数字化挤压梯度砂型性能及补压距离研究

姜二彪 单忠德, 程 光,3 杨浩秦

1.中国机械科学研究总院先进成形技术与装备国家重点实验室，北京，100044 2.南京航空航天大学机电学院，南京，210016 3.北京联合大学前沿智能技术研究院，北京，100101

砂型铸造是金属成形的主要方式之一，在汽车船舶、国防军工、航空航天等领域应用广泛。随着市场对生产过程柔性、效率要求的提高，砂型挤压切削一体化无模成形技术[1-2]应运而生，此技术相比基于选择性激光烧结(SLS)原理[3-5]、3D打印原理(3DP)[6-8]的砂型无模成形技术，在加工范围、成形精度和成形效率方面具有明显优势[9-11]。挤压切削一体化成形技术首先由三维CAD模型计算得到近成形数据，随后在近成形数据驱动下采用多点挤压成形技术对砂型进行挤压近成形[12]，然后经过固化、保压阶段后脱模取出，最后对近成形毛坯进行CNC数控加工得到最终净成形砂型。整个过程省去木模、金属模等模具制模以及修模过程，制备过程生产柔性高，制备的砂型性能好，非常适合中小批量砂型的快速生产。

由于挤压切削一体化成形技术采用砂型上方单面挤压紧实方式，故散体砂粒相互作用时力传导存在局限性，当砂型型腔深度比较大时，型腔底部受到的压力作用急剧减小，从而导致砂型底部不能被紧实，引起物理和功能缺陷，如砂型强度、均质性、透气性等缺陷[13-15]。为进一步完善此工艺，需对现有挤压成形工艺进行改进。本文基于功能梯度材料[16-17]，提出数字化挤压成形梯度砂型概念，这种砂型物理结构类似“三明治”，可以分为型面层、过渡层和支撑层3层。其中，型面层强度较高以避免型面的损坏和浇注过程中由于熔融金属的压力和高温造成的型面侵蚀和形状变形；
过渡层具有较好的退让性和透气性，避免铸件表面产生裂纹和气孔；
支撑层能够保证砂型的整体强度，避免在造型和搬运过程中的损坏[18]。

为制备梯度砂型，研究者提出二次补压的方法对砂型型面层进行补压，经过试验发现，对砂型型面的不同部位进行不同程度的挤压可以提高型面层的强度，还可以实现砂型的形性控制。此外，研究表明，不同深度的型腔需要不同的补压程度，相同的补压作用在不同型腔深度的砂型上形成的型面层厚度也是不同的，因此研究型面层二次补压距离至关重要。同时通过切削力测试能够得到补压后每层的精确切削力，实现切削过程精确成形。本文从强度[7,19]、透气性[20]和切削力[21-22]等方面对不同型腔深度砂型型面层进行了研究。通过对砂型型面层进行2～12 mm的补压，制备出不同型腔深度不同梯度结构的砂型。通过对型面层的取样，测试了不同型腔深度不同补压程度的梯度砂型型面层性能，并对梯度结构砂型的型面层进行了每层2 mm的逐层切削力测试，得到了不同型腔深度砂型的最优补压距离，为高性能梯度砂型的制备和型面层切削提供研究基础。

1.1 试验材料

试验选用70～140目普通硅砂作为砂型制作原材料，用筛分法对600 g原砂进行筛选，并对不同尺寸砂粒粒径进行质量统计，绘制出型砂颗粒的粒径分布图，见图1，经过正态分布拟合，砂粒粒度集中在201 μm。首先称量100 kg硅砂，与树脂进行混合，树脂采用圣泉集团酚脲烷自硬树脂NP-101HB和NP-102HB，催化剂采用圣泉集团自硬催化剂NP-103E，质量配比为1000∶10∶10∶0.03，然后采用S20碗型混砂机混砂30 s直至搅拌均匀。

图1 型砂粒径分布Fig.1 Particle size distribution of molding sand

1.2 试样制备

将预混砂填入数字化柔性挤压成形机CAMTC-DCMFP-2000进行挤压近成形。挤压过程分为预成形和补压成形两个步骤，如图2a所示，首先由压板对型砂进行挤压预成形，然后由图2b中触头对型面进行补压2～12 mm，制备出长300 mm，宽100 mm，高H为140，180，220，260 mm的4种不同高度的梯度砂型。每种高度分别制作6种不同补压程度(2、4、6、8、10、12 mm)的梯度砂型，制作过程中砂型型腔由挤压成形机的阵列触头升降得到，填砂过程如图2c所示，砂坯如图2d所示，共计48块，其中24块用于切削力测试。

(a)砂型单面挤压 (b)型面补压

(c)型腔填砂 (d)砂坯图2 梯度砂型挤压成形原理及砂坯制备Fig.2 Principle of gradient sand mold extrusion forming and preparation of sand mold workblank

采用图3a所示 CAMTC-SMM3000S砂型数字化无模铸造精密成形机对试样进行切削，该机床专门为砂型切削设计，切削刀具为直径13 mm的金刚石平口双刃铣刀，取样位置为型面层，见图3b。为提高取样效率，对每组的6块砂型进行合并整体编程切削，得到透气性试样(图3c)和拉伸试样(图3d)。

(a)无模精密成形机 (b)试样切削

(c)透气性试样 (d)拉伸试样图3 试样制备Fig.3 Preparation of specimen

1.3 性能及砂型切削力测试

采用SQS-Ⅱ型智能型砂强度试验机和STD电动透气性测试仪分别对梯度砂型每层试样进行拉伸强度测试和透气性测试。

采用瑞士Kistler-9253B23切削力连续采集仪分别对140，180，220，260 mm 4种不同型腔深度砂型型面层进行连续10层(每层2 mm切削深度)切削力采集，如图4所示。将砂块夹紧固定在测力平台上，传感器对称分布在切削力测试平台四周，可测量x、y、z方向力和力矩。砂块加工过程中，刀具和砂块之间为作用力和反作用力，砂块固定在测力平台上，传感器直接测量刀具受力大小，经过数据采集仪和信号放大器传递给电脑进行处理，图4为砂型切削测力原理图。切削力采集过程如图5所示，参数设置如表1所示，最后用Python语言对720组数据进行处理，得到补压后切削力变化规律。

图4 切削力采集原理Fig.4 Principle for cutting force collection

图5 切削力采集过程Fig.5 Process of cutting force collection

表1 砂型切削力采集参数设置Tab.1 Parameter settings for sand cutting force collection

2.1 性能分析

图6所示为不同型腔深度砂型经过不同程度补压后型面层拉伸强度。相同型腔深度砂型，经过2～12 mm补压后砂型型面层的拉伸强度随补压距离的增加整体呈现上升趋势。相同的补压程度对不同型腔深度砂型的型面层强度影响不同，强度随型腔深度的增大而降低。这主要是由于砂粒为散体颗粒，与连续介质的刚体不同，散体颗粒间力的相互作用具有不连续性，压力在散体颗粒中传递时容易发散[13]，导致型腔深度较深时，型腔底部的砂粒受到力的作用不明显，仅靠单面挤压成形的砂型型面层紧实度低，强度低，容易损坏。260 mm型腔深度的砂型型面层经过2～12 mm的补压，强度从1.78 MPa提高到2.46 MPa，提高了38.2%，因此型腔深度较深时，进一步的补压可以有效提高砂型强度。140 mm型腔深度的砂型型面层在经过8 mm的补压后强度达到最大2.52 MPa，经过12 mm补压后拉伸强度出现了下降趋势，强度只有2.3 MPa。由于砂型型腔较浅，型面层接受到的力比较充分，紧实度较高，在经过12 mm补压距离后，型面层所受压力过大，出现了弹性变形，发生了回弹现象，砂粒间的黏结桥已不足以承载回弹力，一部分黏结桥发生了断裂，从而导致强度发生了降低。

图6 不同型腔深度砂型经过不同程度补压后型面层拉伸强度变化规律Fig.6 The tensile strength of the surface layer of sand molds with different cavity depth changes after different supplementary pressure distance

图7所示为不同型腔深度砂型经过不同程度补压后型面层透气性。相同型腔深度砂型经过2～12 mm补压后，砂型型面层的透气性随补压距离的增加整体呈现下降趋势，这与图6中强度的变化恰好相反。砂型腔型面的透气性对补压较敏感，260 mm深度型腔经过2～12 mm的补压，型面层透气性从145变化到95，减小了34.5%，而140 mm深度型腔，型面层透气性仅仅从93变化到76，减小了22.4%。透气性变化和强度变化并不一致，透气性没有出现因补压程度过大而降低的情况。透气性和拉伸强度出现不一致的主要原因是拉伸强度主要靠黏结桥的作用，而透气性主要受紧实度的影响，紧实度大，砂粒接触比较紧密，砂粒之间的空隙率变小，导致空气透出性变差。此外，从图7中140 mm深度型腔透气性变化规律中可看出，除了补压2 mm后透气性为93外，其余补压程度均导致透气性低于90，透气性比较差，不利于浇注过程中气体的逸出，在金属成形过程中比较容易出现气孔。

图7 不同型腔深度砂型经过不同程度补压后型面层透气性变化规律Fig.7 The permeability of the surface layer of sand molds with different cavity depth changes after different supplementary pressure distance

如图7所示,补压程度相同时，砂型型面层的透气性随型腔深度的增加而提高。补压程度为2 mm时，260 mm深度型腔型面层透气性比140 mm深度型腔提高56.7%，而经过12 mm补压后透气性仅提高25.5%。透气性的敏感性随补压程度的增加而降低。经过12 mm补压后砂粒间作用力较大，空隙率已经比较小，继续增加补压距离，空隙减小已不明显，透气性变化比较平缓。

2.2 切削力分析

经过信号漂移处理和x、y方向合力计算，得出型面层每层的切削力均值。如图8所示，型腔深度越小，补压程度越大，切削力越大，这主要是因为型腔深度较小时，随着补压程度的加大，砂型紧实度提高，相同体积内砂粒间黏结桥数量增多，砂型切削时需要破坏的黏结桥数量变多，切削力变大。型腔深度140 mm时，经过12 mm的补压，切削力最大达到了42.6 N，如表2所示。由表2可以看出，随着切削层数的增加，切削力逐渐减小，这主要是因为随着切削层数的增加，型面层较硬的部分慢慢被切除掉，砂型紧实度降低，相同体积内砂粒间黏结桥数量变少，砂型切削时需要破坏的黏结桥数量变少，切削力逐渐变小。如图8a所示，型腔深度140 mm时，经过2 mm的补压，型面层切削到第10层时，切削力从第一层的18.68 N减小到14.44 N，减小了22.7%。

(a)140 mm深度型腔

(b)180 mm深度型腔

(c)220 mm深度型腔

(d)260 mm深度型腔

图8 不同深度砂型补压后型面层每层切削力变化Fig.8 Change of cutting force in each layer of surface of sand molds with different cavity depth after supplementary pressure

表2 不同程度补压下140 mm型腔深度砂型型面层平均切削力变化Tab.2 Variation of average cutting force of surface layer for sand mold with 140 mm cavity depth under different supplementary pressure degree

此外，从图8中可以看出，补压12 mm后，型面层切削力明显大于补压2～10 mm的情况，呈现跳跃趋势，140 mm深度型腔经过12 mm补压后，切削力跳跃最明显，随着切削层数的增加，切削力下降也较明显。这侧面反映出，型腔深度越大，经过同种程度的补压后，型面层紧实度变化越小，从而导致同种程度的补压后型腔深度越大型面层黏结桥数量越少，切削力越小，变化程度也越小。型腔深度260 mm时，经过2 mm的补压，型面层切削到第10层时，切削力从第一层的10.77 N减小到9.47 N，减小了12.1%。表3所示为不同程度补压下260 mm型腔深度砂型型面层平均切削力变化。从图8中还发现，型腔深度越小，经过同种程度的补压后，型面层紧实度变化越大，相同体积下黏结桥变多，切削过程中需要去除的黏结桥变多，从而导致切削力变大，从表2、表3中可以看到，140 mm、260 mm深度型腔分别经过12 mm的补压后，第一层切削力分别为42.62 N和21.69 N，140 mm深度型腔切削力将近是260 mm深度型腔切削力的2倍。

表3 不同程度补压下260 mm型腔深度砂型型面层平均切削力变化Tab.3 Variation of average cutting force of surface layer for sand mold with 260 mm cavity depth under different supplementary pressure degree

如图8所示，当切削层深度达到20 mm(第10层)时，4种深度型腔的型面层都未出现切削力急剧下降现象，也就是型面层并未被切削掉，满足梯度砂型切削原则(型面层不能被切削掉)。考虑到型面层切削过程中总的去除厚度越小越好，提取了型面层总切削厚度为2 mm时的不同型腔深度不同程度补压时切削力变化规律，如图9所示，总切削厚度2 mm时的220 mm、260 mm型腔深度砂型型面层切削力比140 mm、180 mm型腔型面层切削力明显更小，这与不同砂型深度型面层拉伸强度规律保持一致。从切削力大小可以明显看出,220 mm、260 mm深度型腔型面层经过不同程度的补压后，力的变化比140 mm、180 mm型腔型更小。根据力的变化趋势规律，分别采用二次多项式对切削力进行拟合，可得

图9 总切削厚度2 mm时不同深度型腔经过不同程度补压后型面层切削力的变化规律Fig.9 The cutting force changing law of surface layer for sand molds with different cavity depth after different supplementary pressure when the total cutting thickness is 2 mm

y1=19.14-0.64x+0.22x2

(1)

y2=14.75+0.33x+0.14x2

(2)

y3=12.7-0.45x+0.12x2

(3)

y4=10.68+0.08x2

(4)

二次项系数分别为0.22、0.14、0.12、0.08，明显140 mm型腔深度砂型型面层随着补压程度的增加切削力变化较大。

文献[21]对普通树脂砂型切削的研究数据表明,当刀具半径为6.5 mm、转速为4500 r/min、进给速度为60 mm/s时，平均切削力为18.58 N。通过以上研究可知，梯度砂型型面层的紧实度应比普通树脂砂型紧实度大一些，因此切削力也会相应大一些，考虑到刀具磨损[23-24],保持切削力在20N左右，刀具磨损相对较小，此时机床振颤现象也不明显。当切削力为20 N时计算出各曲线横坐标，分别得到3.87,5，10.1,11.06 mm，即这些深度型腔砂型的最佳补压距离为3.87 mm、5 mm、10.1 mm、11.06 mm，对它们进行数据拟合，得出此时型面层最佳补压距离如图10所示，最佳补压距离与型腔深度近似成线性关系。

图10 不同深度型腔最佳补压距离Fig.10 Optimum distance of supplementary pressure for different cavity depth

2.3 型面层切削力验证

为进一步验证不同型腔深度砂型型面层的补压距离的准确性，制作了型腔深度为240 mm砂型，依据图10建立的公式，计算可得补压距离为10.9 mm。补压后进行了型面层切削力测试，将结果与220 mm、260 mm砂型补压10 mm时型面层每层切削力进行对比。如图11所示，第一层切削力为19.68 N，与20 N相差1.6%，此时刀具磨损相对较小，机床振颤现象不明显，符合预期。经过10层每层2 mm深度的切削力测试，切削力整体呈现线性下降趋势，符合型面层深度增加、紧实度降低导致切削力减小的规律，从第一层(型腔深度2 mm)的19.68 N下降到第10层(型腔深度10 mm)的16.09 N，降低了18.2%。作为对比参考，220 mm深度型腔补压10 mm的切削力降低了19.0%，260 mm深度型腔补压10 mm的切削力降低了18.6%，验证了砂型切削力的降低与220 mm和260 mm型腔砂型切削力变化范围相比在1%内。从切削力变化整体趋势看，240 mm砂型型面层切削力变化趋势与220 mm砂型型面层切削力趋势更贴近(第10层切削力差距最大为4.0%)，这主要是因为240 mm砂型型腔深度比260 mm型腔深度要小一些，补压程度10.9 mm比260 mm砂型的补压程度要大一些，导致此时型面的紧实度相比260 mm砂型型面要高一些。通过以上比较结果可知，240 mm砂型补压10.9 mm型面层切削力变化是符合预期的。

图11 不同深度型腔砂型经过不同程度补压后型面层每层切削力变化Fig.11 Cutting force changing of surface layer for sand molds with different cavity depth after different supplementary pressure

2.4 浇注试验结果

为验证梯度砂型的性能优越性，采用普通砂型和梯度砂型进行两组ZL114A的薄板(120 mm×60 mm×10 mm)浇注试验，于铸件中心处取样处理，并进行金相观察。图12所示为型面未补压和补压的砂型浇注的铸件金相组织。ZL114A铸造铝合金的组织主要由偏白的基体α-Al相、灰色点状及小条状共晶硅、黑色小骨骼状Mg2Si及杂质铁组成。如图12a所示，共晶硅组织团聚较大，分布不均匀，这些共晶硅相破坏了α-Al相的连续性，导致合金的力学性能下降，而图12b共晶硅组织团聚相对较小，分布较均匀，比未补压砂型铸件组织好，这是因为经过补压的梯度砂型型面层紧实度增加，导致型面热导率增加，密度增加；
由于物体蓄热能力与热导率、比热、密度相关，故补压后砂型型面层蓄热和导热能力得到增强[2]，浇注过程中加快了金属液凝固速率，提高了Si元素溶解度。

(a)未补压砂型 (b)补压梯度砂型图12 不同砂型浇注出的ZL114A铸件金相组织Fig.12 Microstructure of ZL114A aluminum alloy cast by different sand molds

(1)梯度砂型挤压成形过程中，不同深度型腔砂型的型面层经过2～12 mm的补压后，型面层强度得到提高，但是140 mm深度型腔补压12 mm后出现“过补压”现象，型面层强度出现转折。考虑砂型透气性越大越好，建议100 mm以内深度型腔梯度砂型不采用补压。

(2)通过型面层切削力测试发现，不同深度型腔经过不同程度补压后，型面层厚度不同，型面层补压程度越大，切削力越大。随着型面层切削层数的增加，力的传递效果逐渐变小，切削力变化逐渐平缓。

(3)保持切削力为20 N，得到了不同深度型腔砂型的最佳补压距离，并对240 mm深度型腔砂型的最佳补压距离10.9 mm进行验证，与220 mm深度型腔补压10 mm时候的切削力相近，试验结果验证了建立的切削力模型的正确性。

(4)优化补压距离后的梯度砂型的型面层紧实度得到提高，蓄热和导热能力增强，在金属成形过程中能够一定程度上加快金属液凝固速率，优化组织结构，从而提高铸件力学性能。