浇注系统设计

1、第四章 浇注系统设计浇注系统(gatingsystem，running-system)是铸型中液态金属流入型腔的通道之总称。铸铁件浇注系统的典型结构如图341所示，它由浇口杯(外浇口)、直浇道、直浇道窝、横浇道和内浇道等部分组成。广义地说，浇包和浇注设备也可认为是浇注系统的组成部分，浇注设备的结构、尺寸、位置高低等，对浇注系统的设计和计算有一定影响；此外，出气孔也可看成是浇注系统的组成部分。浇注系统设计得正确与否对铸件品质影响很大，铸件废品中约有30是因浇注系统不当引起的。 对浇注系统的基本要求是： 1)所确定的内浇道的位置、方向和个数应符合铸件的凝固原则或补缩方法。 2)在规定的浇注时间内充

2、满型控。 3)提供必要的充型压力头，保证铸件轮廓、棱角清晰。 4)使金属液流动乎稳，避免严重紊流。防止卷入、吸收气体和使金属过度氧化。 5)具有良好的阻渣能力。 6)金属液进入型腔时线速度不可过高，避免飞溅、冲刷型壁或砂芯。 7)保证型内金属液面有足够的上升速度，以免形成夹砂结疤、皱皮、冷隔等缺陷。 8)不破坏冷铁和芯撑的作用。 9)浇注系统的金属消耗小，并容易清理。 10)减小砂型体积，造型简单，模样制造容易。 此外，对于薄小铸件常可用浇注系统当冒口，对铸铁有一定补缩作用；对于大量流水线生产的球墨铸铁件，在浇注系统结构中增加反应室，可实现型内球化或型内孕育处理，其浇注系统分别示于图342、固

3、343。第一节 液态金属在浇注系统基本组元中的流动一、在砂型中流动的水力学特点在正常浇注温度下，液态合金的运动粘度比室温下水的运动粘度低。如20的水，其水值为而液态铸铁的铁为0.55x10，液态铝合金的铝为0610。因此，液态合金的充型过程可视为具有一定粘度的液体运动，应用流体力学规律加以研究。但是，液态合金在砂型中的流动和水、油等一般粘性流体在金属管、塑料管或玻璃管中的流动不完全相同，而有其特点，这些特点是：(1)型壁的多孔性、透气性和合金液的不相润湿性，给合金液的运动以特殊边界条件 当合金液流内任一截面上各点的压力P均大于型壁处的气体压力 Pa时，则呈充满态流动，当P等于Pa 时呈非充满态

4、流动(见图344)。(2)在充型过程中，合金液和铸型之间有着激烈的热作用、机械作用和化学作用 炽热的合金液流经浇注系统时，总会伴随着物理、化学过程。如合金液冲刷和侵蚀型壁，相互热交换，合金液粘度增大和体积收缩，甚至伴有结晶现象，吸收气体、使金属氧化、造成大量氧化夹杂物等。这些过程在一般水力学过程中是不常见的。(3)浇注过程是不稳定流过程 在型内合金液淹没了内浇道之后，随着合金液面上升，充型的有效压力头逐渐变小；型腔内气体的压力并非恒定；浇注操作不可能保持浇口杯内液面的绝对稳定。因此，充型过程是不稳定流过程。(4)合金液在浇注系统中一般呈紊流状态 依经验确定，铸铁的最小浇注系统比流量(最小截面处

5、单位面积的流量)为。已知铸铁液的密度约为7gc：，由此可得出铸铁液的平均流速为。实践中最小的内浇道截面积为。假设浇注系统由截面积为0.4cm的圆形管道所组成，其直径为o71cm，则能计算出浇注系统中铸铁液的最低雷诺数为： 计算表明，即使用最小比流量浇注，在最细的浇注系统中金属液的雷诺数Re也大大超过2320，加之浇注系统拐弯多，断面有变化，液流扰动源多，因此，合金液在铸型的浇注系统中呈紊流状态。 (5)多相流动 一般合金液总含有某些少量固相杂质还可能析出晶粒及气体，故充型时合金液属于多相流动。 二、浇口杯中的流动液相夹杂和气泡，在充型过程中 浇口杯可用来承接来自浇包的金属液，防止金属液飞溅相溢

6、出，便刁：浇注；减轻液流对型腔的冲击；分离渣滓和气泡，阻止具进入型股；增加无型压力头。只有路口杯的结构正确，配合正当的浇注操作，才能实现上述功能。 浇口杯分漏斗形(bush)和盆形(basin)两大类。漏斗形浇口杯挡渣效果差，但结构简单，消耗金属少。盆形浇口杯效果较好(图345)，底部设置堤坝有利于浇注操作，使金属的浇注速度达到适宜的大小后再流入直浇道。这样浇口杯内液体深度大，可阻止水平旋涡的产生而形成垂直旋涡，从而有助于分离渣滓和气泡。 浇口杯中出现水平旋涡会带入渣滓和气体，因而应注意防止。当合金液从各个方向流入直浇道时，各向流量不均衡，某一流股的流向偏离直浇道中心就会形成水平旋涡，如图34

7、6所示。如忽略金属粘度的影响，视液态金属为理想流体，浇口杯内旋转的液态金属应满足动量矩守街原理，于是有Mvr常量 (341)式中 M距离直浇道中心为r处的质点的质量； vM点的切线速度； rM点距直浇道中心的距离。 由上式可知，一旦出现水平旋涡，距直浇道中心愈近，金属质点的切线速度愈高，这样使M质点的离心加速度也愈高。重力加速度和离心加速度的合成加速度(j)的方向，越靠直绕道中心时，了的方向越接近于水平。液体的等压面和总加速度方向相垂直，因而，向直浇道中心靠近，等压面由水平逐步过渡为垂直，因此形成漏斗形中空的大气压力表面。这样一突，浮在溜口杯液面上的非金属灾涪物全沿着弯曲的液面，一面旋转，一面

8、和空气一同进入直浇道。 水力模拟试验表明，影响浇口杯内水平旋涡的主要因素是浇口杯内液面的深度，其次是浇注高度、浇注方向及浇口杯的结构等。 浇口杯内液面深度和浇注高度的影响如图347所示，液面浅极易出现水平旋涡。液面深度超过直浇道上口直径的5倍时可基本消除水平旋涡；浇包嘴距浇口杯越高，水平旋涡越易于产生，这与偏离直浇道中心的水平流速较高有关。浇注方向的影响见图348。逆向浇注较顺向浇注为伎，侧向浇注介乎两者之间。 可采取以下措施减轻或消除水平旋涡：使用深度大的浇口杯，深度应大于直浇道上端直径的5倍；应用拔塞、浮塞和铁隔片等方法，使浇口杯内液体达到深度要求时，再向直浇道提供洁净的金属(见图349)

9、； 在浇口杯底部安置筛网砂芯或雨淋砂芯来抑止水平旋涡(图3410)； 在浇口杯中设置“闸门”、堤坝等(图3411)，降低浇注高度以避免水平旋涡，并促使形成垂直旋涡。垂直旋涡能促使熔渣和气泡浮至液体表面，对挡渣和分离冲入的气泡有利。为此，浇包嘴宜设计得长些为好。此外，应采用逆向浇注。液流不要冲着直浇道。 三、直浇道中的流动 直浇道(sprue，downgate)的功用是：从浇口杯引导金属向下，进入横浇道、内浇道或直接导入型腔。提供足够的压力头，使金属液在重力作用下能克服各种流动阻力，在规定时间内充满型腔。直浇道常做成上大下小的锥形，等断面的柱形和上小下大的倒锥形。 曾经对只包括浇口杯和直图347

10、 液面深度和浇注高度对形成水平旋涡的影响浇道的两单元浇注系统进行过水力模拟试验，结果如图3412所示。当直浇道上口为圆角时，等截面的直浇道模型中呈充满状态且有真空度存在，透过壁上的小孔向液流内吸入空气。因此，“真空吸气理论”认为：等截面直绕道附近型砂中的气体会被吸入液流，湾于液态金属的气体也会因压力降低而析出，而且可能被卷入液流并带入型腔，使铸件产生气孔缺陷。应当强调指出：这种理论只能用于不适气壁的模型，而不能用于实际砂型浇注金属的条件下。 液态金屑在砂型直浇道中的流动状态如图3413所示。试验结果表明：上大下小的锥形(锥度150)直浇道呈充满流态，而在等截面的圆柱形和上小下大的倒锥形直浇道中

11、呈非充满状态。 对湿砂型内等裁面的直烧道上、中、下三点进行浇注铸铁时的压力测定(条件为：直浇道高400mm、直径30mm、浇注温度1300)证明，宣浇道内金属压力为接近大气压力的微正压，压力值一般在50Pa一1kPa(5100mm水柱)，靠近浇口杯处压力值倔高，在浇注韧的瞬间压力最高可达18kPa。因此，可以得出如下结论： 1）液态金属在直浇道中存在两种流态：充满式流动和半充满式流动。 2)在非充满的直浇道中，金属液以重力加速度向下运动，流股呈渐缩形，流股表面压力接近大气压力，微呈正压流股表面会带动表层气体向下运动，并能冲入型内上升的金属液内，由于流股内部和砂型表层气体之间无压力差，气体不可能

12、被吸入流股，故在直浇道中气体可被金属表面所吸收或带走。3直浇道入口形状影响金属流态，当入口为尖角时，增加流动阻力和断面收缩率，常导致非充满式流动。实际砂型中尖角处的型砂会被冲掉引起冲砂缺陷。要使直浇道呈充满流态要求入口处圆角半径rd/4(d为直浇道上口直径)。 4)在有机玻璃模型中能够出现真空度下的充满式流态，这种情况不能代表砂型中的金属流态。因为砂型是透气体，给出限制性边界条件：金属流股断面上的压力应大于或等于砂型表层气体的压力。例如，在两组元的浇注系统的入口为圆角的等截面直浇道中： 模型中流态：负压、充满和等速流态； 砂型中流态：等压、非充满的等加速流态。 只有当模型中的液流压力在大于等于

13、大气压力的条件下，才能代表砂型中的金屑流态。这在水力模拟试验中应特别予以注意。 5)砂型中宜浇道的充满式流动的理论条件见后面公式(3412)。生产中主要应用带有横浇道和内浇道的浇注系统，由于横浇道和内浇道的流动阻力，常使等截面的，甚至上小下大的直浇道均能满足充满条件而呈充满式流态。尽管非充满的直绕道有带气的缺点，但在特定条件下，如阶梯式浇注系统中为了实现自下而上地逐层引入金属的目的而采用，又如用底注包浇注的条件下，为了防止钢液溢至型外而使用非充满态的直浇道。 四、直浇道窝 金属液对直浇道底部有强烈的冲击作用，并产生涡流和高度紊流区，常引起冲砂、渣孔和大量氧化夹杂物等铸造缺陷。设直浇道窝(凹并)

14、可改善金属液的流动状况，其作用如下(见图3414)： 1缓冲作用 液流下落的动能有相当大的一部分被窝内液体吸收而转变为压力能，再由压力能转化为水平速度流向横浇道，从而减轻了对直浇道底部铸型的冲刷。 2缩短直一横拐弯处的高度紊流区 直浇道窝可减轻液流进入横浇道的孔口压缩现象，缩短高速紊流(过渡)区。这样也改善了横绕道内的压力分布，见图3414。速度高的地方压力低，压力分布的特性说明过渡区的存在。这对减轻金属氧化、阻渣和减少卷入气体都有利。当内浇道距直浇道较近时，应采用直浇道窝。 3改善内浇道的流量分布 例如在S直：S横：S内1：25：5的试验条件下，无直浇道窝时，两相等截面的内浇道的流量分配为3

15、15(近直浇道者)和685(远者)；有直浇道窝时的流量分配为405(近者)和595(远者)。 4减小直一横浇道拐弯处的局部阻力系数和水头损失 5浮出金属液中的气泡 注入型内的最初金属液中，常带有一定量的气体，在直浇道窝内可以浮出去202)。 直浇道窝的大小、形状应适宜，砂型应坚实。底部放置于砂芯片、耐火砖等可防止冲砂。直浇道窝常做成半球形、圆锥台等形状。推荐形状如图3415所示，浇口窝直径为直浇道下端直径的142倍，高度为横浇道高度的两倍，侧壁在能顺利拔模的条件下尽量垂直，底部做成平面，转角处避免尖角。较大直径的直浇道窝适用于流动要求平稳的台金铸件，如轻合金铸件。 五、横浇道中金屑的流动 横浇

16、道(Nnnercross8ate)的功用有：向内浇道分配洁净的金属液；储留最初浇入的含气和渣污的低温金属液并阻留渣滓；使金属液流乎稳和减少产生氧化夹渣物。为了节约，中小铸件多不用浇口杯，主要靠横浇道阻渣，故横浇道又称为捕渣道。 (一)横浇道的阻渣原理 横浇道的阻渣原理如图3416所示。由于渣团密度比金属小，渣团面上浮，一面随金属液作水平运动。如果渣团能上浮到横浇道顶部且超过内浇道吸动区，就不致进入型腔；图3416b为设计不良的横浇道，内绕道的吸动区已扩展至横浇道的顶部，渣团将全部进入型胺。横浇道内，在内浇道入口周围存在一个区域，被称为内浇道的吸动区，只要金属进入该区就会自动流入内浇道。显然，进

17、入该区的渣团也将会流入型腔。物体在粘性流体内上浮时所遇到的阻力是应用量纲分析和试验相结合的方法求解的，渣团上浮时受到金属液的阻力F可表示为：式中F渣团上浮阻力；液态金属的密度；S渣团的水平投影面积；渣团上浮速度；C渣团上浮的阻力系数，与液流的雷诺数有关，具体数值见表341。渣团在开始上浮时有一短暂的变加速运动，上浮速度很快达到极限值，休为临界上浮速度。利用渣团所受上浮阻力和浮力相平衡的原理，可求得渣团之临界上浮速度认。为简便起见，把渣团视为球形，于是可列出力的平衡方程如下： 式中 R渣团半径； 金属液密度， 渣渣团密度； g一重力加速度，等于98gs；o渣团临界上浮速度，又称为悬浮速度式(34

18、4)给出了渣团半径及和临界上浮速度o的关系。如果金属液从上向下做垂直运动，其速度也等于o，则可以想象半径为R的渣团将处在一定水平位置上呈悬浮状态，即不亡升也不下降，这时金属液的流速o 称为悬浮速度。显然，渣团的临界上浮速度和金属液的悬浮速度在数值上相等。顺便指出：悬浮速度是用金属液向下运动(例如直浇道内金属液的运动)的实例导出的，而在横浇道内渣团的上浮方向和金属液的运动方向相垂直，这时渣团的悬浮问题要复杂得多，但在横浇道中同样存在着悬浮问题。从以上分析可知：渣团半径小，对应悬浮速度也小；对应一定横浇道的流速有一可能上浮的临界渣团半径，只有大于临界半径的渣团才能上浮；渣闭密度相对于金属液密度越小

19、，越有利于上浮；横浇道内金属的流速越低，可能阻留的渣团也越小。但无论如何，单靠横浇道是不可能阻留金属液中所有的渣污的，特别是那些小于临界半径的渣团。 (二)横浇道发挥阻渣作用应具备的条件 1横浇道应呈充满流态，即满足充满条件(见本章第二节) 应注意，内浇道截面积比横浇道或直浇道大，横浇道不一定呈非充满流态。因为横浇道至型腔的一段有流动阻力。内浇道相对横浇道的位置对横浇道的充满条件也有影响。此外，一巳内浇道被型腔内的金属液所淹没，横浇道就被充满。2流速应尽可能低 据资料上讲，铸铁液中对应直径1mm的渣团，其悬浮速度为037ms，即相当于o25kg(cm 2.s)的比流量。该值比实际应用的最小比流

20、量035kg(cm：s)还小。因此，要在横浇道内捕获更小的渣团，需要更低的流速，更大的横浇道截面积。实践中常把横浇道扩大、做高，如S横/S内24，但横浇道太大会浪费金属。 3内浇道的位置关系要正确 1)内浇道距直绕道应足够远，使渣团有条件浮起到超过内浇道的吸动区。 2)有正确的横浇道末端延长段(图3417)，其功用为容纳最初浇注的低温、污的金属液，防止其进入型腔；吸收液流动能，使金属流入型腔平稳。末端呈坡形可阻止金属液流到末端时出现折返现象。为防止聚集在末端的渣滓回游，应在末端设集渣包。末端延长段的长度为75150mm，铸件大取上限。当吃砂量受限时，应扩大集渣包。 3)封闭式浇注系统的内绕道应

21、位于横浇道的下部，且和横浇道具有同一底面。使最初浇入的冷污金属液能靠惯性流越内浇道，纳于末端延长段而不进入型腔；开放式浇注系统的昧浇道应重迭在横浇道之上，且搭接面积要小，但应大于内浇道的截面积(见图3418)。 开放式浇注系统的内浇道比阻流大得多、若将内浇道置于横浇道底部，则横、内浇道都呈非充满流态，无法实现阻渣，故需把内浇道重达在横浇道上方，用横浇道的顶面及末端延长段粘附和储留渣滓。在这种条件下，大于临界直径的渣团进入型腔的或然率P为为了减少进渣率，横浇道宜宽而矮(图34l 9)。4)封闭式浇注系统的横浇道应高而窄，一般取高度为宽度之2倍。内浇道宜扁而薄，以降低其吸动区。5)内挠道匝远离棍浇

22、迈的弯迈；匝尽量便用直的棍浇迈；内浇迈问横浇的连接，呈锐用日十初期进渣较多；呈钝角时增加紊流程度。但资料报导，当环形铸件需切线引入时，内浇道应向后开设(钝角连接)，这对于型砂及涂料的耐火度欠佳时的情况，尤为重要。一般推荐垂直连接。(三)强化横浇道阻渣的措施 为加强横浇道的阻渣效果，常采取以下措施：在横浇道上设置筛网芯，或设置集渣包。 1设置筛网芯的浇注系统 安放筛网芯的浇注系统如图3420所示。金属流过筛网芯时，由于断面突然扩大，在子L眼出口处出现涡流，使渣团上浮并粘附在筛网芯的底部，所以筛网芯的作用并非“过滤金属”。为了使筛网芯底部能粘附渣团，其下部空间应被金属液充满，安放筛网芯时应使孔眼呈

23、上小下大的状态。这种带有4mm、或5mm8mm锥孔的筛网芯，可制成圆形或矩形，安放在浇口杯内、直浇道下端或横浇道内。一般工厂多用油砂制做筛网芯，因承受不住金属液长时间地冲刷及较高金属压力头的作用，易引起冲砂缺陷。主要用于中小铸铁件。对于较大的铸铁件应采用耐火材料烧结的高强度筛网芯。以过滤金属为目的的过滤网具有更小的孔眼。铝合金用的过滤网常用薄铁皮钧孔制成(孔径为2mm一4mm)，也可应只钢丝或玻璃纤维编织成的过滤网，其安宰方式见图3421。孔径越小过滤效果越好.近年来，金属过滤技术的发展己能损供用于黑色和非铁金属铸件的各种更小引径的过滤网，如陶瓷网格过滤板、泡沫陶瓷或其他高熔点的纤维网，使金属

24、净化(见冲章第六节)。2设置集渣包的浇注系统横浇道上被局部加高、加大的部分称为集渣包。当金属液以切线方向进入圆形的集渣包时，称为离心集渣包。金属流入集渣包，因断面积突然增大，流速降低并在集渣包内产生旋涡，使密度较小的渣团向旋涡中心集中、浮起而留滞在顶部。离心集渣包的出口截面积应小于入口，方向须和液流旋转方向相反(图3422)，保证金属液流充满集渣包且使浮起的渣团不致流出集渣包。 当离心集渣包兼起冒口作用时，其结构与尺寸应依补缩需要来设计，出口截面积应按冒口颈的大小来确定。六、在内浇道中的流动 内浇道(ingate)的功用是控制充型速度和方向，分配金属，调节铸件各部位的温度和凝固顺序，浇注系统的

25、金属液通过内浇道对铸件有一定补缩作用。设计内浇道时还应避免流入型腔时的喷射现象和飞溅，使充型平稳。 (一)浇口比的影响 直浇道、横浇道和内浇道截面积之比(即S直：S横：S内)称为浇口比(gating ratio)。以内浇道为阻流时，金属液流入型腔时喷射严重；以直浇道下端或附近的横浇道为阻流时，充型较平稳，S内S阻比值越大则越平稳。因此，轻合金铸件常采用S内比S阻大得多的开放式浇注系统。两种浇注系统的充型流态如图3423所示。 (二)内浇道流量的不均匀性 同一横浇道上有多个等截面的内浇道时，各内浇道的流量不等。试验表明：一般条件下，远离直浇道的内浇道流量最大，且先进入金属。近直浇道的流量小，且后

26、进入金属。在浇注初期，进入横浇道的金属液流向末端时失去动能而使压力升高，金属液首先在末端充满并形成末端压力高而靠近直浇道压力低的态势，故而形成这种流量分布；但当总压头小而横浇道很长时，沿程阻力大，也会出现近直浇道处压力高的情况，这时近处的内浇道流量大。 内浇道流量的不均匀性U可用式(345)表示。它与浇口比、内浇道同横浇道的搭接形式、整个浇注系统的结构等因素有关，各种因素的影响见图3424、图3425。式中 qmax内浇道中的最大流量； qmin 浇道中的最小流量； Q所有内浇道的总流量； n横绕道上连接的内浇道个数。 为了使各内浇道流量均匀，通常采用如下方法：缩小远离直浇道的内浇道裁面积；增大横浇道的截面积；严格依S横S内的比值，每流经一个内浇道，使横浇道截面积依比值缩小；设置直浇道窝等。 (三)内绕道的基本设计原则 1)内浇道在铸件上的位置和数目应服从所选定的凝固顺序或补缩方法。对要求同时凝固的铸件，内浇道应开在铸件薄壁处，宜数量多，分散布置使金属