武永紅，齊會萍，李永堂，常耀東

(太原科技大學 a.機械工程學院，b.金屬材料成形理論與技術山西省重點實驗室，太原 030024)

軸承圈套、法蘭、齒圈等環(huán)形零件是廣泛應用于裝備制造業(yè)的關鍵基礎結構件。目前環(huán)件生產(chǎn)的主流工藝為基于鍛坯的熱輾擴工藝，工藝流程為冶煉、澆注鋼錠、鋼錠開坯、下料、鐓粗、沖孔、熱輾擴成形，后續(xù)熱處理和機加工，該工藝流程長，材料浪費較嚴重，能源消耗高，不利于實現(xiàn)綠色制造。近年來，一種生產(chǎn)環(huán)形零件的短流程鑄輾復合成形新型工藝被提出[1]，工藝流程可簡化為鑄造環(huán)坯、加熱、熱輾擴成形、熱處理和機加工，該工藝具有高效、節(jié)能、節(jié)材等優(yōu)點，具有廣闊的應用前景。為熱輾擴提供高質(zhì)量無缺陷的環(huán)形鑄坯，在熱輾擴過程中消除鑄造缺陷、細化組織，確保形/性一體化協(xié)調(diào)控制，成為該工藝成功實現(xiàn)的關鍵。眾多學者[2-7]就高質(zhì)量鑄坯的冶煉、鑄造凝固理論、鑄造工藝以及基于鑄造環(huán)坯的熱輾擴塑性變形條件、裂紋控制、晶粒細化和組織演變機理、工藝參數(shù)對成形件質(zhì)量的影響等進行了深入研究，并進行了工業(yè)試驗，取得了良好效果。

為了進一步簡化流程、提高效率和節(jié)約能源，提出了環(huán)件的鑄輾連續(xù)成形新型工藝[8]，工藝流程為合金冶煉、離心鑄造環(huán)坯、高溫出模、補熱均熱、熱輾擴成形、熱處理和機加工，該工藝讓鑄坯在接近輾擴的溫度范圍出模，并主要利用高溫出模的余熱直接進行熱輾擴?，F(xiàn)有研究表明，溫度加載速率會顯著影響材料的局部應力，是裂紋形成及其擴展的重要因素[9-10]。環(huán)坯在高溫出模時本身溫度分布不均勻，出模后又與空氣存在溫差，不均勻冷卻可能導致環(huán)坯出現(xiàn)應力/應變集中，嚴重時產(chǎn)生變形、開裂、相變等問題，無法進行后續(xù)輾擴，而環(huán)坯壁厚是影響溫度分布及其冷卻速率的關鍵因素之一，因此研究環(huán)坯壁厚對高溫出模坯環(huán)應力應變的影響，對預測裂紋發(fā)展趨勢，確保環(huán)坯質(zhì)量、工藝成功實現(xiàn)具有重要意義。

隨著計算機技術的發(fā)展和大型模擬軟件的應用，新工藝開發(fā)和研究初期，對工藝過程進行數(shù)值模擬成為工藝設計不可或缺的重要輔助手段，采用數(shù)值模擬可避免進行工業(yè)試驗帶來的不必要的經(jīng)濟浪費，節(jié)省人力、物力、節(jié)約生產(chǎn)周期、降低生產(chǎn)成本。據(jù)文獻[11]統(tǒng)計，模擬仿真可提高產(chǎn)品質(zhì)量5～15倍，增加材料出品率25%.環(huán)件的鑄輾連續(xù)成形工藝作為一種全新的環(huán)件生產(chǎn)工藝，模擬研究對確保工業(yè)試驗的產(chǎn)品質(zhì)量和鑄造缺陷控制非常重要。

本文以軸承常用材料42CrMo鋼為研究對象，采用Procast鑄造模擬軟件，通過不同壁厚的鑄造環(huán)坯在高溫出模前和出模后的熱力耦合模擬，分析了采用不同壁厚環(huán)坯時，在高溫下出模對鑄造環(huán)坯表面裂紋及邊角部裂紋的影響，進而提出了避免裂紋的有效措施，該研究可為新工藝實現(xiàn)提供重要參考。

1 鑄造工藝方案及工藝參數(shù)

1.1 工藝方案

采用短流程鑄輾連續(xù)成形工藝生產(chǎn)環(huán)件，對鑄造質(zhì)量提出了更高要求。離心鑄造具有金屬液消耗低、組織致密、缺陷少、綜合機械性能好等優(yōu)點，特別適合環(huán)件生產(chǎn)。通常對于套筒類鑄件，當高度h<500 mm，且高徑比h/D<1時，宜采用立式離心鑄造[12]，而金屬型的離心鑄造，由于金屬型導熱能力強，吸收鑄件釋放能量大，鑄件冷卻速率快，有利于組織細化和提高環(huán)坯質(zhì)量，因此本研究采用金屬型立式離心鑄造。

模擬中選用軸承常用材料42CrMo鋼，主要化學成分(質(zhì)量分數(shù))為：C(0.44%)，Mn(0.72%)，Mo(0.22%)，Cr(1.13%)，Si(0.28%)，S(0.035%)，P(0.035%)，其余為Fe.

為了比較不同壁厚環(huán)坯高溫出模時對裂紋形成的影響，本文以Φ638 mm×Φ300 mm×190 mm(對應壁厚169mm，R(外)/R(內(nèi))=2.12)環(huán)坯為基礎，保持環(huán)坯外徑和高度尺寸不變，僅改變環(huán)坯內(nèi)徑尺寸，分別取內(nèi)徑為438 mm、518 mm(對應壁厚100 mm，R(外)/R(內(nèi))=1.46和壁厚60 mm，R(外)/R(內(nèi))=1.23)的兩個壁厚相對較薄的環(huán)坯進行了研究。

1.2 主要工藝參數(shù)

1.2.1澆注速度

模擬中，澆注速度初步通過澆注時間由Procast軟件根據(jù)澆注入口面積和充型體積自動求得。澆注時間根據(jù)壁厚推進速率求得，壁厚推進速率一般為0.5～3 mm/s[13]，取推進速率為3 mm/s，由軟件自動求得澆注速率為100 mm/s.

1.2.2澆注溫度

一般澆注溫度取合金熔點以上100～150 ℃.將42CrMo鋼成分輸入Procast軟件材料模塊，得到42CrMo鋼在給定成分下的固相線溫度為1 422 ℃.模擬中澆注溫度取為1 560 ℃.

1.2.3鑄型預熱溫度

采用金屬型立式離心鑄造，為避免液態(tài)金屬快速冷卻產(chǎn)生冷隔、澆不足和夾雜等鑄造缺陷，減輕鑄型承受的沖擊應力，延長使用壽命，澆注前需對金屬型進行預熱。一般來說，金屬型預熱溫度不應低于150 ℃，但也不能太高，太高將使結晶組織粗大，降低金屬型使用壽命。模擬中鑄型預熱溫度取為200 ℃.

1.2.4鑄型轉(zhuǎn)速

選取轉(zhuǎn)速時應保證離心力充足，鑄件組織致密，鋼液中夾雜物和渣層能上浮至鑄件內(nèi)表面。本模擬選用重力系數(shù)法初步計算離心轉(zhuǎn)速。

(1)

式中：n為離心轉(zhuǎn)速，r/min；G為重力系數(shù)，G=20～75；R為鑄件內(nèi)半徑，m.

對于R(外)/R(內(nèi))>2壁厚的環(huán)件，公式中半徑取內(nèi)外半徑平均值，模擬中取G為30，計算得鑄型轉(zhuǎn)速約為336 r/min.

2 模型建立及模擬設置

2.1 物理模型

采用三維造型軟件建立鑄件、澆道和鑄型實體模型，輸出保存為*.x_t格式文件，導入Procast軟件Meshcast模塊進行網(wǎng)格劃分，為提高效率、節(jié)約內(nèi)存，鑄件采用細小網(wǎng)格，鑄型采用粗大網(wǎng)格，最后用Booleam或Assemble進行實體裝配。

2.2 模擬參數(shù)

溫度場模擬，采用Procast軟件中Lever定律模型。應力場模擬，采用彈塑性力學模型，模擬時考慮了鑄型自身硬度對合金液膨脹與收縮阻礙作用。金屬型退讓性差，假設其完全剛性，只參與接觸計算，不做應力計算。所需性能參數(shù)參見文獻[14-15].

2.3 初始和邊界條件設置2.3.1 初始條件

設置鑄件初始溫度為1 560 ℃；鑄型初始溫度為200 ℃；鑄型轉(zhuǎn)速為336 r/min.

2.3.2型內(nèi)溫度場和應力場邊界條件

溫度場導熱邊界條件，內(nèi)部單元采用第一類邊界條件，規(guī)定邊界溫度值；邊界單元采用第三類邊界條件，規(guī)定界面?zhèn)鳠嵯禂?shù)。設置澆注速度為100 mm/s.鑄型外表面采用空冷。鑄件和鑄型間界面?zhèn)鳠嵯禂?shù)為1 000 W/(m2·K).

充型模擬結束后，進行熱-應力場耦合模擬。選取42CrMo材料域，去掉溫度場模擬邊界條件澆注速度和澆注溫度，提取充型結束后的溫度場作為應力場模擬的初始溫度條件。設置應力計算臨界固相率為0.5.在界面換熱系數(shù)處理上計入空氣間隙形成，自動對界面?zhèn)鳠嵯禂?shù)進行修正。

2.3.3型外溫度場和應力場邊界條件

型內(nèi)模擬結束后，將鑄型、澆道等多余材料域移去，保留環(huán)件材料域，提取出模前溫度場與應力場作為出模后環(huán)件模擬初始條件。定義環(huán)件輻射率為0.9，環(huán)境溫度為30 ℃.

3 模擬結果及分析

鑄件在凝固后的冷卻過程中，如果鑄造拉應力/應變超過材料的強度極限/臨界應變將形成裂紋。在鑄型內(nèi)，鑄造應力主要有熱應力、組織應力和機械阻礙應力。熱應力是鑄件的各部分在冷卻過程中由于冷卻速率不同，收縮量不同、收縮受阻而產(chǎn)生的應力，其大小與鑄件由塑性狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閺椥誀顟B(tài)的各部分溫度差成正比[16]。組織應力是材料發(fā)生相變，體積產(chǎn)生膨脹或收縮而相互約束所引起的應力。在鑄件的冷卻過程中，熱應力為拉應力，而組織應力為壓應力[17]。機械阻礙應力是鑄件受鑄型約束而產(chǎn)生的臨時應力，一旦出模，臨時應力隨即得到釋放。

出模后的高溫環(huán)坯，產(chǎn)生的應力/應變主要是熱應力/應變，下面重點分析熱應力/應變對裂紋形成的影響。

對于環(huán)坯Φ638 mm×Φ300 mm×190 mm，分析時取三個典型位置節(jié)點如圖1.對于環(huán)坯Φ638 mm×Φ438 mm×190 mm和Φ638 mm×Φ518 mm×190 mm，外表面和邊節(jié)點取和169 mm壁厚環(huán)坯的相同位置，定義為位置1和位置2，內(nèi)表面沿169 mm壁厚環(huán)坯的位置3與環(huán)坯回轉(zhuǎn)軸垂直的徑向方向，取與環(huán)坯內(nèi)表面相交的位置作為位置3.

圖1 模擬節(jié)點位置Fig.1 Position of simulated nodes

3.1 出模前型內(nèi)模擬結果及分析

圖2為不同壁厚環(huán)坯出模前的溫度場和應力場模擬結果。

由圖2可見，環(huán)坯在冷卻初期，外表面因金屬型激冷而快速冷卻，溫度快速降至1 300 ℃左右，邊節(jié)點受金屬型激冷和邊角部效應共同影響，溫度以更快速度降至1 200 ℃左右，較快的冷卻速率使得表面及邊角部急劇收縮，產(chǎn)生拉應力和應變也快速增加。內(nèi)表面節(jié)點在冷卻初期因散熱較差，開始凝固較晚，冷卻速率相對較慢，內(nèi)表面處溫差相對較小，應力和應變增加緩慢。此后外表面節(jié)點和邊節(jié)點由于金屬型溫度升高以及內(nèi)部高溫熱傳導作用，冷卻速率減慢，內(nèi)表面節(jié)點則與先前降溫較大節(jié)點形成較大溫差，冷卻速率提高，尤其是較薄壁厚的環(huán)坯，導致應力和應變快速增加。

圖2 型內(nèi)不同壁厚環(huán)坯典型位置模擬結果Fig.2 Simulation results of typical position of ring blank with different wall thicknesses in mold

壁厚169 mm的環(huán)坯，壁厚蓄熱量大，整體冷卻速率較小，應力和應變均較小。壁厚100 mm的環(huán)坯，隨冷卻進行，各節(jié)點溫度分布更加均勻，冷卻速率緩慢，除內(nèi)表面節(jié)點由于開始冷卻速率稍大，導致應變發(fā)展較快外，其余部位節(jié)點的應力和應變發(fā)展都比較平緩。壁厚60 mm的環(huán)坯，壁薄散熱好，邊節(jié)點冷卻速率快，應力增加大，而內(nèi)壁降溫快，其應變增加大，容易超過形成裂紋的強度極限/臨界應變而產(chǎn)生裂紋。內(nèi)壁的快速冷卻使其很快與外壁溫度趨于一致，環(huán)坯趨于均勻冷卻。

3.2 出模后型外模擬結果及分析

鑄造42CrMo環(huán)坯高溫拉伸試驗表明，1 300 ℃至熔點，該材料處于高溫脆性區(qū)[15]。該溫度區(qū)域內(nèi)，材料塑性差，強度低，容易形成裂紋。同時，1 300 ℃以上的高溫加速了環(huán)坯氧化，且此溫度形成的氧化皮不容易脫落，進一步惡化了環(huán)坯質(zhì)量。42CrMo環(huán)坯的熱輾擴溫度范圍通常為900～1 200 ℃.為了節(jié)約能源，提高效率，充分利用出模環(huán)坯的高溫余熱進行熱輾擴，對于厚壁169 mm的環(huán)坯，取外表面溫度約950 ℃左右出模，對應內(nèi)外壁溫差約250～300 ℃；壁厚100 mm的環(huán)坯，取外表面溫度1 000 ℃左右出模，對應內(nèi)外壁溫差約100～150 ℃；壁厚60 mm的環(huán)坯，取外表面溫度1 000 ℃左右出模，對應內(nèi)外壁溫差約50～100 ℃.三種不同壁厚環(huán)坯出模時初始溫度場分布如圖3所示。型內(nèi)模擬研究表明，邊節(jié)點和內(nèi)表面節(jié)點更容易形成裂紋，因此下面重點對出模后位置1和位置3的應力應變進行分析。三種不同壁厚環(huán)坯出模后的模擬結果如圖4所示。

由圖4可見，厚壁環(huán)坯在出模時內(nèi)表面與邊角點溫差較大，內(nèi)表面溫度約1 250 ℃，邊角點溫度略大于800 ℃.溫度較高的內(nèi)表面節(jié)點在出模后因冷卻速率大使得塑性變形大，容易超過材料臨界應變而形成裂紋。邊角點雖然溫度低，冷卻速率小，但在出模瞬間，應力突然升高，且溫度很容易降到奧氏體相變溫度，則會沿奧氏體晶界逐漸析出網(wǎng)狀或薄膜狀鐵素體，降低了晶界結合力，容易誘發(fā)裂紋發(fā)生。較薄環(huán)坯在出模時，內(nèi)外表面溫差相對較小，散熱好，在出模最初幾分鐘，內(nèi)外表面冷卻速率均較大，經(jīng)較短時間便趨于同步冷卻，且環(huán)坯越薄，冷卻速率越快，趨于同步冷卻時的溫度降低越多。

圖3 不同壁厚環(huán)坯出模時初始溫度場Fig.3 Initial temperature field of ring blank removed from the mold with different wall thicknesses

由圖4(b)、(c)可見，與169 mm壁厚環(huán)坯相比，環(huán)坯壁厚減薄后，出模時邊角處熱應力減小，有利于降低環(huán)坯邊角處裂紋敏感性。但壁厚也并非越薄越好，與壁厚100 mm環(huán)坯相比，壁厚60 mm的環(huán)坯，盡管在出模后大約400 s，由于各處冷卻速率基本趨于一致，收縮量趨于一致，應力有大的降低，應變發(fā)展也非常緩慢，但在剛出模時，內(nèi)表面應力突然升高，且各處等效塑性應變均較大，表明越薄壁厚的環(huán)坯在剛出模時，由于冷卻速率加快，瞬間產(chǎn)生的較大應力應變對避免裂紋也是不利的。

綜上分析，環(huán)件的鑄輾連續(xù)成形工藝中，環(huán)坯太薄和太厚對避免高溫裂紋均不利，以采用R(外)/R(內(nèi))為1.5左右壁厚的環(huán)坯為宜。

4 裂紋控制策略

據(jù)上面的模擬分析可知，環(huán)件的鑄輾連續(xù)成形工藝中，高溫出模環(huán)坯表面裂紋的形成主要是由于高溫出模時環(huán)坯的各部分溫度分布不均勻，與外界溫差大，冷卻速率快，熱應力大所致。降低熱應力是避免裂紋形成的有效措施。由于熱應力與各部分溫差成正比，因此降低熱應力主要應設法減小環(huán)坯在冷卻過程中的各部分溫差，或通過同步冷卻實現(xiàn)同步收縮。對于邊角部裂紋，應避免出模時邊角部溫度處于奧氏體向鐵素體轉(zhuǎn)變的相變溫度，因此從提高出模時環(huán)坯的邊角處溫度或降低出模時環(huán)坯的各部分溫差出發(fā)，提出了采用金屬型內(nèi)壁覆砂和金屬型模具外圓倒圓的措施，以降低高溫出模環(huán)坯的表面及邊角部裂紋。

圖4 出模后不同壁厚環(huán)坯典型位置模擬結果Fig.4 Simulation results of typical position of ring blank removed from mold with different wall thicknesses

覆砂層厚度和金屬型模具外圓倒圓尺寸受到金屬型材料、鑄件壁厚、鑄件材料以及外界溫度等多種因素影響，很難精確確定。厚度選取太薄，相當于金屬型鑄造，太厚又相當于砂型鑄造。同樣，倒圓尺寸太小起不到作用，太大又不利于尺寸精度保證。

生產(chǎn)實踐中，覆砂層厚度和金屬型模具外圓倒圓具體尺寸可通過試驗、經(jīng)驗或數(shù)值模擬初步確定。

1) 為了減小環(huán)坯出模時的各部分溫差，采用金屬型內(nèi)壁覆砂方法。

圖5為壁厚169 mm環(huán)坯在金屬型內(nèi)壁假設覆砂15 mm厚硅砂后得到的模擬結果對比圖。

圖5 厚壁環(huán)坯覆砂前后型內(nèi)模擬結果Fig.5 Simulation results of thick-walled ring blank with and without covered sand in mold

圖5顯示，金屬型內(nèi)壁覆15 mm厚的硅砂后，環(huán)坯各處冷卻速率變得緩慢，應力應變的增加速率也緩慢，環(huán)坯溫度分布較為均勻，各部分溫差較小，隨后逐步趨于同步冷卻。選取環(huán)坯在趨于同步冷卻的階段出模，模擬中取4 500 s出模。圖6為覆砂和不覆砂兩種情況的高溫出模模擬對比結果。圖7為根據(jù)裂紋形成判據(jù)，將覆砂和不覆砂兩種情況邊角點的等效應力(等效塑性應變)與材料的抗拉強度(臨界應變)比較得到的對比曲線。42CrMo鋼材料的抗拉強度和臨界應變?nèi)∽晕墨I[15]中的試驗數(shù)據(jù)。

圖6 壁厚169 mm環(huán)坯覆砂前后高溫出模模擬結果Fig.6 Simulation results of 169 mm thick-walled ring blank removed from mold with and without covered sand

由圖6可見，采用金屬型內(nèi)壁覆砂離心鑄造后，其各部分應力應變的發(fā)展均低于未覆砂時應力應變。這主要是由于在金屬型內(nèi)壁覆砂后，減小了出模時環(huán)坯的各部分溫差，提高了邊角處溫度。邊角處溫度升高使其冷卻速率加快，但卻使兩位置處溫度變化具有相似走勢，冷卻速率差減小，各部分收縮阻力減小，產(chǎn)生的熱應力也相應減小。此外，邊角部溫度的升高，使得材料塑性進一步得到改善，由此可見，該措施是避免高溫環(huán)坯表面裂紋和邊角部裂紋的有效方法。

由圖7可見，覆砂后，環(huán)坯邊角點的等效應力和等效塑性應變均減小了，且小于裂紋形成的抗拉強度和臨界應變，避免了邊角部裂紋形成。覆砂對于環(huán)坯內(nèi)表面位置3的應力應變影響較小，等效應力和等效塑性應變在覆砂前后均小于材料的抗拉強度和臨界應變，主要是由于覆砂層較薄，對環(huán)坯內(nèi)表面溫度影響較小，這一點可從圖6(a)看出。

2) 為提高環(huán)坯出模時的邊角部溫度，對金屬型模具外圓邊角假設倒圓為R15～R20.

圖8、圖9分別為將壁厚169 mm環(huán)坯外圓邊角倒圓角R20后的溫度場云圖和典型節(jié)點的溫度、應力、應變曲線。

圖7 壁厚169 mm環(huán)坯覆砂前后對裂紋形成的影響Fig.7 Influence of sand coating on crack formation of 169 mm thick-walled ring blank

圖8 壁厚169 mm環(huán)坯在冷卻100秒時溫度場分布云圖Fig.8 Temperature field distribution of 169 mm thick-walled ring blank cooled for 100 seconds

圖9 未倒圓和倒圓時位置1模擬結果Fig.9 Simulation results of position 1 in 169 mm thick-walled ring blank with and without fillet

由圖8、圖9可見，與未加工圓角相比，采用邊角部倒圓方法，在凝固冷卻初始階段，邊角部散熱慢，冷卻速率低，隨著冷卻進行，冷卻速率先加快后減小，大約1 500 s時，溫度接近未倒圓溫度。與溫度變化趨勢一致，邊角部等效應力、等效塑性應變在開始凝固冷卻階段變化緩慢，之后快速增加，甚至超過了未倒圓應變，當冷卻1 500 s時，溫度接近，應力和應變也趨于接近。結果表明，環(huán)坯的邊角部倒圓，一方面可降低凝固初始階段邊角部應力應變，避免邊角部在凝固初期由于金屬型激冷和邊角部效應產(chǎn)生的快速冷卻導致的裂紋有重要作用；另一方面，可提高邊角部出模溫度，避免出模時邊角部溫度降到相變溫度，誘發(fā)裂紋發(fā)生。

圖10為壁厚169 mm環(huán)坯對邊角部倒圓后，根據(jù)裂紋判據(jù)得到的裂紋預測曲線。

由圖10可見，環(huán)坯邊角部倒圓，對凝固后續(xù)冷卻階段的應力應變場影響較小，模擬結果的應力和應變均低于裂紋形成的抗拉強度和臨界應變，沒有裂紋形成。

圖10 環(huán)坯邊角部倒圓對壁厚169 mm環(huán)坯裂紋形成的影響Fig.10 Influence of corner fillet on the crack formation of 169 mm thick-walled ring blank

以上措施對避免由于出模時環(huán)坯初始溫度場分布不均而導致出模瞬間出現(xiàn)的邊角部和表面裂紋具有較好效果。事實上，環(huán)坯出模后在外界停留時間越長，由于與環(huán)境溫差較大，隨著冷卻進行，局部的應力應變集中傾向性增加，裂紋發(fā)生的可能性也隨之增加，尤其是壁厚較薄的環(huán)坯。因此，環(huán)坯出模后，還需盡快采取補熱均熱措施[18]，經(jīng)補熱均熱化處理后，可有效降低應力和均勻化組織，減小裂紋傾向性，同時還可滿足熱輾擴所需的溫度。

5 結論

1) 出模后環(huán)坯容易在圓環(huán)內(nèi)外表面與上下水平面相交的邊角點及環(huán)坯表面形成裂紋。對于壁厚較厚的環(huán)坯，主要是由于出模時各處溫差大，高溫節(jié)點可能處于高溫脆性區(qū)，而邊角點可能處于奧氏體相變溫度區(qū)，且在剛出模時應力突然升高，促進了裂紋形成。較薄環(huán)坯則是由于剛出模后，冷卻速率過快，使得應力應變快速增加而容易形成裂紋。

2) 鑄輾連續(xù)成形工藝中，為了避免出模環(huán)坯高溫裂紋形成，宜采用R(外)/R(內(nèi))=1.5左右壁厚的環(huán)坯。

3) 為了避免高溫裂紋形成，可采用金屬型內(nèi)壁覆砂，通過調(diào)節(jié)覆砂層厚度控制冷卻速率以減小溫度梯度。此外，優(yōu)化模具設計，將金屬型模具外圓倒圓，也是降低邊角部裂紋的有效方法。