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摘要
汽車發(fā)動機的活塞是發(fā)動機中的主要配件之一，它與活塞環(huán)、活塞銷等零件組成活塞組，與氣缸蓋等共同組成燃燒室，承受燃氣作用力并通過活塞銷和連桿把動力傳給曲軸，以完成內燃發(fā)動機的工作過程。油氣燃燒所產生的熱由活塞的頂部所吸收，并傳至氣缸壁，而燃燒后氣體膨脹所產生的力量也必須經由活塞來吸收，活塞會把燃燒氣體壓力及慣性力經由連桿傳到曲軸上，利用連桿的作用將活塞的線性往復運動轉換曲軸的旋轉運動。
活塞的功用是承受氣體壓力，井通過活塞銷傳給連桿驅使曲軸旋轉，活塞項部還是燃燒室的組成部分?；钊诟邷亍⒏邏?、高速、潤滑不良的條件下1二作?；钊跉飧變纫院芨叩乃俣韧鶑瓦\動，且速度在不斷地變化，這就產生了很大的慣性力，使活塞受到很大的附加載荷?；钊谶@種惡劣的條件’卜工作，會產生變形并加速磨損，還會產生附加載荷和熱應力，同時受到燃氣的化學腐蝕作用?，F代的活塞設計主要有鑄造和鍛造兩種，而鑄造又比鍛造簡單便宜，但卻不及鍛造活塞能承受較大的熱度和壓力。由于活塞與活塞環(huán)都必須在高溫、高壓、高速及臨界潤滑的狀態(tài)’卜工作，因此長期以來，發(fā)動機設計者都為提供一個最佳的設計而不斷努力，進而可以從活塞方而來提高引擎的性能。
本文以捷達EA113汽油機的相關參數作為參考，對四缸汽油機的曲柄連桿機構的主要零部件進行了結構設計計算，并對曲柄連桿機構進行了有關運動學和動力學的理論分析與計算機仿真分析。
首先，以運動學和動力學的理論知識為依據，對曲柄連桿機構的運動規(guī)律以及在運動中的受力等問題進行詳盡的分析，并得到了精確的分析結果。其次分別對活塞組、連桿組以及曲軸進行詳細的結構設計，并進行了結構強度和剛度的校核。一再次，應用三維CAD軟件:Pro/Engineer建立了曲柄連桿機構各零部件的幾何模型，在此工作的基礎上，利用Pro/E軟件的裝配功能，將曲柄連桿機構的各組成零件裝配成活塞組件、連桿組件和曲軸組件，然后利用Pro/E軟件的機構分析模塊(Pro/Mechanism)，建立曲柄連桿機構的多剛體動力學模型，進行運動學分析和動力學分析模擬，研究了在不考慮外力作用并使曲軸保持勻速轉動的情況下，活塞和連桿的運動規(guī)律以及曲柄連桿機構的運動包絡。仿真結果的分析表明，仿真結果與發(fā)動機的實際工作狀況基木一致，文章介紹的仿真方法為活塞組的結構，優(yōu)化設計提供了一種新思路。
關鍵詞: 活塞 氣缸蓋 燃燒室 曲軸 慣性力 附加載荷
ABSTRACT
The piston of car motor is one of the main accessorieses in the motor ,it and the piston wreath ,piston sell etc .the spare parts constitute a piston set and cover with air cylinder etc. Constitute combustion room together , bear gas function the dint also sell through a piston and connect the pole motive song stalk to complete inside the work process of ran motor.the oil annoys the combustion produce of hot from the coping of piston absorb , and spread to air cylinder wall , and combustion empress thestrengh produced by air inflation have to also absorb through the piston , the piston will chase combustion air pressure and inertial dint through connect the spread to song stalk up , make use of connect the function of pole exercise the line back and forth of piston to convert revolving of song stalk sport.
The effect of piston bears air pressure , and sell to pass to connect a pole to order about song stalk to revolve through a piston , constituting of the piston a coping still a combustion room part .piston under the condition that heat ,high pressure , high speed , lubricate bad work . The piston is exercised with very high speed back and forth in the air cylinder , and speed at constantly variety , this produced very greatly inertial inertial dint and made the piston been subjected to very big of the affixture carry a lotus . The piston is under this bad condition work , will produce to transform and accelerate to wear away , also produce affixture to carry lotus and heat in response to the dint , be subjected to chemistry of the gas corrosion function in the meantime . Modern of the piston design to mainly have the foundry forging 2 kinds , but cast again than forging simple cheapness , but cannot compare with forging piston can bear bigger heat and pressure . Piston and piston wreaths have to work under the appearance of the heat , high pressure and high speed and the critical lubrication , therefore for long time , the motor designs all continuously make great effort for providing a design , then can raise the function of from the piston .
第一章 活塞的運行原理和工作條件
2.1 活塞的運行原理
汽車發(fā)動機的活塞是發(fā)動機的重要配件之一，它與活塞環(huán)，活塞銷等零件組成活塞組，與汽缸蓋等共同組成燃燒室，承受燃氣作用力并通過活塞銷和連桿把動力傳給曲軸，以完成內燃發(fā)動機的工作過程。油氣燃燒所產生的熱由活塞的頂部所吸收，活塞會把燃燒氣體壓力及慣性力經由連桿傳到曲軸上，利用連桿的作用將活塞的線性往復運動轉換成曲軸的旋轉運動。
活塞的功用是承受氣體壓力，并通過活塞銷傳給連桿驅使曲軸旋轉，活塞頂部還是燃燒室的組成部分。
2.2 活塞的機械負荷
在發(fā)動機的工作中，活塞承受的機械載荷包括周期變化的氣體壓力、往復慣性力以及由此產生的側向作用力。在機械在和的作用下，活塞各部位承受各種不同的壓力：活塞頂部動態(tài)彎曲應力；活塞銷座承受拉壓及彎曲應力；環(huán)岸承受彎曲及剪應力。此外，在環(huán)槽部及裙部還有較大的磨損。
為適應機械負荷，設計活塞時要求各處有適合的壁厚和合理的形狀，即在保證足夠的強度、剛度的前提下，結構要盡量簡單、輕巧，截面變化處的過度要圓滑，以減少應力集中。
2.3 活塞的熱負荷
活塞在氣缸內工作時，活塞頂面承受瞬間高溫燃氣的作用，燃氣的最高溫度可達2000°～2500°。因而活塞頂的溫度也很高?；钊粌H溫度高，而且溫度分布不均勻，各點間有很大的溫度梯度，這就成為熱應力的根源，正式這些熱應力對活塞頂部表面發(fā)生的開裂起了重要作用。
2.4 磨損強烈
發(fā)動機在工作中所產生的側向作用力是較大的，同時，活塞在汽缸中的告訴往復運動，活塞組與汽缸表面之間會產生強烈磨損，由于此處潤滑條件較差，磨損情況比較嚴重。
第二章 汽油機結構參數的選取
1.1 汽缸直徑的確定
根據設計任務書所提供的設計條件:
所一要設計的宇氣油發(fā)動機的排量為2.0L.
平均有效壓力： p=0.8～1.2Mpa
活寨平均速度： Cm<18m/s
根據內燃機學的基本公式：
Pe=Pe* Vs * i* n/30t
Vm=S * n/30
Vs=π*D2*S/4
其中Pe———為發(fā)動機的有效功率，
Pem———為汽缸的工作容積，依題為0.5L
i———為發(fā)動機的汽缸數目，依題為4
n———為發(fā)動機的轉速
vm———為活塞的平均速度，依題為<18m/s
S———為發(fā)動機活塞的行程
D———為發(fā)動機的行程數，依題為4
根據以上的條件帶入公式（1），（2），（3）得：
70=0.8*π*D2*S*4*（30*Cm/S)/30*4
計算化簡后取D=84mm S=90mm
帶回原式可以確定n=5500r/m所以基本參數得以確定。
缸徑行程比S/D
汽油機S/D的取值范圍為0.8～1.2
S/D=90/84=1.07
1.2 轉速n的確定
根據《內燃機設計》(楊連生)P2，汽油機轉速在2500-6000n/min之間
取n=5000r/m
活塞速度Vm=s*n/30=15m/s
符合活塞速度小于18m/s的要求
1.3 汽缸工作容積與升功率
氣缸工作容積Vs=πD2S/4=0.498L
由于平均有效壓力Pme范圍在0.8Mpa—1.2Mpa,取Pme=0.9Mpa。得
Pe =Pme*Vs*n*i/30τ=75Kw
氣缸工作容積Vs=πD2S/4=0.498L
升功率 PL=Pme*n/30τ=37.5KW/L
曲柄半徑于連桿長度之比λ=r/1的范圍在1/3～1/4之間，選取λ=0.3。又因曲柄半徑r=45mm所以桿長度為L=r/λ=45/0.3=150mm
1.4 缸心距的確定
由于汽油和干缸套的缸心矩Lo/D為1.12 -1.24所以初選Lo/D二1 .2，得Lo=84mm。
1.5 壓縮比與燃燒室容積Vc，總容積Va
壓縮比范圍為7一12，根據《內燃機學》（周保龍)P3O8，受爆燃限制，汽油機壓縮比
不超過10,取ε=9
則燃燒室容積Vc=Vs/(ε一1）62.3 mL
汽缸總容積Va=Vc+Vs=(62.3+498.5)=560.8mL.
第三章 活塞組的設計
活塞組包括活塞，活塞銷和活塞環(huán)等在汽缸里往復運動的零件，他們是發(fā)動機中工作條件最嚴酷的組件。發(fā)動機的工作可靠性與使用耐久性，在很大程度上與活塞組的工作情況有關。
3.1 活塞組的設計要求
（1）要選用強度好、耐磨、比重小、熱膨脹系數小、導熱性好、具有良好減磨性、工藝性的材料；
（2）有合理的形狀和壁厚。使散熱良好，強度、剛度符合條件，盡量減輕重量，避免應力集中；
（3）保證燃燒室氣密性好，竄氣。竄油要少又不增加活塞組的摩擦損失；
（4）在不通工況下都能保持活塞與缸套的最佳配合；
（5）減少活塞從燃氣吸收的熱量，而缸吸收的熱量則能順利地散走；
（6）在較低的機油耗條件下，保證滑動面上有足夠的潤滑油。
3.2 活塞的材料
根據上述對活塞設計的要求，活塞材料應滿足如下要求：
（1） 熱強度高。即在300～400°C高溫下任然有足夠的機械性能，使零件不致損壞；
（2） 導熱性好，吸熱性差。以降低頂部及環(huán)區(qū)得溫度，并減少熱應力；
（3） 膨脹系數小。是活塞與氣缸間能保持較小的間隙；
（4） 比重小。以降低活塞組的往復慣性力，從而降低了曲軸連桿的機械負荷和平衡配重；
（5） 有良好的減磨性能（即與缸套材料間的摩擦系數較小），耐磨、耐蝕；
（6） 工藝性好，低廉。
在發(fā)動機中，灰鑄鐵由于耐磨性、耐蝕性好、膨脹系數小、熱強度搞、成本低、工藝性好等原因，曾廣泛的被作為活塞材料。但近幾十年來，由于發(fā)動機轉速日益提高，工作過程不斷強化，灰鑄鐵活塞因此比重大和導熱性差兩個根本缺點而被逐漸被鋁基輕合金活塞所淘汰。
鋁合金的優(yōu)缺點于灰鑄鐵正相反，鋁合金比重小，約占有灰鑄鐵的1/3，結構重量僅占鑄鐵活塞的50～70%。因此其慣性小，這對高速發(fā)動機具有重大意義。鋁合金另一突出優(yōu)點是導熱性好，其熱導系數約為鑄鐵的3～4倍，使活塞溫度顯著下降。對汽油機來說，采用鋁活塞還為提高壓縮比、改善發(fā)動機性能創(chuàng)造了重要的條件。
共晶鋁硅合金是目前國內外應用最廣泛的活塞材料，即可鑄造，也可鍛造。還硅9%左右的亞共晶鋁硅合金，熱膨脹系數稍大一些，但由于鑄造性能好，適應大量生產工藝的要求，應用也很廣。
綜合分析，該發(fā)動機的活塞采用鋁硅合金材料鑄造而成。
3.3 活塞各部分尺寸
1 活塞高度H
H=1D
選擇H=84mm
2 活塞頭部的設計
設計要點
活塞頭部包括活塞頂和環(huán)帶部分，其主要功用是承受氣壓力，并通過銷座把它傳給連桿，同時與活塞環(huán)一起配合氣缸密封工質。因此，活塞頭部的設計要點是：
（1）保證它具有足夠的機械強度與剛度，以免開裂和產生過大變形，因為環(huán)槽的變形過大勢必影響活塞的正常工作；
（2）保證溫度不過高，溫差小，防止長生過大的熱變形和熱應力，為活塞環(huán)的正常工作創(chuàng)造良好條件，并避免頂部熱疲勞開裂；
（3）尺寸盡可能緊湊，因為一般壓縮高度H1縮短1個單位，整個發(fā)動機高度就可以縮短1.5～2個單位，并顯著減輕活塞重量。而H1則直接受頭部尺寸的影響。
壓縮高度的確定
活塞壓縮高低的選取將直接影響發(fā)動機的總高度，以及汽缸套、集體的尺寸和質量。盡量降低活塞壓縮高度是現代發(fā)動機活塞設計的一個重要原則，壓縮高度H1是有火力按高度h1、環(huán)帶高度h2、和上群尺寸h3構成的，即
H1=h1+h2+h3
為了降低壓縮高度，應保證強度的基礎上盡量壓縮環(huán)岸、環(huán)槽的高度及銷控的直徑。
（1） 第一環(huán)位置
根據活塞環(huán)的布置確定活塞壓縮高度時，首先須定出第一環(huán)的位置，即所謂火力岸高度h1。為縮小H1，當然希望h1盡可能小，但h1過小會使第一環(huán)溫度過高，導致活塞環(huán)彈性松弛、粘接等故障。因此火力岸高度的選取原則是：在滿足第一環(huán)槽熱載荷要求的前提下，盡量取得小些。一般汽油機h1=（0.06～0.12）D，D為活塞直徑，該發(fā)動機的活塞標準直徑D=80.985mm，確定火力高度為：
h1=0.09D=0.09x84=7.56
取h1=8mm
（2）環(huán)帶高度
為減小活塞高度，活塞環(huán)槽軸向高度b應盡可能小，這樣活塞環(huán)慣性力也小，會減輕對環(huán)槽側面沖擊，有助于提高環(huán)槽耐久性。但b太小，使制環(huán)工藝困難。在小型高速內燃機上，一般氣環(huán)高b=1.5～2.5mm，油高b=2～5mm。
該發(fā)動機采用三道活塞環(huán)，第一和第二稱之為壓縮環(huán)（氣環(huán)），第三道環(huán)稱之為油環(huán)。取b1=2mm,b2=2mm,b3=4mm。
環(huán)岸高度c，應保證它在氣壓力造成的負荷下不會破壞。當然，第二環(huán)岸負荷要比第一環(huán)岸負荷小的多，溫度也低，只有在第一環(huán)岸已破壞的情況下，它才可能被破壞。因此環(huán)岸高度一般第一環(huán)最大，其他較小。實際發(fā)動機的統(tǒng)計表明，c1=（0.04～0.05）D，c2=（1～2）b，汽油機接近下限。
則 c1=0.045D=4mm,
C2=1.5b1=4mm.
因此，環(huán)帶高度h2=b1+c1+b2+c2+b3=16mm。
（3）上裙尺寸
確定好活塞頭部環(huán)的布置以后，壓縮高度H1最后決定于活塞銷軸線到最低環(huán)槽（油環(huán)槽）的距離h1。為了保證油環(huán)工作良好，環(huán)在槽中的軸向間隙是很小的，環(huán)槽如有較大變形就會使油環(huán)卡主而失效。所以在一般設計中，選取活塞上裙尺寸一般應使銷座上方油環(huán)槽的位置處于銷座外徑上面，并且保證銷座的強度不至因開槽而削弱，同事也不致因銷座處材料分布不均引起變形，影響油環(huán)工作。
綜上所述，可以決定活塞的壓縮高度H1。對于汽油機H1=（0.35～0.6）D，所以
H1=0.6xD=0.6x84=50mm.
則 h3=H1-h1-h2=26mm.
3 活塞頂和環(huán)斷面
（1）活塞頂
活塞頂的形狀主要取決于燃燒室的選擇和設計。僅從活塞設計角度，為了減輕活塞組的熱負荷和應力集中，希望采用受熱面積最小、加工最簡單的活塞頂形狀，即平頂。大多數汽油機正是采用平頂活塞，由于EA1135V1.6L發(fā)動機為高壓縮比ε=9.3，因而采用近似于平頂的活塞。實際統(tǒng)計數據表明，活塞頂部最小厚度，汽油機為δ=（0.06～0.1）D，即δ=（0.08x84）=6.72mm。取δ=8mm?；钊斀邮艿臒崃?，主要通過活塞環(huán)傳出。專門的實驗表明，對無強制冷卻的活塞來說，經活塞環(huán)傳到氣缸壁的熱量占70～80%，經活塞本身傳到氣缸壁的占10～20%，而傳給曲軸箱空氣和機油的僅占10%左右。所以活塞頂厚度δ應從中央到四周逐漸加大，而且過度圓角r應足夠大，使活塞頂吸收的熱量能順利的被導致第二、三環(huán)，以減輕第一環(huán)的熱負荷，并降低了最高溫度。
活塞頭部要安裝活塞環(huán)，側壁必須加厚，一般?。?.05～0.1）D，取0.1D，厚度則為8mm，活塞頂于側壁之間應該采用較大的過渡圓角，一般取r=（0.05～0.1）D，取8mm。為了減少積碳和受熱，活塞頂表面應光潔，在個別情況下甚至拋光。復雜形狀的活塞頂要特別注意避免尖角，所以尖角均自習修圓，以免在高溫下熔化。
（2）環(huán)帶斷面
為了保證高熱負荷活塞的環(huán)帶有足夠的壁厚δ使導熱性良好，不讓熱量過多的集中在最高一環(huán)，起平均值為δ=(1.5～2.0)t、。正確設計環(huán)槽斷面和選擇環(huán)于環(huán)槽的配合間隙，對于環(huán)和環(huán)槽工作的可靠性于耐久性十分重要。槽底圓角一般為0.2～0.5mm?；钊h(huán)岸銳邊必須有適當的倒角，否則當岸部于剛壁壓緊出現毛刺時，就可能把活塞環(huán)卡主，成為嚴重的漏氣和過熱的原因，但倒角過大又可能使活塞環(huán)漏氣增加。一般該倒角為（0.2～0.5）x45°。
（3）環(huán)岸和環(huán)槽
環(huán)岸和環(huán)槽的設計以偶那個保持活塞、活塞環(huán)正常工作，降低機油消耗量，防止活塞粘著卡死和異常磨損，起環(huán)槽下平面應與活塞軸線垂直，以保證環(huán)工作時下邊于缸桶接觸，減小向上竄機油的可能性?；钊h(huán)側隙在不產生上述損傷的情況下越小越好，目前，第一環(huán)于環(huán)槽側隙一般0.05～0.1mm，二、三環(huán)適當小些，為0.03～0.07mm，油環(huán)則更小些，這有利于活塞環(huán)工作穩(wěn)定和降低機油消耗量，側隙去誒電腦該油環(huán)槽中必須設有回油孔，并均勻的布置再主次推力面?zhèn)?，回油孔對降低機油消耗量有重要意義，三道活塞環(huán)的開口間隙及側隙如表3.1所示：
表3.1 活塞環(huán)的開口間隙及側隙
活塞環(huán)
開口間隙/mm
側隙/mm
第一道環(huán)
0.20～0.40
0.05～0.09
第二道環(huán)
0.20～0.40
0.03～0.06
第三道環(huán)
0.25～0.45
0.03～0.06
活塞環(huán)的背隙Δ"比較大，以免環(huán)于草底圓角干涉。一般氣環(huán)Δ"=0.5毫米，油環(huán)的Δ"則更大些，如圖3.1所示。
（4）環(huán)岸的強度校核
在膨脹沖程開始時，在爆發(fā)力作用下，第一道活塞環(huán)緊壓在第一環(huán)岸上。由于節(jié)流作用，第一環(huán)岸上面的壓力p1比下面幾力p2大得多，不平衡力會在岸根產生很大的彎曲和剪切應力，當應力值超過鋁合金在其工作溫度下的強度極限或疲勞極限時，岸根有一可能斷裂，專門的試驗表明，當活塞頂上作用著最高爆發(fā)壓力pmax時, p1≈0.9pmax 。 p2≈0.2pmax ，如圖3.2所示。
已知pmax=4.5Mpa，則 p1≈0.9x4.5=4.05Mpa , p2≈0.2x4.5=0.9Mpa ,
圖3.1 環(huán)與環(huán)槽的配合間隙及環(huán)槽結構
圖3.2 第一環(huán)岸的受力情況
環(huán)岸是一個厚c1, 內外圓直徑為D’、D的圓環(huán)形板，沿內圓柱面固定，要精確計算同定而的應力比較復雜，可以將其簡化為一個簡單的懸竹梁進行大致的計算。在通常的尺寸比例下，可假定槽底(岸根)直徑D'=0.9D=0.8*84=67.2mm, 在槽深t'為：
t'=0.1D=0.1*84=8.5mm
于是作用在岸根的彎矩為
（p1-p2）*π(D2-D'2)t'/4*2=0.002pmaxD3
而環(huán)岸根斷面的抗彎斷面系數近似等于
C12π*0.9D/6=0.47c13D
所以環(huán)岸根部危險斷面上的彎曲應力
δ=0.0026pmaxD3/0.47c12D=0.055pmax(D/c1)2
=0.055x4.5x(84/3.64)2=1.23N/cm2。。。
同理得剪切應力為：
Τ=0.37pmaxD/c1=0.37x4.5x(84/3.64)=37.04N/cm2
結合成應力公式為：
δ=38.64N/mm2
考慮到鋁合金在高溫下的強度下降以及環(huán)岸根部的應力集中，鋁合金的許用應力[δ]=30～40N/mm2，δε<[δ],校核合格。
4 活塞裙部的設計
活塞裙部是指活塞頭部最低一個環(huán)槽以下的那部分活塞。活塞沿氣缸往復運動時，依靠裙部起導向作用，并承受山于連桿擺動所產生的側壓力N。所以裙部的設計要求，是保證活塞得到良好的導向，具有足夠的實際承壓面積，能形成足夠厚的潤滑油膜，既不因問隙過大發(fā)生敲缸，引起噪音和加速損傷，也不因問隙過小而導致活塞拉傷。
分析活塞在發(fā)動機中工作時裙部的變形情況。首先，活塞受到側壓力的作用。承受側向力作用的裙部表面，一般只是在兩個銷孔之間的弧形表面。這樣，裙部就有被扭偏的傾向，使它在活塞銷座力一向上的尺寸增大:其次，由于加在活塞頂上的爆發(fā)壓力和慣性力的聯合作用，使活塞頂在活塞銷座的跨度內發(fā)生彎曲變形，使整個活塞在銷座方向上的尺寸變大;再次，由于溫度升高引起熱膨脹，其中銷座部分因壁厚較其它部分要厚，所以熱膨脹比較嚴重。三種情況共同作用的結果都使活塞在工作時沿銷座方向漲大，使裙部截面的形狀變成為“橢圓”形，使得在橢圓形長軸方向上的兩個端而與氣缸間的間隙消失，以致造成拉毛現像。在這些因素中，機械變形影響一般來說并不嚴重，主要還是受熱膨脹產生變形的影響比較大。
因此，為了避免拉毛現象，在活塞裙部一與氣缸之間必須預先流出較大的間隙。當然間隙也不能留得過大，否則又會產生敲缸現象。解決這個問題的比較合理的方法應該使盡量減少從活塞頭部流向裙部的熱量，使裙部的膨脹減低至最小;活塞裙部形狀應與活塞的溫度分布、裙部壁厚的大小等和適應。
本文采用托板式裙部，這樣不僅可以減小活塞質量，而且裙部具有較大的彈性，可使裙部.與氣缸套裝配間隙減小很多，也不會卡死。
把活塞裙部的橫斷面設計成與裙部變形相適應的形狀。在設計時把裙部橫斷截面制成長軸是在垂直與活塞銷中心線力一向上，短軸平行于銷軸力一向的橢圓形。常用的橢圓形狀是按下列公式設計的:
Δ=(D-d)(1-cos2€)/4
式中D、d分別為橢圓的長短軸，如圖3.3所示。
缸徑小于100mm的裙部開槽的活塞，橢圓度(△)的大小，一般為△=0.1～0.25。
圖3.3 活塞銷裙部的橢圓形狀
（1） 裙部的尺寸
活塞裙部是側壓力N的主要承擔者。為保證活塞裙表面能保持住必要厚度的潤滑油膜，其表而比托q不應超過一定的數值。因此，在決定活塞裙部長度是應保持足夠的承壓面積，以減少比壓和磨損。
在確定裙部長度時，首先根據裙部比壓最人的允許值，決定需要的最小長度，然后按照結構上的要求加以適當修改。
裙部單位面積扭力(裙部比壓)按下式計算:
q=Nmax/DH2
式中：Nmax－－最大側作用力，由動計算求得，Nmax=2410.83N
D－－活塞直徑，mm；
H2－－裙部高度，mm。
取H2=0.46D=0.46X84=37.253mm
則 q=2410.83/(80.985x37.253)=0.799Mpa
一般發(fā)動機活塞裙部比亞值約為0.5～1.5Mpa，所以設計合適。
（2） 銷孔的位置
活塞銷與活塞裙軸線不相交，而是向承受膨脹側壓力的一面(稱為主推力面，相對的一面稱為次推力面)偏移了1～2mm，這是因為，如果活塞銷巾心布置，即銷軸線與活塞軸線相交，則在活塞越過上止點，側壓力作用力一向改變時，活塞從次推力面貼緊氣缸壁的一面突然整個地橫掃過米變到主推力面貼緊氣缸壁的另一面，與氣缸發(fā)生“拍擊”，產生噪音，有損活塞耐久性。如果把活寨銷偏心布置，則能使瞬時的過渡變成分布的過渡，并使過渡時刻先于達到最高燃燒托力的時刻，因此改善了發(fā)動機的工作平順性。
（3） 活塞銷座
1）活塞銷座結構設計
活塞銷座用以支承活塞，并由此傳遞功率。銷座應當有足夠的強度和適當的剛度，使銷座能夠適應活塞銷的變形，避免銷座產生應力集中而導致疲勞斷裂;同時要有足夠的承壓表面和較高的耐磨性。
活塞銷座的內徑d。=22mm，活塞銷座外徑d一般等了于內徑的1.4－1.6倍，取d=1 .5d0=33mm
活塞銷的彎曲跨度越小，銷的彎曲變形就越小，銷一銷座系統(tǒng)的工作越可靠，所以，一般設計成連桿小頭與活塞銷座開擋之間的間隙為4一5mm，但少當制造精度有保證時，兩邊共2一3mm就足夠了，取間隙為3mm。
2）驗算比壓力
銷座比壓力為：
q=PΣ/2d0(l-lp)=23.3Mpa<[q]
一般[q]<40～60Mpa。
3.4 活塞總尺寸
活塞總尺寸見下表：
名稱
數值
單位
壓縮高度取H1
42
mm
環(huán)帶高度h2
16
mm
火力岸高度h1
8
mm
總高度
84
mm
壁厚
8
mm
內圓直徑
68
mm
外圓直徑
84
mm
第一道環(huán)的環(huán)岸高度
4
mm
第二道環(huán)的環(huán)岸高度
4
mm
第一道環(huán)槽高度
2
mm
第二道環(huán)槽高度
2
mm
第三道環(huán)槽高度
4
mm
環(huán)槽深度
8
mm
活塞頂壁厚度δ
8
mm
活塞側壁厚度
8
mm
內部過渡圓角
8
mm
上裙尺寸h3
26
mm
活塞孔內徑
22
mm
第四章 活塞加工
活塞是比較復雜和精密的零件。加工時通常選擇活塞頭部內腔和止口為粗基準，裙部，底面和內置口為大多數工序的精基準，有時還要用外圓表面，銷孔及頂面作為精基準和定位基準。由于以內腔原棉作為粗基準來直接加工內口不方便，故第一工序先安排以內腔圓面為粗基準來粗車外圓面，第二工序則以外圓表面和頂面內壁定位，加工內止口和裙部底面，這樣可保證外圓表面和內腔之間的壁厚的均勻性及頂面的壁厚，并為后面的工序準備好定位基準。另外，內止口在夾具的短圓柱銷上定位時，為了保證最小間隙和定位精度，保證以后各工序加工表面之間的位置精度和加工余量的均勻性等，要求內置口孔徑要達到2級，活塞加工的工藝過程見下表
活塞加工的工藝過程
工序號
工序名稱
機床
10
粗車上口
車床
20
粗鏜銷孔
鏜床
30
粗切外圓，環(huán)槽及頂面
多刀車床
40
鉆油孔
多軸專用鉆床
50
去內腔毛刺
沙輪機
60
精車止口，打中心孔
專用機床
70
精車外圓并倒角
多刀車床
80
精鏜銷孔
金剛鏜床
90
切卡環(huán)槽
專用車床
100
車橢圓裙部
活塞橢圓車床
110
精車頂面
車床
120
挑渣吹凈
130
表面鍍錫
140
滾壓銷孔
立式鉆床
150
清洗
160
終檢
第五章 活塞鑄造方式的選取及優(yōu)缺點
5.1 鑄造方式的比較
關于活塞的制造方法前而也略提及，活塞的鑄造方式主要為鑄造。鑄造的種類很多，如何選取最合適的鑄造方式是關鍵，以下對凡種鑄造方式進行比較分析。
1.砂型
它適用于鑄造各種合金，但只適用于進行小批量的生產，而且表而粗糙度值過大。
2.熔模鑄造
適用于碳鋼、合金、有色金屬，但是適用于小于25Kg的復雜鑄件。
3.低壓鑄造
適用于有色金屬、中小鑄件，有時達數噸，適用于大批生產，對高要求的鋁、鎂合金都可以鑄造。
4.壓力鑄造
適用于有色金屬、中小鑄件，但難以鑄造內凹復雜的鑄件，也適用于大批量的生產。
5. 離心鑄造
適用于鑄鋼、鑄鐵、銅合金、中小件，最大達數噸，適用于中、大批量的生產。
6，擠壓鑄造
適用于有色金屬、鑄鋼、鑄鐵、3OKg以下的小件，大批量的生產，主要用于生產輕合金的薄板形鑄件?，F在有的活塞也用此種方法鑄造。
7.金屬型鑄造
適用于各種鑄造合金、中小件，有時達數噸，大批量生產，適用于高要求的鋁、鎂合金。
綜合上述，可知鑄造鋁合金只有低壓鑄造、金屬型鑄造和擠壓鑄造適用，但是低壓鑄造成本過高，而且本設計活塞的要求不是很高，而低壓鑄造比金屬型鑄造的過程復雜。另一方而擠壓鑄造(又稱液態(tài)模鍛)主要應用于直徑在200mm以上的大活塞，在個大、壁厚、用鋁多、凝固慢和相對批量較少的情況下，對于本設計的活塞不太適合。所以本設計采用金屬型鑄造。
金屬型鑄造工藝有許多優(yōu)點，但它是在高溫下工作的，如果單純用手工操作，體力勞動繁重，條件惡劣，不但生產率低，而且其優(yōu)點也不能充分發(fā)揮。如果采用機械化或自動化生產，這一工藝的優(yōu)點就得以體現了。
金屬型鑄造機由開合型機構、抽芯機構、頂出鑄件機構、傳動機構等部分組成。按照所需要的動力，金屬型鑄造機大致可分為手動金屬型鑄造機、氣動金屬型鑄造機、液壓傳動金屬型鑄造機三類。
5.2 鋁合金的鑄造方式的選取及優(yōu)缺點
由以上分析可知，鋁合金活塞的主要鑄造方式是采用金屬型鑄造。金屬型鑄造是將液體金屬用澆注法澆入金屬鑄型，以獲得鑄件的一種鑄造方法。由于鑄型是用金屬鑄成，可以反復使用多次(凡百次到幾·千次)，故又有永久型鑄造之稱.金屬型鑄造在技術上與經濟上有許多優(yōu)點和不足之處，優(yōu)點是:
1）金屬型鑄件的力學性能比砂型高。如侶合金鑄件，其抗拉強度平均可提高約25%，屈服強度平均提高約20%，這是由于鑄件在凝固時冷卻速度高的結果。由于同樣原因，鑄件表層結晶組織細密，形成“鑄造硬殼”，鑄件的抗蝕性能和硬度亦顯著提高。
2)鑄件的精度和表面粗糙度比砂型好，而且質量和尺寸穩(wěn)定。如金屬型產生的鑄件，其精度平均為7級，而砂型鑄件平均只能達到8級。
(3)鑄件的工藝收縮率高，液體金屬消耗量減少，一般為15%~30%
(4)不用型砂或少用型砂，一般可節(jié)約造型材料80%~100%相應減少型砂處埋和運愉設備，降低了車間粉塵含量，減輕環(huán)境污染，改善了勞動條件。
此外，金屬型鑄造的生產效率高，使鑄件產生缺陷的原因減少，工序簡單，易實現機械化和自動化。
其不足之處是:
(1)金屬型制造成本高。
(2)金屬型不透氣，鑄件在其中冷速大，而且無退讓性，易造成鑄件澆不足、開裂或鑄鐵件白口等缺陷，因此對用金屬型生產的鑄件要有選擇。
(3)金屬型鑄造時，鑄型的工作溫度、合金的澆注溫度和澆注速度、鑄件在鑄型中停留的時間，以及所用的涂料等鑄造工藝對鑄件的質量影響甚為敏感，故要求嚴格控制。
金屬型鑄造目前所能生產的鑄件，在重量和形狀方而還有一定的限制，如對黑色金屬只能是形狀簡單的鑄件;鑄件的重量不可太大;壁厚也有限制，較小的鑄件壁厚無法鑄出。
在決定采用金屬型鑄造時，必須綜合考慮下列各因素:鑄件形狀和重量大小必須合適，要有足夠的批量;金屬型的制造周期比木模的制作周期長，因此，對試件產品必須要有充裕的時間。
第六章 金屬型的設計
6.1 冒口的設計
金屬型鑄造同砂型鑄造一樣，設置冒口的主要目的就是補縮。避免鑄件出現縮孔與縮松等缺陷。金屬型鑄造冒口位置的確定，仍可以使用砂型鑄造時常用的結晶等溫法及內切圓法，找出鑄件上可能產生縮孔的熱節(jié)部位，在熱節(jié)處設置冒口。
1.1 冒口的作用
1)補充鑄件凝固中的體積收縮.防止或減輕鑄件的縮孔、疏松等缺陷;
2)調整鑄件在凝固過程中溫度的分布，控制鑄件朝順序凝固或同時凝固方式進行;
3)收集金屬液上浮的熔渣，熔化金屬液，排除型腔內的氣體，減弱氣墊反壓，減少鑄件的氣孔、澆不到等缺陷;
4)使?jié)沧⒉僮髡呖衫妹髅翱谟^察探測所澆入金屬液的充型情況。
1.2 設計冒口的原則
1)要保證冒口比鑄件被補縮部件(通常為肥大的熱節(jié)部位)凝固得晚.其設置位置要比被補縮部位高，冒口下無易凝固結殼妨礙或截斷液流流動的瓶頸，以確保冒口內的合金液能在重力作用下流人鑄件的已收縮部位;
2)冒口應有足夠大的體積，可容納足夠量的金屬液補充給鑄件的收縮部位的體積收縮;
3)對某些合金和結構形狀奇異、難解決縮孔、疏松缺陷的鑄件，還需把冒口與冷鐵和澆注系統(tǒng)配合起來使用，以增大鑄件的溫度梯度，住順序凝固的方式進行:
1.3 冒口的補縮原理
冒口的補縮作用不是孤立的，它與冒口本身的形狀和尺寸、鑄件的結構和形狀、澆入的合金特性、使用冷鐵的形狀和安放位置等因素均有密切的關系，鑄造工作者必須了解冒口的補縮原理及這些相關因素的影響，才能正確地設計和設置冒口，發(fā)揮其應有的作用。
保持冒口里金屬液在冒口與鑄件待補縮部位之間有暢通的補縮通道(流路)，是實現冒口作用的必要條件。這種補縮通道又因鑄件的結構形狀不同而異。板狀鑄件的補縮通道較寬闊，冒口的有效補縮距離也大;棒狀鑄件的補縮通道比較狹窄，冒口的有效補縮距離也小些。要保持金屬液(特別是結晶溫度間隔較寬的合金)有暢通的補縮通道，必須保證在鑄件的凝固方向上有較大的溫度梯度。配合使用的冷鐵，就在于增大此處鑄件與冒口方向的溫度梯度，使鑄件朝著有利于順序凝固的方向冷卻凝固，因此也擴大了冒口的有效補縮距離;同時，須保證要補縮的部位在冒口的有效補縮范圍(補縮距離)之內;鑄型型腔中的氣墊反壓大，會使冒口的補縮液的流動阻力增大，縮短冒口的有效補縮距離，降低其補縮效果。
1.4 冒口的形式與種類
金屬型冒口可以根據具體的情況設計成不同的形式與結構，按是否與大氣直接相通，可以分為明冒口與暗冒口，按位置的高低可分為頂冒口與側冒口，具體形式的特點見表：
冒口的種類與應用
種類
形式
應用
明冒口
明頂冒口
1.頂冒口應用最廣，形狀一般為圓形，因為在同等斷面時圓形周長最短，所以保溫良好。同時也與鑄件需要補縮形狀相仿，也便于補縮
2.為了使冒口的上端最后凝固，冒口的尺寸多設計成下小上大，由上到下成5到8度得斜度。在水平分型時，為了便于開型取件，才設計成下小上大，用涂料控制冷卻
3.冒口根部尺寸略小于鑄件尺寸，于鑄件圓角相連，并留有明顯的切割線
明側冒口
1.鑄件厚大部位處于鑄型中，下部，鑄件頂部不便于設置頂冒口的情況下才設置側冒口。側冒口金屬液的消耗量比頂冒口大
2.根部形狀一般與鑄件形狀相仿，但盡可能為圓形或橢圓形
3.博壁，板行鎂合金件垂直澆注時，為了消除鑄件中縮松的缺陷也常設置側冒口
暗冒口
暗頂冒口
鑄件熱節(jié)部位不便于設置明冒口，而在該處又必須補縮的情況下，才設置暗冒口
暗側冒口
1.5 冒口尺寸的確定
冒口的尺寸大小可按熱節(jié)圓的直徑來確定，一般情況下參考下列公式即：
明冒口： D=(1.2～1.5)d
D=10mm
暗冒口： D=(1.2～2)d
D=10mm
D為冒口根部直徑；d為鑄件熱節(jié)圓直徑。
熱節(jié)圓直徑大、補縮條件好的情況下，冒口尺寸取下限;熱節(jié)圓直徑小或補縮條件差的情況下，冒口尺寸取上限。當鑄件熱節(jié)所處的高度不大，而水平尺寸較大，要求冒口有橫向補縮作用時，計算公式為D=（2～4)d。
冒口高度計算參考公式如下。
頂冒口:H =(0.8～1.5）D
H=30mm
側冒口:H=(2~3)D
H=50mm
暗冒口:H =（1.2一2)D
H=30mm
式中，H為冒口高度，D為冒口根部直徑。
冒口高度太低，補縮效果不好;太高則金屬消耗多，并可能引起內澆道過熱。直徑較大的冒口，在補縮條件好的情況下，高度取下限。冒口的直徑不宜過小也不宜過大，太大的冒口會使鑄件靠冒口處產生縮松，當冒口的位置與鑄件分不清時，應設計冒口切割線。
在活塞冒口的設計中結合以上經驗，再根據活塞自身的特點，將冒口設置
成為暗冒口，并根據公式進行了尺寸計算。
6.2 澆注系統(tǒng)的設計
金屬型的澆注系統(tǒng)由澆口杯、直澆道、橫澆道、內澆道等部分組成。小型鑄件的金屬型一般不設澆口杯，有時為了澆注方便，直澆道上部加大。直澆道斷而最好是圓的，這樣可以避免熱量的散失和氣體的卷入，垂直直澆道由于幾金屬液對底部的沖擊比較大，所以高度一般不超過150mm;斜澆道的高度一般不超過250mm。橫澆道起緩沖、穩(wěn)流和擋渣的作用，并將金屬液分配給內澆道，但是金屬型往往受分型而的限制，除水平分型外，有的澆注系統(tǒng)不設橫澆道，內澆道的大小、形狀與位置直接影響鑄件的質量，設計內澆道時應考慮鑄型熱量的分布、合金液在型腔中流動平穩(wěn)、操作方便等因素。從熱分析的角度考慮，內澆道的寬度與厚度比應大于3，比例越大熱分析越均勻。從工藝簡單的角度來考慮，內澆道盡量開在分型而上。在設計活塞的澆注系統(tǒng)時就充分的考慮到這些要求，以使工藝簡單化，盡量符合現代生產的要求。
根據金屬型鑄造的某些特點，在設計澆注系統(tǒng)時須注意下而凡點:首先，金屬型澆注速度大，超過砂型約20%;其次，在液體金屬充型時，型腔里的氣體要能順利排除，其流向應盡可能與液流方向一致，順利地將氣體擠向冒口或出氣冒口;此外，應注意使液體金屬在充型時流動平穩(wěn)，不產生渦流，不沖擊型壁或型芯，更不可產生飛濺。
金屬型的澆注系統(tǒng)一般分為頂注式、底注式和側注式三種。
1）頂注式
鑄件溫度分布較合理，有利于順序凝固，可減少金屬液的消耗，但金屬液流動不平穩(wěn)，易進渣，鑄件高時易沖擊型腔底部和型芯。若用于澆注鋁合金件，一般只適用于鑄件高度小于100mm的簡單件。
2.）底注式
金屬液流動較平穩(wěn)，有利于排氣，但溫度分布不合理，不利于鑄件順序凝固。
3） 側注式
兼有上述兩種的優(yōu)點，金屬液流動平穩(wěn)，便于集渣、排氣等，但金屬液消耗大，澆口清理上作量大。
金屬型澆注系統(tǒng)的結構與砂型鑄造基本相似，但由于金屬型壁不透氣，異熱能力強，因此要求澆注系統(tǒng)結構能有利于降低金屬液流速，流動平穩(wěn)，減少其對型壁的沖刷，除應保證型腔內氣體有充裕的時間排除外，還應保證在充型過程中不得產生噴濺。如澆注鋁合金時，直澆道可作成斜彎澆道或者蛇行澆道。
澆道的尺寸既要保證鑄件質量，.又要求金屬液消耗量和鑄件清理一作量最小。要做到這些，一般可用計算或憑經驗確定，然后再經過生產驗證，就可得出較合理的尺寸。
關于飛澆注系統(tǒng)最小截而積的計算，可以利用砂型鑄造中的計算公式，由于金屬型鑄件比砂型鑄件冷卻快，根據經驗，澆注時間一般比砂型減少20%、約%，使金屬液在型腔內快速上升。由于澆注的合金不同，澆注系統(tǒng)的尺寸也有區(qū)別。
在這里，我們采用鋁合金活塞常采用的澆注方式:側注式。因為第一次設計澆注系統(tǒng)，對其本身還有很多不了解的地方，所以就沒有采用斜彎澆道或者蛇行澆道，而采用了直澆道，以使設計得到簡化。
6.3 金屬型的設計
分型面形式一般有垂直、水平和綜合分型(垂直、水平混合分型或曲而分型)三種。在選擇分型方案時，必須從多方而比較，從而找出最合理的方案。選擇分型而的原則如下。
(1)為簡化金屬型結構，提高鑄件精度，對形狀較簡單的鑄件最好都布置在半型內，或大部分布置在半型內。
(2)分型而數目應盡量少，保證鑄件外形美觀，鑄件出型和下芯方便。
(3)選擇的分型而應保證設置澆冒口方便，金屬液充型時流動平穩(wěn)，有利于型腔里的氣體排出。
(4)分型而不得選在加工基準面上。
(5)盡量避免曲而分型，減少拆卸及活塊數量，因曲而分型及采用活塊不僅使金屬型制造復雜，壽命縮短，而且降低生產率。
3.1 金屬型的主要結構形式及應用
金屬型的主要結構形式及應用，見下表：
整體金屬型
澆出來的鑄件沒有分型面，保證了鑄件的尺寸精度，適于從鑄型中方便取出簡單鑄件，所以受到一定的限制
鉸鏈式金屬型
不用鑄造機，操作方便，要求鑄件外形不阻礙兩個半型圍繞軸心做弧形運動，適于圓形或類似于圓形鑄件
半開式金屬型
金屬型的一半固定在通用或專用的工作臺上，另一半做開型動作，鑄件往往留在固定的半型中，由于取出鑄件較難，應用較少
對開式金屬型
無通用鑄造機，僅安裝在鑄件平臺上澆注，適合于中等復雜的小鑄件，這種鑄型，外郭尺寸一般不大于220mmX150mmX80mm，型壁做出減輕孔
用于在齒條傳動式鑄造機上鑄造小型，簡單，多品種成批生產的鑄件，鑄型結構簡單，常采用鑄造毛呸
用于電動，氣動 ，液壓鑄造機上鑄造大型，復雜鑄件，鑄型結構復雜程度取決于鑄件的復雜程度，采用鑄造毛培
鑄件形狀簡單，便于加工，安裝在通用的金屬型鑄造機上，適用于多品種成批生產的中，小復雜及簡單鑄件
水平分型金屬型
適用于表面較大的圓盤型鑄件，鑄型一般以底部為基礎上下開合，一般需要頂出機構取件。復雜鑄型用鑄件毛培，簡單的可鍛造毛培
根據活塞零件的結構形式，本次設計中選擇對開式金屬模，這既方便取模，又符合現代生產的要求。
3.2 金屬型的結構設計
(1)金屬型壁厚的確定 金屬型的壁厚是綜合考慮金屬型強度、剛度、質量及對鑄件的冷卻速度來決定的。由于影響因素太多，現在還沒有一個可靠的計算方法來確定不同條件下最適合的金屬型壁厚，可查閱《鑄模手冊》里介紹的經驗數據。
(2)型體與底座的設計型體、底座的三維設計圖分別如下圖所示。
底座
型側
金屬型型腔尺寸的計算，除了鑄件公稱尺寸及偏差外，還應考慮合金從固相線冷卻到室溫的收縮，涂料和金屬型材料從室溫升至預熱澆注溫度的膨脹率。其計算公式為:
Ax=[Ap+Apk+δ]+△Ax
式中，Ax為型腔尺寸，mm；鑄件的平均尺寸，mm;K為綜合收縮率，%;6為涂料厚度，mm;△Ax為型腔尺寸制造公差，mm。
綜合收縮率K包括鑄件的收縮率和金屬型的膨脹率。小型鑄件金屬型設計是K值常取1%，涂料的厚度每邊為0. 1～0.3 mm}鑄件凹處取正值，凸處取負值，金屬型型腔尺寸制造公差△Ax按《鑄模手冊》選取。
(3)型芯的設計金屬型芯的特點如下。
①采用金屬型芯時鑄件的冷卻速度快，鑄件的結品組織細致、均勻。
②鑄件尺寸穩(wěn)定、表而粗糙度低。
③減少了制造砂芯或殼芯的上藝裝備和工序。
④內腔復雜的鑄件可與砂芯或殼芯同時采用，否則會增加金屬型芯的復雜性，給制造和澆注帶來困難，甚至無法取出型芯。
金屬芯的設計原則如下。
①不影響零件使用和外觀的情況下，應按鑄件圖給出足夠的鑄造斜度。對留有加土余量的鑄造表而，其鑄造斜度可適當放大，以利于型芯的抽拔。
②型芯的定位要很準確，一學向要可靠，保證型芯移動時不產生歪斜，以免拉傷鑄件。金屬芯的定位長度，不僅與型芯直徑大小有關，’而且與型芯上作而深度(與金屬液接觸部分)型芯固定形式等多種因素有關，如果是活動型芯，則型芯的定位長度就較長些。
③在能方便抽拔型芯的情況下，應盡量減少型芯的數量。這樣可以簡化操作，提高鑄件的質量。
④型芯的結構應考慮制造與加工的方便。
⑤圓形金屬芯的直徑在,50mm以上時，應制成空心，壁厚取12一20mm，大型金屬芯壁厚按金屬型的壁厚來計算。
⑥組合金屬芯，當鑄件內形阻礙型芯取出時，金屬芯可以制造成順序抽拔形。
3.3 金屬型的排氣系統(tǒng)設計
金屬型設計中一定要注意排氣系統(tǒng)的設計，因制作金屬芯的材料本身不透氣，排氣系統(tǒng)如果設計不當就會使鑄件產生冷隔、澆不足、外形輪廓不清晰和氣孔等鑄造缺陷。設計時一般應注意以下的問題。
（1）在確定鑄件在金屬型中的位置井擬定澆注系統(tǒng)時，必須要考慮金屬液的充型過程，使其有利于將型腔中澆注時卷入的氣體和揮發(fā)物所產生的氣體排出。
（2)開設排氣孔。一般是在金屬型最后充滿處開設直徑為1～5mm的圓形排氣孔。
(3)開設排氣槽。在分型而或活塊的結合面上開設扁縫型排氣槽，其深度為h，對于鑄鐵和鑄銅一般為0.25mm，對于鋁、鎂合金一般為0.5mm，扁縫寬度為8~15mm,深度為}0.3～1.0mm，間距一般為10mm。
3.4 金屬型的導向與定位
金屬型合型時，要求兩半型定位準確，一般采用兩種辦法:定位銷定位和“止口”定位。對于上下分型，而分型面為圓形時，可采用“止口”定位;而對于矩形分型而大多采用定位銷定位，定位銷應設在分型而輪廓之內。
當金屬型本身尺寸較大，而自身的重量也較大時，要保證開合型定位方使。結合此活塞的結構，其導向部分是在底座上開有燕尾槽，’而在模體上設有和燕尾槽相配合的軌道。為了使模體在底座上滑行平穩(wěn)，將做出兩道平行的燕尾槽。
3.5 金屬型的鎖緊機構
對手工操作的金屬型，合型后，為防止液體金屬進入分型而，需采用鎖緊機構。其中鎖緊機構有:摩擦鎖緊、楔銷鎖緊、偏心鎖緊、插銷鎖緊、斜銷鎖緊、套鉗鎖緊等。其中插銷鎖是鉸鏈式金屬型的固定支點，偏心鎖是生產中應用較多的形式。所以在制作活塞金屬型的鎖緊機構的時候就采用了偏心鎖緊機構。
3.6 金屬型材料的選擇
從金屬型破壞的原因分析可以看到，制造金屬型的材料，應滿足下列要求:耐熱性和導熱性好，反復受熱時不變形、不破壞:應具有一定的強度、韌性及耐磨性;機械加上性好。
在實際生產中，灰鑄鐵金屬型用的最廣泛，因鑄鐵的加工性能好，廉價，一般工廠均能自制;井且它又耐熱、耐磨，是一種較合適的盒屬型材料。只有在制作要求