kg/=0.35 (+) =.震击活塞长度() 活塞长度主要从导向的角度来考虑，应使工作平稳而不至卡死，一般根据经验公式 =(1.62.0) 震铁重量 震铁重量是震强度的重要影响因素。达到同样的紧实效果重震击比轻震击所需时间要短得多，或者说同样的震击时间重震要比轻震击紧实效果好得多震铁的重量按下式计算： =k(+)k为震击强度系数,重震击：k0.51，适于高压造型机或大型造型机中震击：k=0.20.5，一般用于中大型，或以压实为主的高压造型机轻震击：k0.10.2，用于中小型造型机，或高压造型机中最轻震击: k0.1,用于小型造型机和小型微震造型机造型机比压大的取较小值,比压小的取较大值.在一般情况下,震铁越重,震击时给予工作台的撞击能就越大,所以要求震铁的重量不低于一个极限值,否则会出现紧实度不足或震击效率太低的现象。近年来有取用更大的趋势。这里取k=0.2,所以=0.2 (+)司气参数 包括进气行程，膨胀行程，惯性行程，以及余隙高度。这些参数选取得当否，不仅影响造型的振幅，频率，压缩空气消耗量等重要的工艺参数，而且直接关系到造型机能否正常工作。在目前普遍使用的气动微震压实造型机中，震击活塞的全行程S一般在之间，根据资料推荐和模拟测试表明，在这个范围内的全行程对于型砂的流动性、压实后的紧实度均匀性都比较好，故我们根据一般资料推荐=6毫米； ；则全程。渐开线直齿的设计与校核参考机械工程学I（王洪欣等著，大学出版社出版）；现代机械传动手册（现代机械传动手册编辑委员会 编）校核过程中的系数均从上两个本书中查取。Z1与Z2啮合参数及强度计算 1）有效负重和举升重量有效负荷为震击机构所需要举升的重量，其中包括：砂箱 模板 型砂 辅助框（包括辅助框上的复位弹簧的恢复力）等的全部重量，即：有效负重=+砂箱厚度取20mm可铸铝合金密度为2.7g/砂箱密度为7.87.85g/，这里取7.8g/造型砂密度为0.81.3 g/，这里取1 g/紧实率为35左右，得出余砂箱高度h80.77mm，取整h80mm此时的紧实率10034.78计算得 32.76kg 17.47kg 28.175kg=+ =32.76+17.47+28.175=78.405kg举升重量:主要指工作台,活塞,导杆等有关部件的重量之和。可按经验公式估算式中：为自重系数，参照表1如下表3.1 自重系数选用表（kg）25000.50.4这里取为0.75,得=0.7580kg=60kg2）摩擦阻力摩擦阻力R的大小一般与机器的结构,加工精度,安装精度以及润滑等因素有关,有经验公式 R=0.05(+)=0.05(80+60)kg=7kg3）.震击结构的设计计算 1.震击缸尺寸根据震击活塞受力平衡可得:=(+R)=(0.270.46)( +) (厘米)K为裕量系数,取值一般在1.12.5取=5kg/考虑到影响摩擦阻力,储备系数的因素很多, 也可按震击缸气压没行计算,有如下经验公式:取2.53 kg/, 小造型机取较大值,大造型机取较小值.这里取=2.857 kg/=0.35(+) =得=80mm, =5026.5482.震击活塞长度()活塞长度主要从导向的角度来考虑，应使工作平稳而不至卡死，一般根据经验公式 =(1.62.0) =1.880mm=144mm3.震铁重量 震铁重量是震强度的重要影响因素。达到同样的紧实效果重震击比轻震击所需时间要短得多，或者说同样的震击时间重震要比轻震击紧实效果好得多震铁的重量按下式计算： =k(+)k为震击强度系数,重震击：k0.51，适于高压造型机或大型造型机中震击：k=0.20.5，一般用于中大型，或以压实为主的高压造型机轻震击：k0.10.2，用于中小型造型机，或高压造型机中最轻震击: k0.1,用于小型造型机和小型微震造型机造型机比压大的取较小值,比压小的取较大值.在一般情况下,震铁越重,震击时给予工作台的撞击能就越大,所以要求震铁的重量不低于一个极限值,否则会出现紧实度不足或震击效率太低的现象。近年来有取用更大的趋势。这里取k=0.2,所以=0.2(+)=28 kg4.司气要素一般所指的司气要素包括：进气行程，膨胀行程，惯性行程，余隙高度。它们直接影响紧实效果以及压缩空气的消耗量。震击活塞的全行程S一般在1525mm之间，根据资料推荐和模拟测试表明，在这个范围内的全行程对于型砂的流动性、压实后砂型的紧实的均匀性都比较好，故我们根据一般资料推荐=6mm，=10mm； ，=4mm。则全程=20mm5.气垫柱塞尺寸的计算气垫柱塞直径的计算，根据我们得出的经验数据和一些资料推荐的公式，一般取（0.60.8），较适宜。式中：气垫柱塞的截面积；震击腔的截面积；则（0.60.8）（0.7750.895）=6271.6mm气垫柱塞腔的高度的计算，根据资料推荐：式中：y压缩比，一般取y=1.11.5，则：=16048mm6）名义震击力的计算所谓名义震击力即在最大震击行程时气垫对震击活塞的反力，由于在压震时，工作台不动，仅震击活塞本身在气垫的作用下向上撞击产生微震，因此可列下式：式中：气垫压力（当震击活塞下行20mm时，气垫腔内的压力），这里取=4.5kg/;u阻力系数（包括摩擦系数在内），一般取0.060.16，这里取u=0.1；震击活塞的重量，一般取，这里取=30kg带入上式得：=50kg7）进排气孔的确定a) 进气孔的面积关于进气孔面积的计算，大多数资料是比较一致的，我们经试验表明，进气孔面积一般取（0.020.05）；故本机（0.020.05）=1。283.2本机选用的进气孔为，则进气孔的面积为 2.54进气管道面积一般取（），本机选用进气阀，故也选用进气管道，其面积为1.13.b) 排气孔的面积排气面积大，排气迅速，工作时震击活塞对震击缸的撞击速度就越大，震击效果也就越好，所以排气孔面积适当取大点，一般3本机选用，则=9.48）压实缸的尺寸设计压实缸的直径大小由选取的比压来决定。比压则根据造型工艺要求的铸型硬度来选择（要注意压实时微震的作用，相当于提高比压）。当比压选定后，可按照下式计算压实缸的直径：式中：压实缸截面积压实缸的比压，本机取5阻力系数（包括摩擦系数），本机取1.5压实缸的重量kg气垫的自重、摩擦力等一般忽略不计。式中：就是接砂缸的直径cm带入数据得=30cm。压实缸的高度，一般的经验公式的：（1.051.2）本机取压实缸的高度=325mm。压头中齿轮轴与齿条的设计1） 齿轮轴的设计a) 选用齿轮材料，确定许用应力齿轮采用40Cr，表面渗碳淬火处理，表面硬度可达5661HRC。试验齿轮齿面接触疲劳极限为试验齿轮齿根弯曲疲劳极限齿形为渐开线直齿。最终加工为磨齿，精度6级。许用接触应力 由式66，接触疲劳极限 采煤机用的齿轮的接触和弯曲强度按照驱动电机的额定全功率验算，因为滚筒截割硬煤或夹矸时可能受到很大的尖峰负载。设计时间按T20000h1200000min计算。 可以算出Z2的转速接触强度寿命系数 应用循环次数N 查接触强度计算的寿命系数图得接触强度最小安全系数则许用弯曲应力 弯曲疲劳强度极限 查弯曲疲劳强度极限图，弯曲强度寿命系数 查弯曲强度计算的寿命系数图弯曲强度尺寸系数 查弯曲强度计算的尺寸系数图弯曲强度最小安全系数 则b) 齿面接触疲劳强度设计计算确定齿轮传动精度等级，转速适中，功率很大，选择齿轮精度为6级小轮分度圆直径，由式计算齿宽系数 ，按齿轮相对轴承为非对称布置小轮齿数 在推荐值2040中选大轮齿数 齿数比 传动比误差小轮转矩 载荷系数K 使用系数 查使用系数表动载系数 由推荐值1.051.4齿间载荷分配系数 由推荐值1.01.2齿向载荷分布系数 由推荐值1.01.2载荷系数K 材料弹性系数 查材料弹性系数表节点区域系数 查节点区域系数图重合度系数 由推荐值0.850.92故齿轮模数m 圆整齿轮分度圆直径 齿宽b 因为Z2为惰轮,所以它的强度可以达到满足,所以沿用Z1的齿宽齿根弯曲疲劳强度校核计算有式 齿形系数 查齿形系数表 小轮 大轮应力修正系数 查应力修正系数表 小轮 大轮重合度 = 重合度系数故 2） 齿条的设计齿条的设计是在齿轮设计的基础上模数，齿的形状、高度及长度，都可以确定下来。齿条中有齿的长度为：式中：齿条中有齿的长度（mm），为回转压头转过的最大角度（弧度制）齿轮轴中齿轮的分度圆（mm）。=本机的的长度还需要一些余量，一般在510左右，所以本机的长度就可以确定了。齿轮轴的校核（1）求轴上的载荷首先根据轴的机构图作出轴的计算简图如下图，确定轴承的支撑位置，从手册中查取。根据轴的计算简图作出轴的弯矩图，扭矩图，和当量弯矩图，从轴的结构图和当量弯矩图中可以看出，C截面的当量弯矩最大，是轴的危险截面。C截面处的MH、MV、M、T及Mca的数值如下。；支反力 水平面 垂直面 弯矩MH和MV 水平面 垂直面 合成弯矩M 扭矩T 当量弯矩Mca （2）校核该轴得强度轴的材料为，表面淬火，回火，。查表得，则，轴得计算应力为 根据计算结果可知，该轴满足强度要求。（3）精确校核该轴得强度 对于重要得轴，必须按安全系数精确校核轴得疲劳强度。1）盘对危险界面 危险截面应该是应力较大，同时应力集中较为严重得界面。从受载情况观察，截面C上得Mca最大，但是其轴较粗，而且是齿轮轴，应力集中不大，故截面C不校核，。截面E应该为危险截面。2）计算危险截面应力截面右侧弯矩为 截面上扭矩为 ；抗弯截面系数 ；抗扭截面系数 ；截面上得弯曲应力 ；截面上的扭转剪切应力 ；弯曲应力幅 ；弯曲平均应力 ；扭转剪应力得应力幅鱼平均应力相等，即；3）确定影响系数 轴得材料为，淬火加回火，查表得，。轴间圆角处的有效应力集中系数。根据查表的；尺寸系数根据截面为圆截面查图的表面质量系数，根据，和表面加工方法为精车，查图得，；材料弯曲、扭转得特性系数取；由上面结果可得： 由手册中得许用安全系数值，可知该轴安全。（4）轴承寿命的验算由于齿轮轴的轴承都一样，所以只验算低速轴的轴承，此处略去轴承的寿命验算。3.2.4 造型机的附件FZYJ翻台震压造型机和其他造型机上，还有一些附件，在此予以简介。 （1）震动器手工起模时，要使起模容易，往往用棒将起模钉向四处敲打，使模型在砂型中松动， 在机器造型中，则应用一种风动的打击器，叫做震动器，装在模型板上或造型机的工作台 上。起模时，开动震动器，使型砂容易和模型脱离而不致将砂型损坏。 图2-12 风动震动器 1震动活塞 2壳件3排气孔 4端盖风动震动器可以有不同的结构。图1-2-24是Z145A造型机上风动震动器的结构。压缩空气由下口进入，经过震动活塞中心的气路，通至活塞的右端，推动活塞向左移动，一 直到与左面端盖碰击为止。这时，活塞右面气室的空气通过中心的气路向外排出，气压降 低。于是活塞左面的环状气室中的压缩空气将活塞向右推。推过一定行程后，中心的气路 又与进气孔相连，活塞的右端进气。直到气压达到能克服环状气室的压力及活塞运动惯性 力时，又向左运动而发生碰击。如此往复不已，每分钟可以产生2000至5000次震动。（2）吹砂嘴为了清除灰尘和积砂，很多造型机上配有风动吹砂嘴。图1-2-25 是一种吹砂嘴的结 构。用软管与气路相通。按动按压阀，即有气流吹出。 图2-12 吹砂嘴(3)模板加热器在机械化造型生产线上，型砂经几次周转后，往往温度很高，容易粘在模板上，使起 模发生困难。为了避免热型砂粘模，除了设法将型砂冷却外，还须将模板加热至一定温度。 这可以将电阻丝装在模板的垫板上通电加热。也可以把钢管固定在模板后面，用软管通入 蒸汽使模板加热。4.1气缸的设计一般步骤：1）、根据工作机构运动要求和结构要求选择气缸的类型及安装方式。2）、根据工作机构载荷及速度要求，计算气缸直径。计算缸径一般应圆整为标准缸径。如下表810121620253240506380901001101251401601802002202503204005006303）、由气缸直径及工作压力，计算、选择缸筒壁厚，计算活塞直径。同样需要圆整为标准值。如下图4568101214161820222528323640455056637080901001101251401601802002202502803203604004）、根据工作要求及缸的类型，确定气缸各部结构、材料。技术要求等。5）、进行缓冲剂耗气量等计算。6）、若采用标准气缸，在计算出气缸直径后即可选取适当气缸产品。4.2造型机气路系统造型机的控制系统可以是机械的、电气的、电于的、液压的或气压的。本机采用气和电的联合控制，即机器的全部动作由气动元件控制，而气动元件的动作程序由套电路系统来 控制,由于气动元件只控制气动执行机构动作而不控制造型机各机构的动作程序，故气路设计并不复杂。 气路系统设计步骤如下:该造型机根据其机械结构（图5-20）以及白动控制要求其气动动作部分内容有：打开截止阀，压缩空气从空压站引入。按手按阀，压缩空气经分水滤气器、油雾器进入造型机气路系统。气垫进气，造型机进入工作位置。加砂预震。压头移入压实。压实缸上升压实，压实震击。压实缸下降。翻转缸工作，翻转起模。选定导气管径：造型机各动作均由不同的气动执行机抅来完成，各气动执行机构由于完成的具体职能不同，其耗气量也不相同，故其连接各执行机构的导气管径也各异。由于空气介质的可压縮性, 通过计算获得导气管径的精确尺寸较困难，一般常从有关手册中选取或根据经验和类比决定。 本机各气动执行机抅导气管径确定如表5-2。执行机构名称气垫缸震击气缸压实缸翻转缸起模缸接管尺寸11 11选定气动元件与回路压缩空气从空压站由2导气管引入，压缩空气通过截止阀、分水滤气器、油雾器经由手按阀控制的2二位三通气控阀进入造型机气路系统。各气动执行机构根据共接管尺寸可配置气动元件和安徘气动回路。接砂缸接管尺寸为，且自重回程，故配置二位三通电磁阀实现其控制。震击缸接管尺寸为1，其震击缸与震击活塞在气垫和重力作用下复位，故配置二位三通电磁阀即能满足其控制，由于接管尺寸为1，故采用二位三通电磁气阀与1二位三通气控阀组成放大回路实现其控制。压实缸接管尺寸为1且自重回程，故亦需采用二位三通电磁气阀与1二位三通气控阀组成放大回路实现其控制。在气垫进气管路中装有减压阀，可根据需要调节气垫压力。4.2造型机电路系统 、本机对电路系统设计要求耍求能实现单机自动控，并具有与自动分开的手控系统。根据造型机的工艺流程，各工序间要具有可靠的连锁关系，严格执行歩进要求，工作要安全可靠。 加砂时，压头在移出过程中，若同时震击，可能会产生辅助框碰及浇口杯，故要求定量斗移进到位后才允许进行加砂顶震。 加砂预震和压震时间长短要能调节。 操作与维护方便。 有防止事故发生，实现保护的环节。 二、有触点继电控制系统设计原则适用于气电联合控制的电气系统，可以是有触点继电控制系统、无触点控制系统和程序控制系统。有触点继电控制系统虽休积较大，辑功能不够灵活，但该控制系统线路简单可靠，检修方便，不需放大环节。故对单机自动化特别适合。本机采用有触点继电控制系统。有触点继电控制系统其基本原理如下：定位（行程开关）中间继电器 电磁气阀定时（时间继电器） 造型机工艺流程的特点是工序间有严格连锁关系，步进溉念特别强，在有触点继电控制系统中，前后工序的联系，若动作具有行程和位置的特征，则用行程开关实现前后工序的转换和控制。若动作无行程和位置的特征，但具有完成动作的吋间限制，则可用时间继电器来完成前后工序的转换与控制。由于控制电路与电磁控制气路使用的电源电压有时不一，故常用中间继电器作信号的转换，同时中间继电器多对触头能将单一信号分发，故中间继电器起到转换和放大信号的作用。控制电路的设计，其设计基本原则大致如下，1.根据造型机动作时序表（表5-1，排制工艺流程。若存在能够并行而不产生矛盾的工序应安排同时并行。2.根据气路设计，弄清电磁气阀与气动机构的通堵状况，如电磁气阀通电接砂缸上升，1CT断电接砂缸下降。2CT通电定量斗进，2CT断电定量斗退压头进等。根据气动机构的状况按气路设计弄清电磁气阀通电、断电状况。3.由于电路系统信号由中间继电器转换和放大，故应根据电磁气阀列出相应中间继电 器，并按电磁气阀之通断，定出中间继电器吸合还是释放。根据各气动机构的电磁气阀和对应的中间继电器，画出电磁气阀控制电路，如图5-21 b所示。4.根据造型机工艺流程和电磁气阀控制电路图按行程开关定位、时间继电器定时、中间继电器转换和放大信号的原理，拟定造型机控制电路如图5-21 a。（1）该机接砂缸升降，定量斗进退均具有行程和位置特征，故采用行程开关实现前后工序的转换和控制。行程开关位置如图5-21 c。各行程开关的具体职能是接砂缸上升到位扳通IXK使3J得电吸合CT通电定量斗移进，定量斗移进到位压合2XK使4J得电吸合，3CT通电加砂预紧，定量斗移出到位压合3XK使5I得电吸合压实缸上升压实。（2）对动作无行程和位置的特征，但具有完成动作的时间限制，则可用时间继电器来完成前后工序转换和控制。本机对加砂预震，压震均有时间的具体要求，则用时间继电器保证并用作实现前后工序转换和控制。本电路中ISJ用作加砂预震延时，延时结束，串联在3J电路中的延时断开的常闭触点断开，3J失电释放，2CT断电定量斗移出。2SJ用作压震延时。延时结束，串联在5J电路中的延时断开的常闭触点断开，5J、4J失电释放、压震停。（3）若执行机构动作的变换有程序要求，则在电路设计中还要加以注意，如压头到位压合3XK使5J吸合压实缸升进行压实，这里只允许接砂缸降在压实动作之后，故控制接砂缸的2J必由5J分发信号。这里还要注意的是：3XK在造型机静态时是压通的，若不与其他线路连锁，则在电路通电、气路通气时就会产生压实动作，这里在5J中串联一对1SJ非延时常开触点，即只有在加砂预紧动作后，使1SJ自锁，由于1SJ处于吸合状态，压通3XK才会产生压实动作。（4）为了加强造型机工序歩进的可靠性，除由行程开关、时间继电器保证歩进动作外，常在控制电路中采用步进连锁设计，进一步提高动作程序的可靠性，这样即使意外触碰行程开关，由于线路步进连锁，也不会产生误动作而发生事故。本电路中3J串联2J，表示只能 2J得电吸合3J才能得电即只有接砂缸升才能产生定量斗移进动作。4J串联3J，即加砂工序时，加砂震击才属可能，5 J串联1SJ，即只有定量斗移出压头移进才能产生压实动作。（5） 1AN为急停按钮，用于发生事故时实现保护。 5，本机电控系统综述如下：若进行单动控制时，电控系统在电源接通后，按3AN实现接砂工序。5AN加砂工序，6AN击，7AN压实，若进行自行控制，则程序如下：电源接通后，按2AN电源进入自动控制电路系统。按4AN，2J得电吸合并自保，1CT通电，接砂缸升。接砂缸上升到位扳通1XK， 3J得电吸合，2CT通电，定量斗移进加砂。定量斗移进到位压合2XK， 4J得电吸合，3CT通电开始震击，压合2XK使1SJ得电吸合并自保进行预震延时。1SJ延时结束，3J失电释放，2CT断电，定量斗移出，压头移进。4J失电释放，3CT断电震击停。定量斗移出到位压合3XK， 5J得电吸合，4CT通电压实缸上升压实。4J得电吸合，3CT通电开始震击。2SJ得电吸合并自保进行压震延时。 2SJ延时结束，1SJ失电释放，5J失电释放，2SJ失电释放，4CT断电，压实缸降， 4 J失电释放，3CT断电震击停。4 FZYJ-12造型机优缺点和注意事项9.1 FZYJ-12优缺点优点： (1) 结构大为简化，全部采用气动，操作维护都较方便； (2) 集中由总操纵阀控制，管路简化，全部动作也比较平稳协调。 (3) 在夹紧气路中串接单向阀，解决了由于各执行气缸的空气压力降低导致夹紧机构力量不足而出现出现“飞砂”现象 此外，在通往“”密封圈的管路上串接一快速排气阀，使排气不经过总操纵阀，这样就防止了在“”形密封圈磨破以后，闸门会带入芯砂，当密封圈排气时，残余芯砂可能倒吹入总操纵阀，促进阀块的磨损，甚至漏气失灵的想象。缺点： (1)没有砂位控制器，闸门每次来回总要带出一定数量的芯砂，不仅造成浪费而且给清理工作带来麻烦，同时闸门及其密封圈很容易磨损。 (2)电功率消耗大，而电功率主要消耗在加热硬化上。有时为了提高硬化速度，每公斤芯砂要3千瓦电热元件，因而相对地提高了砂芯的成本。煤气加热成本要低得多，不过不及电热控制方便，而且火焰四射，劳动条件比较差； 9.2 FZYZ-12造型机的操作规程： 1、遵守造型机和制芯机通用操作规程。2、造型机起模时，顶杆必须平稳而又同步，否则，通知维修人员修理。3、造型机压实时，压砂横梁转架应平稳地转动，不要操作过猛，产生冲击。4、操作者在生产前后必须注意模具是否良好，外模与芯模的定位销是否配套。5、操作造型机的工作人员应思想集中。6、造型机合箱完工后，应按工艺规定，将模子吊搬到制定的浇注点（线）。摆放整齐，并加以压铁或卡子锁箱。杂件必须注明记号。7、造型机砂箱不准放太高，一般不得超过两米，所用工具必须堆放整齐，为防止发生事故。8、使用喷灯时应注意安全，为防止火灾发生，适用行灯必须是360V以下低压灯泡，禁用220V以上高压灯泡。9、造型机使用行车时应先检查吊具是否良好，起吊时应将钩子扎牢链条拉直，不准斜吊和超负荷起吊。10、严禁在起吊吊砂箱下面修模操作。大型砂箱开箱，翻身垫箱时必须用方形物件垫妥。11、造型机使用的砂箱必须牢固，搭手要完整无裂纹和弯曲现象。8 设计总结大半个学期的毕业设计终于接近尾声，从上个学期最后两周开始的搜集资料，实际调研；到这个学期的课程设计、选题开题，绘制指定实物，教材插图；造型机总体方案设计，详细方案设计，装配图的绘制，终于在现在能够品尝成果了。设计过程中间遇到过不少的问题，如何选择造型机的各个机构机具体的设计的问题还是讨论的重点？后来通过老师的知道和自己多方的查阅资料，我选择在原有的Z2310系列翻台震实造型机的基础上进行改进。在保留原有机器优点的同时增加新的思想。比如起模机构和翻转机构就是在原有的基础上进行模仿改进。而对于震实机构和压实机构，原来的震实造型机以不能跟上现代铸造行业的飞速发展。故选择气动微震压实造型机的震压和压实机构。这样的结合既弥补了原有翻台震实造型机的落后，又让一般的气动微震压造型机的的生产量得到大大的提高。当然震压式造型机技术成熟已久，而且现在使用的很少，甚至难以见到实物，我设计的造型机是用于教学用的，也就是用于教学实践的。故实际应用的意义不大。所以此次设计的重点是震压、压实机构的设计，气动微震机构也有两种，弹簧式和气垫式，二者大体相似，只是震击活塞底部缓冲机构不同。通过对比二者的结构，性能，经济因素等等，我最后选择了气动微震气垫式机构的设计。设计过程中，我将重点放在了震，对于微震机构的参数设计尤为仔细。这次毕业设计，让我重新温习了不少基础理论知识，并且学习运用它们来解决实际设计中的有关问题，制定设计方案、选择工作参数、进行相关分析和计算。通过这次设计，让我积累了一些设计经验，提高了我解决相关问题的能力，能够用工程观点看待工程问题。在整个设计中，参数化设计部分比较详细，因而没有在结构上做过多设计，只是比较诸多已有结构，综合权衡，选出最合适的机械结构。另外在整个造型机的设计中，没有对电机功率，通风，厂房等实际要素进行考虑，因而有些地方不够完整。但是我想通过通过以后的工作和学习，这些问题会在得到答案并圆满解决。10 参考文献1 中国机械工程学会铸造分会.铸造手册.第五卷.2 成大先.机械设计手册 单行本 气压传动 .化学工业出版社,2004,(02)3 王洪欣.机械原理.大学出版社4 庄宗元,聂如春.AutoCAD 2004 使用教程.大学出版社.5 程志红,唐大放.机械设计课程上机与设计.南京:东南大学出版社,2006.106 王延久,曹善堂,黄永寿.铸造设备图册.机械工业出版社,1999:33-357 铸造工艺M.北京:机械工业出版社,20028 刘树藩.铸造机械设计基础.北京：机械工业出版社,19909 机械设计手册编委会.机械设计手册(第二卷).北京:机械工业出版社,2004,27210 机械设计手册编委会.机械设计手册(第四卷).北京:机械工业出版社,2004,8311 王三民 诸文俊.机械原理与设计.北京:机械工业出版社,200412 许福玲 陈尧明.液压与气压传动.北京:机械工业出版社.2006.113 上海市机电设计院主编.铸造车间机械化.制芯机械化.机械工业出版社14 陈允南 李蓉箴.热芯盒射芯.机械工业出版社.1985.815 中国机械工程学会.中国机械设计大典编委会.南昌:江西科学技术出版社,138111.英文资料翻译11.1英文部分:Simulation and analysis of flow in the injection chamberof die casting machine during the slow shot phaseAbstract A three-dimensional numerical model, developedon the basis of the finite difference method and the volume fluid method, is used to analyze the mechanism of the liquid metal flow and the possibility of air entrapment in the injection chamber of die casting machine during theslow shot stage. The model gives designers a clear overall picture of the slow shot process and enables them to optimize the injection parameters. Keywords Pressure Die casting machine . Casting simulation . Shot sleeve . Air entrapment . SOLA-VOFList of Symbols Velocity component Viscosity Density Body forceP PressureF Fractional volume of fluidg Gravitational accelerationt time Plunger velocity Wave velocityD Depth of fluid in front of the wave in the shot sleeveT Depth of fluid behind the wave front in the shot sleeveA Shot sleeve height Proportion of shot sleeve cross-section area initially filled with fluid Proportion of shot sleeve cross-sectional area filled with the fluid behind the wave frontH Wave heightA Shot sleeve heightL Shot sleeve lengthZ Gravity directionX(t) Plunger position The time that plunger velocity reaches the critical velocity Critical velocity The ratio of the height to the length of the shot sleeve 1.IntroductionThe goal of any manufacturing industry is to minimize the processing steps to produce a more economical final product. This goal is accomplished by the so-called “net shape manufacturing”. Die casting using a horizontal cold chamber machine is currently the most common process for manufacturing near net shape cast components of aluminum and magnesium alloys. It also allows very high production rates with close dimensional tolerance and excellent surface finishing. However, pressure castings are the extreme examples that trap and retain the majority of the air in the die during the injection process. A schematic sketch of a typical die casting machine isshown in Fig. 1.The liquid metal is pushed by a plunger through a horizontal shot sleeve and injected into a mold. The sleeve is partially filled with molten metal and the plunger is then moved in the length of the sleeve (plunger stroke), which is usually fixed. During the injection process, the initial air in Fig. 1 Schematic sketch of a typical die casting machinethe mold and in the shot sleeve may be trapped in the liquid metal and cause porosity in the cast part.The injection process of liquid metal is carried out in two separate steps called slow and fast shot phases to eliminate porosity. In the slow shot phase, the plunger first forces the liquid metal to rise and fill the empty portion of the shot sleeve. The plunger then moves at constant speed until the shot sleeve is completely filled with liquid metal. The plunger movement causes a wave to form in the liquid metal. The height of the wave depends on the plunger speed. The theoretical model expressions are based on the principle of conservation of mass and energy. The experimental observations by Garber 1 show that a critical plunger speed exists. At this critical plunger speed, the upper tip of the wave touches the ceiling of the shot sleeve and the wave moves without rolling. At speeds higher than the critical one, the upper tip of the wave strikes the shot sleeve ceiling and continues to move forward. This might cause the wave front to roll over and then entrap the air inside the liquid metal. To reach the critical speed, the plunger should be initially accelerated, and the evolution of wave profile would be obviously dependent on the plunger acceleration. There are different theoretical and experimental studies concerning the influence of plunger acceleration through the injection process. Some theoretical studies can be found in Thome et al. 2, Brevick et al. 3, and Tszeng and Chu 4. Experimental studies like those of Karni 5 and Duran et al. 6 are confined to cases in which the plunger moves with a velocity, which increases linearly with the distance traveled. This results in acceleration, which grows exponentially with time. Duran et al. 6 observed that, for a given shot sleeve geometry and initial filling fraction, there exists an optimum acceleration, which minimizes the volume of the entrapped air. Tszeng and Chu 4 formulated a mathematical model based on the simple wave theory to study the transient wave formation in the shot sleeve for the same type of plunger motion and experimental conditions as used by Duran et al. 6. They analyzed the profiles of the wave front and obtained optimum plunger acceleration by imposing the condition that the wave will begin to break up when the upper tip of the wave front has reached the end wall of the shot sleeve. They found that the predicted optimum acceleration corresponded very well with the experimental measurement made by Duran et al. 6. However, Tszeng and Chus study 4 was limited to a relatively narrow range of experimental conditions, in which values for some critical parameters, required to optimize the operating conditions as will be discussed later. They determined the optimum acceleration parameters from an analysis based on the graphical representation of wave profiles and on the calculation of the least positive slope angle of the free surface over the whole wave front. However, this was also limited to the particular operating conditions considered in Durans work. Jianguo Zhou 7 proposed a three-dimensional finite element method for the numerical simulation of the fluid flow and heat transfer. As will be shown later, the results of the present work is compared with the results obtained by using the method proposed by this reference.2 Computational fluid dynamics (CFD) model Due to the complex nature of fluid flow, there is no universally accepted classification scheme in fluid mechanics. One possible classification is shown in Fig. 2. Viscous flow regimes are classified as laminar or turbulent. The molten metal is assumed as an incompress ible and Newtonian fluid, and the effect of the solid oxide layer, which is usually formed on the free surface of melted aluminum, is neglected. Simulated molten metal properties are presented in Table 1. Governing equations are conservation of mass and momentum (NavierStokes) that can beexpressed, respectively, in tensor form as follows:=0 (1) (2)Fig. 2 Possible classification of continuum fluid mechanics, 13 In this paper, the emphasis is on the Eulerian formulation involving free boundaries. Numerical techniques (finite difference) such as SOLA_VOF 812 have been used to solve time dependent incompressible fluid flow. Arrangement of the finite difference variables in a typical cell can be shown in Fig. 3. There are several methods used to approximate the free boundaries in a finite difference numerical simulation. A simple, but powerful, method is fractional volume of fluid (VOF). We define a function F whose value is unity at any point occupied by the fluid and zero otherwise. The average value of F in a cell will then represent the fractional volume of the cell occupied by the fluid. In particular, a unit valueTable 1 Simulated molten metal properties A314Fig. 3 The location of the variables in a typical mesh cellof F would be corresponded to a cell full of liquid. Cells with an F value between zero and one must then contain free surfaces. The relation of F and time is governed by the Eq. 3 as follows: (3)Fortunately, the fact that F is a step function with values of zero or one permits us to use flux approximation that preserves its discontinuous nature. This approximation is referred to as a donor-acceptor method 911. Briefly, the basic procedure for the solution advancing through the time increment, t, consists of the following three steps:1. A scheme is needed to describe the shape and location of the surface.2. An algorithm is required to evolve the shape and location with time.3. Free surface boundary conditions must be applied at the surface. Briefly, the basic procedure for the solution advancing through the time increment, t, consists of the following three steps:(1) Explicit approximations of Eq. (2) are used to computethe first guess for the new time-level velocities usingthe initial conditions or previous time-level values forall pressure, and viscous accelerations.In Germany alone more than 930 000 t/year of core moulding material is processed by the gas hardening method in order to be able to produce hollow spaces in castings. The polyurethane cold box process is predominantly used for core making, its market share being around 60 %.Core making is predominantly carried out on fully automatic machines, whereby, after production, the cores are frequently extracted by manipulators and further processed ,e.g. automatic deflashing, coating, gluing together or palletizing.These highly productive and reliable handling techniques are contrary to the actual core sand compaction and subsequent gassing, which up to now have relied on empirical know-how and are currently only in a few cases carried out systematically. This is particularly the case with the arrangement of the shooting nozzles and vents in the core boxes which with each new run of a core series involves time-consuming and costly trials, whereby the result does not necessarily represent the optimum.In total, the economics of core making are primarily dependent on duration of the gassing because this takes up around 2/3rds of the total core making time. A further factor for the economics is the amount of gas required for hardening, which is again dependent on the flow conditions in the core boxes.The requirement for higher productivity and an increasing complexity of the core geometry are characteristic for the development of all core making processes. Further more, minimization of the primary and auxiliary materials is required in order to reduce emissions to the environment.Calculation of the flow processes during core making and subsequent translation of the results in the design of shooting head plates, admission parts and vents on core shooters and core boxes enables considerable shortening of preparations for series production. Setting up times, especially those necessary on account of modifications to the core box venting, become much shorter because in future the computer assisted optimization of venting takes place before and not, as is currently the case, purely empirically during series production.Moreover, optimized aeration and venting lead to reduction of the cycle times because of reduction in the flushing times, which in turn helps to reduce emissions during core making.Fundamentals of flow simulationSo-called CFD programmes (Computational Fluid Dynamics) have been developed in order to simulate flows of gases and fluids. Here, it is a matter of continuous processes(Figure 1).Moreover, there are programmes with which discontinuous processes can be simulated, e.g. flows and mixing of granular media. Here, it is possible to take account of several 100 000 particles. However, when one realizes that there are around 50 000 sand grains per gram of sand, these programmes are not efficient for the simulation of the core shooting process.The IfG therefore decided in favour of a classical CFD programme with which it is possible to simulate not only the core shooting but also the gassing process. For simulation of the core shooting process it is necessary to define the sand-binder mixture as a fluid. This assumption is completely acceptable because the objective of the work is not to factually correctly reproduce the flow for a sand grain but to simulate the shooting process as a whole as near as possible to reality. A 2-phase flow is used for description of the shooting process, which comprises a sand-binder mixture , e.g. moulding material and air together.The software enables the reproduction of the gassing process very near to reality because in this case it is a matter of a single phase flow through a porous medium. This model has already been implemented in the programme so that it is only necessary to determine the corresponding moulding material parameters or to adapt them through test and parameter studies. Also the consideration of temperatures is easily possible.The 3-dimensional geometrical description in the programme itself is very easy. The generation of a simple body, e.g. a cuboid or a cylinder, is possible within the CFD programme. Complex geometries can easily be read-in from an STL file. Firstly, a cuboid is generated which is divided into a finite number of small cells. The geometry is cut out from these and each cell is allocated an open cross-section for the flow (Figure 2).i.e. cells that are completely outside the geometry are closed to flows whilst those within the geometry are completely open. Those cells that lie on the surface of the geometry have a cross-section that is proportionally available for flows.Simulation of shootingFrom a physical point of view the core shooting process is a 2-phase flow with a granular component. The moulding material-air mixture entering the core box at a high pressure has different flow velocities for the sand and air respectively (source: Dissertation by M. Knauf, RWTH Aachen, 1991). This is particularly the case if the moulding material forms a deposit in front of the vents and the air flows through the moulding material and out of the core box.Simulation of the shooting process assumes a flow composed of two fluids, namely, moulding material and air. For this purpose it is necessary to define the density and the dynamic viscosity for both media. Moreover, it is necessary to determine values that more accurately describe the combined effects of the two materials. This above all includes the definition of the so-called drift-flux correction value that takes account of the relative flow characteristics between moulding material and air. This is necessary on account of the great difference in density. Furthermore, it is necessary to consider the porosity of the moulding material that also still exists with most closely packing. This necessitates the pre-estimation of the maximum packing density of the moulding material. The cells to be filled with moulding material are then pre-allocated for the corresponding amount of air. For example, if a moulding material has a maximum packing density of 70 %, the open volume of a cell for the flow is reduced by around 30 % so that a maximum of 70 % sand or 50 % sand and 20 % air (corresponding with a poor compaction) can go into the cell.The values for density and viscosity of air are known, can be taken from the literature and are already entered in the programmeHowever, contrary to reality the moulding material is treated as a fluid, although it has a number of properties on account of which it is physically not a fluid. Among others this includes the fact that with a maximum packing density it still has around 30 %pores. The particle interactions that occur, such as the collisions between the individual sand grains or against the wall, are also not taken into account. Furthermore, for the simulation it is necessary to define a dynamic viscosity which, on account of its nature, in the physical sense sand does not have. However, it is possible to use a method which enables an approximation to a dynamic viscosity of a corresponding magnitude. The Viskomat shown in Figure 3 is already in use in the buildingindustry in order to obtain information on the processability of fresh concrete and mortar and can also be used for the measurement of a relative viscosity of the moulding material. For this purpose a measuring beaker is filled with moulding material and a paddle immersed in it. The torque, which is adjusted in relationship to the material to be tested and the rpm, is measured electronically. The determined value provides information on the consistency of the sand-binder mixture. It is also possible to make an approximation regarding the dynamics viscosities to be used for the simulation.In order to validate the results from the calculations it is necessary to carry out tests. The test core box shown in Figure 4 is used for this purpose. Parallel tests and simulation calculations are carried out with the previously approximately determined dynamic viscosity. These are likewise further adapted until the achievement of a sufficiently high degree of agreement.The thus determined value for the dynamic viscosity of a special sand-binder mixture can then be used for simulation calculations on real core geometries.Contrary to this the determination of the density of the sand coated with binder can then take place relatively easily.The next parameter to be established is the so-called drift-flux correction value which describes the relative flow characteristics of two fluids together. It can be calculated for different sands via a formula with the aid of the grain size distribution. The thus determined values were used to carry out an optimization calculation. Figure 5 shows an example of two images (section through the centre plane of the core)not only for the initial model but also for the optimized variant. The differences in the dispersion of the moulding material inside the core box are already clearly evident after 0.1 s. One sees that the moulding material swirls back more strongly and flows in the direction of the additional vents. In the optimized variant a considerably better filling is achieved after 0.5 s, the lesser compacted regions inside the core (green) have also become smaller.Figure 6 shows the result of both shooting simulations in a 3-dimensional form. It is clearly evident that the outer regions of the geometry in the initial model are not filled with moulding material, contrary to which it was possible to achieve good filling in the optimized variant. The effect of the additional vents can also be clearly seen for the region directly underneath the filler neck. The annular geometry is considerably better filled with sand (red). As opposed to this, the necks could not be completely filled in both venting variants.Simulation of gassingAs already stated, the gassing process can be reproduced very near to reality by means of the CFD software. The model to describe the flow of a fluid (gas) through a porous medium has already been implemented in the programme and can be used directly.For this purpose it is necessary to enter the density and viscosity of the flowing gases as well as to define the porosity and resistance to flow of the moulding material. The porosity can be experimentally determined, whilst the value to be used for the resistance to flow must be established through tests and comparison with simulation calculations.For this purpose IfG uses the cylindrical core box shown in Figure 7, which is around 40 cm long and around 5 cm diameter. This core has been used for different tests. Determination of the resistance to flow is accomplished as follows: the duration of gassing is varied. One obtains hardened cores to different percentages, which can provide evidence of the progression of the flow front, which must be correspondingly adapted in the simulation. These tests are carried out for a constant gas through-flow and for a reducing amount of gas in consequence of the increasing back-up pressure. This procedure provides still more evidence of the increase in the resistance to flow for the already hardened regions. Figure 7. Moulding sand resistance to flow With reference to the porosity of the moulding material to be used for the simulation it should also be said that this can be assumed to be a constant for the complete core. In this case prior simulation of the shooting is not absolutely necessary. However, it is also possible to export the porosity as a result of the shooting simulation. In this way it is possible to take account of regions with less strong compaction in the gassing simulation. Figure 8With reference to the porosity of the moulding material to be used for the simulation it should also be said that this can be assumed to be a constant for the complete core. In this case prior simulation of the shooting is not absolutely necessary. However, it is also possible to export the porosity as a result of the shooting simulation. In this way it is possible to take account of regions with less strong compaction in the gassing simulation.Figure 8 again shows a section through the centre plane of a differential housing core. The differences in the dispersion of the gases inside the core are clearly evident. The gas already flows into the outer regions of the geometry after 2 s. Contrary to the initial model these are also very well hardened, which is evident from the completely red region。Figure 9 shows a 3-dimensional representation of the result of both gassing simulations. Here, it is easy to see that the gas has not flowed through the outer regions in the initial model, whilst with the optimized variant it is possible to achieve good hardening. However, in both models the gas has not completely flowed through the lower left and right regions so that further optimization would be necessary here.From a physical point of view the core shooting process is a 2-phase flow with a granular component. The moulding material-air mixture entering the core box at a high pressure has different flow velocities for the sand and air respectively (source: Dissertation by M. Knauf, RWTH Aachen, 1991). This is particularly the case if the moulding material forms a deposit in front of the vents and the air flows through the moulding material and out of the core box.SummaryTo summarize, it can be said that, despite the assumption of the moulding material as a fluid, the shooting process can be very well reproduced. The effects of additional vents on the flow characteristics are very easy to recognize. The examples shown here also clearly show that the effects on the filling behaviour are not only recognizable in the regions directly in front of the nozzles but also in somewhat distant regions. The additional lateral vents not only achieve better filling of the regions directly in front of the nozzles but there is also considerably better compaction inside the cores. Additionally, the upper necks and the annular geometry around them are filled with moulding material to a higher degree (Figure 6).Simulation is also a more suitable way of finding the correct arrangement for the vents
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