Estudo do Processo de Fundição sob Contrapressão Industrial para Peças Automotivas

Original Article A study of an industrial counter pressure casting process for automotive parts Jun Ou a Chunying Wei ab Savanna Logue a Steve Cockcroft a Daan Maijer a Yacong Zhang b Zhi Chen b Lateng A b a The Department of Materials Engineering The University of British Columbia 6350 Stores Road Vancouver BC V6T 1Z4 Canada b CITIC Dicastal Co Ltd No 185 Long Hai Road Economic and Technological Development Zone Qinhuangdao City Hebei Province China Article history Received 23 June 2021 Accepted 24 November 2021 Available online 27 November 2021 Keywords CPC process Plant trial Data acquisition Model development ProCAST ABSTRACT Counter pressure casting CPC is emerging in the automotive manufacturing industry as an alternative to lowpressure die casting LPDC due to its reported superior capabilities in aluminum parts production This study presents the first comprehensive investigation of how CPCs characteristic feature applied chamber pressure influences the fluid flow and heat transport occurring in the process and its effect on casting quality A large amount of highquality data was acquired from a commercial CPC process for the production of automotive suspension control arms with two process conditions standard production and low backpressure condition Analysis of the data shows that there are no significant differences between the two process pressure conditions with respect to heat transfer during solidification ascast microstructure nor mechanical properties Generally indie measured temperatures exhibited a difference within 10 C for the two process conditions examined and the ultimate tensile strengths UTSs of the samples obtained from castings were within 7 for the two process conditions Furthermore there was no measurable difference observed in the Secondary Dendrite Arm Spacings SDASs obtained under the two process conditions However the implementation of chamber back pressure noticeably reduces the venting rate during the filling stage leading to 12 s delay in the filling time relative to the low backpressure condition A computational modelling methodology originally developed for LPDC was applied to simulate the CPC process The model required only an adjustment to pressure curve to account for the delay of filling owing to the reduced venting rate observed for the higher backpressure condition The predicted results were found to correlate well with the measured data demonstrating that the modelling methodology is broadly applicable to permanent die casting processes 2021 The Authors Published by Elsevier BV This is an open access article under the CC BYNCND license httpcreativecommonsorglicensesbyncnd40 Corresponding author Email address junouubcca J Ou httpsdoiorg101016jjmrt202111124 22387854 2021 The Authors Published by Elsevier BV This is an open access article under the CC BYNCND license httpcreativecommonsorglicensesbyncnd40 1 Introduction Driven by the aggressive energy and emissions regulations and societal pressure Original Equipment Manufacturers OEMs in the automotive industry have been increasing the use of aluminum 12 The average mass of aluminum used per vehicle is predicted to increase by 55 by the year 2025 250 kg relative to 2011 161 kg 1 This trend will continue as long as the costbenefit of replacing lowstrength ferrous castings with cast aluminum components is favourable An example is the increased use of cast aluminum suspension parts such as knuckles and control arms 1 For the production of cast aluminum parts the two most widely used processes are low pressure die casting LPDC and high pressure die casting HPDC 34 The LPDC process is primarily used for producing parts for loadbearing applications as it typically produces less defects such as air entrapment and shrinkage porosity 5 The HPDC process on the other hand can produce parts with complex geometries and smaller section thicknesses owing to its rapid filling procedure 6 However parts can suffer from air and oxide film entrainment As part of ongoing improvement activities the industry is working on advances in die design innovative cooling technologies and the development of novel processes 78 For example the counterpressure casting CPC process developed in the past decade is a relatively new technology emerging in the casting industry as a suitable process for automotive part production 911 It is claimed that the CPC process produces superior quality aluminum parts compared to the LPDC process as a result of the filling process occurring against a back pressure 9 In recent years computerbased simulation has augmented experiencebased design to improve upon both die tooling and process parameter optimization 1213 The sophistication and accuracy of such models have progressed to the point where the prediction of shrinkagerelated defect formation is quantitative from the standpoint of location although prediction of the size distribution of pores remains challenging Use of these models has led to improved cast quality and a reduction in time required to bring new parts into production 151417 One of the key requirements for developing these models and ensuring their veracity is the ongoing availability of highquality industrially derived data Such data can be challenging to acquire owing to both technical and economical barriers This work presents an extensive characterization campaign to acquire process data undertaken on a commercial CPC process for the production of an aluminum alloy automotive control arm The data acquired provides an opportunity to comprehensively and quantitatively assess the influence of applied die chamber pressure backpressure on the filling and solidification behaviour In addition a modelling methodology originally developed for an LPDC wheel production has been applied to analyze the process under the conditions examined in the characterization campaign This work will present thermalpressure process data an assessment of the accuracy and robustness of the modelling methodology and provide insights into the differences between CPC and LPDC processes Note some confidential information related to the detailed design of the cooling elements has been removed for commercial reasons at the request of the industrial collaborator The location of the cooling elements is provided together with the timing for activation of each element Fig 1 Schematic of the CPC machine and process procedure a Structure of the CPC machine b Major steps of the CPC process i pressure chamber closed ii furnace and pressure chamber are pressurized iii furnace pressure is further increased slowly iv chamber pressure is quickly released v furnace pressure is releasedvi chamber and die are opened and vii the cast part is ejected process derived data At present there has been very little computational modelling work reported that is focused on the CPC process One of the few studies is the model developed by Katzarov et al 10 which is focused on predicting porosity formation in castings produced with various process parameters A model was also developed by Georgiev et al 19 which was applied to investigate both the CPC and LPDC processes Fundamentally these two processes can be described by the same modelling principles ie a description of mould filling heat transport during solidification and incorporation of the die temperature from the previous cycle as the initial condition for the subsequent cycle to capture the cyclic nature of the process As previously described the major difference relates to the pressure regime during die filling and casting solidification The pressure differential for die filling ΔP Pfurnace Pchamber where Pfurnace and Pchamber are the pressure of the holding furnace and the chamber pressure respectively For LPDC Pchamber is the atmospheric pressure For CPC Pchamber is elevated above atmospheric pressure for die filling The pressure difference is similar ie the driving force for die filling is similar however the filling occurs against a higher counter pressure in the CPC process 3 Inplant process measurements The inplant process measurements were performed at a CITIC Dicastal manufacturing plant located in Qinhuangdao Heibei China An operational industrialscale CPC machine configured for the production of automotive suspension parts control arms was instrumented extensively and the data from these sensors was monitored with an inhouse developed data acquisition DAQ system Two types of data were collected 1 PLC signals from the casting machine identifying realtime operational stages eg pressurization filling solidification ejection and 2 temperature data measured from thermocouples TCs installed at various lo cations within the die and the machine The measurements were made over a number of cycles under cyclic steadystate casting conditions 31 Die and casting component Fig 2 shows an exploded view of die sections and the cast component Table 1 lists the materials used The assembled die cavity is formed from three major parts the top die with a centre pin the bottom die with a sprue and the insert Note the insert is used to create a hole on the side of the casting The top die is cooled using seven water spotcooling elements while the bottom die does not have any forced cooling fea tures For confidentiality the detailed structure of the water spotcooling elements are hidden from the figure but their locations are schematically shown in Fig 3 32 Process conditions Given that one of the major objectives of this work is to investigate the impact of chamber pressure only the chamber pressure was varied while the remaining process parameters were held constant Note two pressure curves must be speci fied for the CPC process PfurnaceðtÞ and PchamberðtÞ The first test condition was based on the standard CPC process parameters used for commercial production labelled as CPCSP The sec ond condition set the chamber pressure Pchamber ¼ 0 mbar gauge throughout the whole process effectively mimicking the LPDC process labelled as CPCLP Fig 4a and b present the pressure curves specified for CPCSP and CPCLP process con ditions respectively Fig 4c shows the pressure differential DP curves for both conditions The corresponding times pressures and pressure differential DP associated with each of the Setpoints Sps for the two cases examined are listed in Table 3 The watercooling schedules eg onoff timings for each cooling element for both process conditions were kept identical and are presented in Fig 5 The locations of the cooling elements have been given previously in Fig 3 Referring to Fig 4c it can be seen that the applied pres sure difference is identical for both process conditions up to pressure intensification stage This was meant to ensure the same driving force for fluidflow during die filling for both processes Filling of the die cavity is programmed to start at 18 s and finish before 32 s as indicated in Fig 4c In the CPCSP case intensification occurs from 32 s to 37 s by a 140 mbar increment in the furnace pressure to yield a pressure differential of 300 mbar This is followed by a second increment when the chamber pressure is exhausted to at mospheric pressure yielding a further pressure differential increase to 2500 mbar which also occurs over 5 s In the CPC LP case pressure intensification also occurs from 32 s to 37 s by a 140 mbar increment in the furnace pressure to yield a pressure differential of 300 mbar and then by a second increment in furnace pressure of 500 mbar to yield a pressure Fig 2 e Geometry of the die sections and the cast component control arm and the mesh used for analysis Table 1 e Parts and their materials Part Material Die Sections top and bottom dies and insert H13 Casting A356 j o u r n a l o f m a t e r i a l s r e s e a r c h a n d t e c h n o l o g y 2 0 2 1 1 5 7 1 1 1 e7 1 2 4 7114 Fig 3 Schematic showing locations of the cooling elements and TCs Note the distances between the TCs and diecasting interface are given in Table 2 Table 2 Distances between the TCs and diecasting interface TC label TC3 TC9 TC12 TC36 TC42 TC46 Distance mm 50 53 50 50 54 69 Fig 4 Furnace pressure chamber pressure and resulting pressure differential variation with time for the CPCSP and CPCLP process conditions heat transfer when boiling occurred within the water cooling elements 2 To identify and quantify boundary conditions For example the DAQ system measures the environmental temperature in the chamber which was used in the model for describing the convective heat transfer from the die to the environment within the pressure chamber 3 To validate the model 4 To identify differences in the process resulting from the two sets of process conditions e ie with and without the chamber pressurized 34 Casting characterization For each process condition a component was examined by X Ray Computed Tomography CT to provided data on shrinkagebased porosity with features larger than 05 mm The castings selected for CT analysis were obtained from the process operating at a cyclic steadystate This data will also be used to assess the models capability to predict shrinkage based porosity defects In addition to the CT analysis two sections from each component were removed and examined using optical mi croscopy to characterize the secondary dendrite arm spacing SDAS One of these sections was cut from a region near the inlet location B in Fig 6a while the other was taken from a region far away from the inlet location A in Fig 6a In each sample the SDAS was determined using the standard line intercept approach 20 This procedure was performed on four separate primary dendrites These measurements were then divided by the number of secondary dendrites on each primary dendrite to get the SDAS and then the mean of the four SDAS values was calculated Tensile samples were machined from each of the cast components see sample locations TS1 TS2 and TS3 in Fig 6a The dimensions of the tensile samples are shown in Fig 6b which are in accordance with standard ASTM B 557M The tests were performed on an Instron 3369 with the displacement control in accordance with ASTM E8 The test speed is 2 mmmin and a clipon strain gauge Gauge Length 127 mm05 inch was installed to determine the strain 4 Computational model The mathematical model of the CPC process was developed using ProCAST1 which uses the Finite Element Method FEM The software is capable of describing the transport phenom ena occurring during the different stages of casting ie die filling momentum conservationmass continuity solidifica tion heatconservation die opening heatconservation part ejection heatconservation and die closing heatconserva tion It is not capable of undertaking a twophase analysis during die filling that could be used to account for the effect of counter pressure 2e3 bar on venting and on free surface turbulence The CPC process model has been based on a previous model of an LPDC wheel casting process published by the authors see reference 17 which assumes perfect venting during the filling stage For the most part the parameters material properties boundaryinterface conditions and numerical parameters used for the LPDC model have been applied without addition modification for analysis of the CPC process One addition modification that was necessary was the formulation of a Table 3 e Furnace and chamber pressure parameters and resulting pressure differentials used in the two process conditions Time s Description CPCSP mbargauge CPCLP mbargauge DP CPCSPLP mbar 5 Initial pressurization of the furnace and chamber 2200 0 00 8 Furnace pressure increase to compensation for the liquid level drop in the furnace due to consumption of metal e calculated Variable Variable 00 18 Furnace pressure increase to force liquid up the transfer tube 2290a 90a 9090 32 Furnace pressure increase to fill the die cavity 2360a 160a 160160 37 Firststage furnace pressure intensification 2500a 300a 300300 43 Secondstage furnace pressure intensification 2500a 800a 2500800 143 Pressure release is started 2500a 800a 2500800 203 Pressure release is finished 0 0 0 a The calculated compensation pressure for liquid metal consumption variable is not included in these values Fig 5 e Cooling timings e refer to Fig 3 a for the locations of cooling channels on the top die 1 A trademark of ESIGroup j o u r n a l o f m a t e r i a l s r e s e a r c h a n d t e c h n o l o g y 2 0 2 1 1 5 7 1 1 1 e7 1 2 4 7116 a Sampling locations b Dimensions for tensile test samples G Gage Length 3000006 mm D Diameter 600010 mm R Radius of Fillet 6 mm Λ Length of Reduced Section 36mm Fig 6 Samples removed from the control arm for microstructural analysis and tensile tests Fig 7 Schematic of spot or fingertype cooling element used in the CPC process dependent interface HTCs have been adopted to describe the heat transfer associated with the aforementioned interface behaviour one for the top die and the other for the bottom die The correlations used in the model are presented in reference 17 432 Fluid flow boundary conditions Fluid flow during filling is driven by a pressure difference between the metal holding furnace and the pressure chamber Currently the model employs a pressure inlet boundary condition during the filling process The computational domain does not include the transfer tube underneath the sprue and therefore the pressure applied at the domain inlet has been modified to offset the pressure needed to fill the transfer tube see Equation 2 Pinlet P ρA356ghtube 2 where Pinlet is the pressure applied at the domain inlet P is as previously defined ρA356 is the density of aluminum alloy A356 g is the acceleration due to gravity and htube is the length of the transfer tube between the sprue and the liquid metal surface in the holding furnace See also Table 3 The model assumes perfect venting during the filling stage and so there is no back pressure developed in the analysis In addition the model solves for fluid flow only during the filling stage of the process which means that the effect of pressure intensification cannot be considered after the die cavity is fully filled and the inlet pressure is set to 0 44 Numerical convergence settings and parameters The default convergence criteria in ProCAST were assessed in a sensitivity analysis and they were shown to be adequate The timesteps were dynamically updated to meet the solution convergence criteria Values of 0001 01 and 1 s were used for the initial timestep the maximum timestep during filling and the maximum timestep during solidification respectively 5 Results and discussion 51 Inplant measurements 511 Temperature measurements Temperatures measured during the CPCSP process at cyclic steady state are presented and discussed in this section Namely six TCs were selected to present the data TC3 TC9 and TC12 in the top die and TC36 TC42 and TC46 in the bottom die The approximate locations of these TCs are given in Fig 3 and their distances to the castingdie interface in Table 2 It can be seen that the selected TCs are sufficient to adequately provide an overall sense of the top die temperature and its evolution with time To begin the extent to which cyclic steady sate was achieved is assessed by plotting the temperature measurements obtained from two thermocouples taken over three consecutive cycles cycles 46 as a function of time within a casting cycle Fig 8a presents the data for TC3 located in the top die and Fig 8b for TC42 located in the bottom die It can be seen that the thermal histories indicate excellent process stability Fig 9a and b show the evolution in temperature during cycle 4 for the three representative TCs in the top die and three TCs in the bottom die respectively The temperature evolution at each TC location exhibits similar behaviour and is observed to have three stages 1 a gradual decrease following dieclose 2 a rapid increase in temperature as liquid metal enters the die and begins to solidify and 3 a gradual decrease associated with casting solidification and the active cooling of the die The temperature evolution at individual TC locations is dependent on a combination of factors including proximity to the metal inlet proximity to the castingdie interface and proximity to any cooling elements and their activation schedules Comparing the temperatures at the TCs across the various locations two observations are apparent 1 TCs in close proximity to the inletsprue eg TC3 experience higher temperatures than those that are remote eg TC9 and TC12 Temperatures at TC3 are in the range of 420490 C TC9 is 340450 C and TC12 is 260370 C This drop in temperature is desired to promote the solidification regime starting at the furthest position from the sprue and generally moving toward the sprue thereby providing a source of liquid to feed the LiquidSolid density change 2 There is more spatial variation in the temperature distribution in the top die compared to the bottom die As can be seen in Fig 3b thermocouple pairs TC12TC42 and TC9TC36 are located directly above one another vertically aligned TC9 and TC12 which are located in the top die exhibit a much more significant temperature difference 70 C compared to that of TC36 and TC42 30 C This phenomenon is observed because the top die is extensively cooled by seven water spotcooling elements The temperature histories acquired from six example TCs for the two process conditions CPCSP and CPCLP are compared in Fig 10af The black and red solid lines are the measured temperatures from CPCSP and CPCLP conditions respectively As can be seen the beginning of the second stage in temperature behaviour ie when the heat from the liquid metal reaches the TC location and the temperature rises quickly occurs 12 s sooner in CPCLP condition as compared to CPCSP condition for the locations examined This suggests that the die cavity is filled 12 s earlier in CPCLP process condition than in CPCSP process condition Referring to the pressure curves see Fig 4c the two process conditions have identical pressure differential curves during the filling stage Fig 8 Temperatures measured from three sequential cycles Fig 9 Temperatures measured by different TCs from a cyclic steady state cycle heat transfer would elevate the die temperature In contrast it is observed that the die temperature in CPCLP is slightly higher than that in CPCSP 52 Microstructure and mechanical properties The microstructures obtained from location A for the two pro cess conditions are shown in Fig 11 a and b and for location B in Fig 11 c and d These images were obtained optically and were prepared by polishing to 05 mm no etch was used The SDAS of each sample has been measured average of 5 mea surements from these micrographs and reported in Fig 12 The number appearing above each bar is the mean of the five mea surements and the standard deviation in the measurements have also been added and is indicated by the black line As can be seen for both process conditions the micro structure at location A is more refined than at B This is because the cooling rate is higher at location A which is located further from the sprue than location B Comparing the two process conditions the difference in the means at loca tion A is 25 and at location B 5 with the CPCLP process consistently yielding a smaller SDAS However it should be noted that the differences observed fall within the variability in the measurements and so no conclusion can be drawn The results of the tensile tests ascast samples are shown in Fig 13 Fig 13a shows a typical tensile test curve and Fig 13b shows a comparison between the UTS obtained from the three sample locations for the two process conditions The three sample locations can be found by referring back to Fig 6a Once again there appears to be no significant differ ence in the results for the two process conditions examined 53 Modeling results The model of the CPC process has been used to predict the evolution in temperature within the die and casting for the process conditions examined in the plant trial To begin the variation in temperature predicted by the model in the die is compared with the measured temperatures to validate the model The validated model was then used to examine the Fig 12 e SDAS measurements Fig 11 e Optical microscopy observation of the samples j o u r n a l o f m a t e r i a l s r e s e a r c h a n d t e c h n o l o g y 2 0 2 1 1 5 7 1 1 1 e7 1 2 4 7121 difference in filling to better understand the impact on the die casting thermal field and the potential for defect formation 531 Die temperature The cyclicsteady state temperature history predicted by the model at the six representative TC locations is compared with the measured data in Fig 14 refer to Fig 3 for TC locations In general the model predicted temperatures show reasonable agreement with experimental results The level of agreement shown indicates that the model considers all of the key physical phenomena with respect to both heat transfer and fluid flow occurring in the CPC process That said it can be seen that at some locations eg TC3 and TC9 the fit is relatively poor particularly when the die reaches its peak temperatures in the range of 60e120 s One possible explanation for this discrepancy is that a simplified description of the castingdie interface behaviour is used in the model Recent research has confirmed that the interface behaviour during the casting process is com plexduetothepotentialtoformbothphysicalgapsandpressure afterthedieisfilledandthecastingbeginstosolidify21Amore quantitative description would require an understanding of the contraction of the casting and expansioncontraction behaviour of thedieatvariouslocationswithinthediewhich isbeyondthe capabilities of the current model as it utilizes a positionally in dependent temperaturebased correlation 532 Solidification sequence shrinkagebased porosity The solidification sequence predicted by the model has been used to assess likely locations of shrinkageporosity forma tion Ideally directional solidification occurs such that solid ification begins at the farthest point in the casting from the sprue before progressing gradually and sequentially toward the inletsprue Failure to obtain directional solidification re sults in liquid encapsulation which can cause shrinkage based porosity To assess the potential for shrinkage contours of the fraction solid in the casting in the range of 0e07 have been plotted as a function of cycle time in Fig 15 for process con dition CPCSP The sequence of images allows the progression of the solidification front within the casting to be observed These results indicate that directional solidification is largely achieved Only one small region of liquid encapsulation is observed in Fig 15b Porosity in the sample control arm obtained from process condition CPCSP was examined by Computed Tomography CT imaging The CT results shown in Fig 16 confirm that there are no regions of large shrinkage porosity However two regions containing indications were identified e see Fig 16a A closeup view of these locations shown in Fig 16b in dicates the porosity to be small and distributed consistent with later stage high fs solidification shrinkage Fig 14 e Temperature comparison between the model results and measured data Fig 13 e Tensile test results j o u r n a l o f m a t e r i a l s r e s e a r c h a n d t e c h n o l o g y 2 0 2 1 1 5 7 1 1 1 e7 1 2 4 7122 6 Summary and conclusion For the first time the effects of applied chamber pressure in the CPC process have been investigated and compared to the traditional LPDC process Comparisons were made on a commercial CPC machine used to produce automotive control arms under two different process conditions The first process condition was the standard operation and the second condi tion was using a lower atmospheric chamber pressure to emulate the conventional LPDC process All the other process parameters were held constant Post casting analysis was done through a careful comparison of the indie derived temperature data a microstructural ex amination of metallographic samples taken from various loca tions mechanical testing of samples taken from several locations in the casting and analysis of the results of a CTXray scan After analyzing the data from the two process conditions it was found that an increased counter pressure during die filling significantly changed the filling behaviour delaying filling by 12s This delay was speculated to be due to the larger resistance to venting associated with the increased viscosity of the air at the elevated pressure Beyond this difference the increased pressure differential during solidifi cation does not significantly influence the evolution of the thermal field within the casting No significant difference was observed in the TCbased data in the microstructurebased data and in the tensilebased data A computational modelling methodology originally devel oped for LPDC process was applied to simulate the CPC process and further investigate the impact of counter pressure The model was shown to be accurate with little change to its formulation other than to implement the boundary condition associated with splotcooling elements not present in the original LPDC model It demonstrates that the developed modelling methodology is broadly applicable to permanent die casting processes for the production of various automotive parts Declaration of Competing Interest The authors declare that they have no known competing financial interests or personal relationships that could have appeared to influence the work reported in this paper Fig 16 e Location of porosity detected by CT scanning Fig 15 e Solidification sequence represented by contours of solid fraction limited to 07 j o u r n a l o f m a t e r i a l s r e s e a r c h a n d t e c h n o l o g y 2 0 2 1 1 5 7 1 1 1 e7 1 2 4 7123 Acknowledgements The authors acknowledge the financial and technical support of CITIC Dicastal Co Ltd for this work r e f e r e n c e s 1 Martin Kahl XB Special report vehicle lightweighting 2016 2 Isenstadt A German J Bubna P Wiseman M Venkatakrishnan U Abbasov L et al Lightweighting technology development and trends in US passenger vehicles Int Counc Clean Transp Work Pap 201625 3 Bonollo F Urban J Bonatto B Botter M Gravity and low pressure die casting of aluminium alloys a technical and economical benchmark La Metall Ital 200523e32 4 Butler WA High pressure die casting encyclopedia of materials Science and Technology 2001 5 Zhang B Maijer DM Cockcroft SL Development of a 3D thermal model of the lowpressure diecast LPDC process of A356 aluminum alloy wheels Mater Sci Eng A 2007464295e305 httpsdoiorg101016jmsea200702018 6 Collot J Review OF new process technologies IN the aluminum diecasting industry Mater Manuf Process 200116595e617 httpsdoiorg101081AMP100108624 7 Hu H Chen F Chen X Chu YL Cheng P Effect of cooling water flow rates on local temperatures and heat transfer of casting dies J Mater Process Technol 200414857e67 https doiorg101016jjmatprotec200401040 8 Liu GW Morsi YS Clayton BR Characterisation of the spray cooling heat transfer involved in a high pressure die casting process Int J Therm Sci 200039582e91 httpsdoiorg 101016S1290072900002076 9 Vijayaram TR CounterPressure casting techniquefor aluminium foundries 2012 10 Katzarov IH Arsov YB Stoyanov P Zeuner T Buehrig Polaczek A Sahm PR Porosity formation in axisymmetric castings produced by counterpressure casting method Int J Heat Mass Tran 200144111e9 httpsdoiorg101016S0017 931000000855 11 Ou J Wei C Maijer D Cockcroft S Zhang Y Chen Z et al Modelling of an industrial die casting process for the production of aluminum automotive parts In Proceedings of the IOP conference series materials science and engineering vol 861 Institute of Physics Publishing 2020 p 12030 12 Zhu J Cockcroft S Maijer D Modeling of microporosity formation in A356 aluminum alloy casting Metall Mater Trans A 2006371075e85 httpsdoiorg101007s11661006 10275 13 Reilly C Duan J Yao L Maijer DM Cockcroft SL Process modeling of lowpressure die casting of aluminum alloy automotive wheels JOM 2013651111e21 httpsdoiorg 101007s1183701306771 14 Duan J Maijer D Cockcroft S Reilly C Development of a 3D filling model of lowpressure diecast aluminum alloy wheels Metall Mater Trans A 2013445304e15 https doiorg101007s1166101316546 15 Yao L Cockcroft S Zhu J Reilly C Modeling of microporosity size distribution in aluminum alloy A356 Metall Mater Trans A 2011424137e48 httpsdoiorg 101007s116610110811z 16 Ou J Wei C Cockcroft S Maijer D Zhu L A L et al Advanced process simulation of low pressure die cast A356 aluminum automotive wheels d Part I process characterization Metals Basel 202010563 httpsdoiorg103390met10050563 17 Ou J Wei C Cockcroft S Maijer D Zhu L A L et al Advanced process simulation of low pressure die cast A356 aluminum automotive wheelsdPart II modeling methodology and validation Metals Basel 2020101418 httpsdoiorg 103390met10111418 18 Jahangiri A Marashi SPH Mohammadaliha M Ashofte V The effect of pressure and pouring temperature on the porosity microstructure hardness and yield stress of AA2024 aluminum alloy during the squeeze casting process J Mater Process Technol 20172451e6 httpsdoiorg101016 jjmatprotec201702005 19 Georgiev GE Stanev L Georgiev M Maneva A Stanev S Optimization OF the process OF casting formation BY CPC method using computer simulation 2017 20 Vandersluis E Ravindran C Comparison of measurement methods for secondary dendrite arm spacing Metallogr Microstruct Anal 2017689e94 httpsdoiorg101007 s1363201603318 21 Wei C Ou J Fan P Mehr F Maijer D Cockcroft S et al Toward the development of a thermalstress model of an industrial counter pressure casting process In Proceedings of the IOP conference series materials science and engineering vol 861 Institute of Physics Publishing 2020 p 12062 j o u r n a l o f m a t e r i a l s r e s e a r c h a n d t e c h n o l o g y 2 0 2 1 1 5 7 1 1 1 e7 1 2 4 7124 J o UR nal o f m a T e RI als R es ea R ch and T e c hn o l o GY 20 21 1 5 7 1 1 1 e7124 Artigo Original Estudo de um processo industrial de fundição por contrapressão para peças automotivas Jun Ou a Chunying Wei ab Savanna Logue a Steve Cockcroft a Daan Maijer a Yacong Zhang b Zhi Chen b Lateng A b a The Department of Materials Engineering The University of British Columbia 6350 Stores Road Vancouver BC V6T 1Z4 Canada b CITIC Dicastal Co Ltd No 185 Long Hai Road Economic and Technological Development Zone Qinhuangdao City Hebei Province China A R T I C L E I N F O Article history Received 23 June 2021 Accepted 24 November 2021 Available online 27 November 2021 Keywords CPC process Plant trial Data acquisition Model development ProCAST RESUMO A fundição por contrapressão CPC está surgindo na indústria de fabricação automotiva como uma alternativa à fundição sob pressão de baixa pressão LPDC devido às suas capacidades superiores relatadas na produção de peças de alumínio Este estudo apresenta a primeira investigação abrangente de como o recurso característico do CPC pressão aplicada na câmara influencia o fluxo de fluido e o transporte de calor que ocorre no processo e seu efeito na qualidade da fundição Uma grande quantidade de dados de alta qualidade foi adquirida de um processo CPC comercial para a produção de braços de controle de suspensão automotiva com duas condições de processo produção padrão e condição de baixa contrapressão A análise dos dados mostra que não há diferenças significativas entre as duas condições de pressão do processo com relação à transferência de calor durante a solidificação microestrutura como fundida nem propriedades mecânicas Geralmente as temperaturas medidas exibiram uma diferença dentro de 10 C para as duas condições de processo examinadas e os limites de resistência à tração UTSs das amostras obtidas a partir de peças fundidas estavam dentro de 7 para as duas condições do processo Além disso não houve diferença mensurável observada nos Espaçamentos de Braços Dendríticos Secundários SDASs obtidos nas duas condições de processo No entanto a implementação da contrapressão da câmara reduz visivelmente a taxa de ventilação durante o estágio de enchimento levando a um atraso de 12 s no tempo de enchimento em relação à condição de baixa contrapressão Uma metodologia de modelagem computacional originalmente desenvolvida para LPDC foi aplicada para simular o processo CPC O modelo exigia apenas um ajuste na curva de pressão para levar em conta o atraso do enchimento devido à taxa de ventilação reduzida observada para a condição de contrapressão mais alta Verificouse que os resultados previstos se correlacionam bem com os dados medidos demonstrando que a metodologia de modelagem é amplamente aplicável aos processos de fundição sob pressão permanente 2021 Os autores Publicado por Elsevier BV Este é um artigo de acesso aberto sob o CC BYNCND license httpcreativecommonsorglicensesbyncnd40 Corresponding author Email address junouubcca J Ou httpsdoiorg101016jjmrt202111124 22387854 2021 The Authors Published by Elsevier BV This is an open access article under the CC BYNCND license http creativecommonsorglicensesbyncnd40 Available online at wwwsciencedirectcom journal homepage wwwelseviercomlocatejmrt 7112 J o UR n a l o f m a T e R I a l s R e s e a R c h an d T e c hn ol o G Y 2 0 2 1 1 5 7 1 1 1 e7124 1 Introdução Impulsionado pelos regulamentos agressivos de energia e emissões pedido do colaborador industrial fabricantes de equipamentos originais OEMs na indústria automotiva têm aumentado o uso de alumínio 12 Prevêse que a massa média de alumínio utilizada por veículo aumente 55 até o ano de 2025 250 kg em relação a 2011 161 kg 1 Essa tendência continuará enquanto o custobenefício da substituição de fundidos ferrosos de baixa resistência por componentes fundidos de alumínio for favorável Um exemplo é o aumento do uso de peças de suspensão de alumínio fundido como juntas e braços de direção 1 Para a produção de peças fundidas de alumínio os dois processos mais amplamente utilizados são a fundição sob pressão de baixa pressão LPDC e a fundição sob pressão de alta pressão HPDC 34 O processo LPDC é usado principalmente para produzir peças para aplicações de suporte de carga pois normalmente produz menos defeitos como aprisionamento de ar e porosidade de contração 5 O processo HPDC por outro lado pode produzir peças com geometrias complexas e espessuras de seção menores devido ao seu rápido procedimento de enchimento 6 No entanto as peças podem sofrer com o arraste de ar e película de óxido Como parte das atividades de melhoria contínua a indústria está trabalhando em avanços no design de matrizes tecnologias de resfriamento inovadoras e no desenvolvimento de novos processos 78 Por exemplo o processo de fundição por contrapressão CPC desenvolvido na última década é uma tecnologia relativamente nova emergente na indústria de fundição como um processo adequado para a produção de peças automotivas 9e11 Alegase que o processo CPC produz peças de alumínio de qualidade superior em comparação com o processo LPDC como resultado do processo de enchimento que ocorre contra uma contrapressão 9 Nos últimos anos a simulação baseada em computador aumentou baseado em experiência para melhorar tanto ferramentas de matriz quanto otimização de parâmetros de processo 1213 A sofisticação e precisão de tais modelos progrediram até o ponto em que a previsão da formação de defeitos relacionados ao encolhimento é quantitativa do ponto de vista da localização embora a previsão da distribuição de tamanho dos poros permaneça desafiadora O uso desses modelos levou a uma melhor qualidade de fundição e a uma redução no tempo necessário para colocar novas peças em produção 1514e17 Um dos principais requisitos para desenvolver esses modelos e garantir sua veracidade é a disponibilidade contínua de dados derivados industrialmente de alta qualidade Esses dados podem ser difíceis de adquirir devido a barreiras técnicas e econômicas Este trabalho apresenta uma extensa campanha de caracterização para adquirir dados de processo realizados em um processo CPC comercial para a produção de um braço de controle automotivo de liga de alumínio Os dados adquiridos fornecem uma oportunidade para avaliar de forma abrangente e quantitativa a influência da pressão aplicada na câmara da matriz contrapressão no comportamento de enchimento e solidificação Além disso uma metodologia de modelagem originalmente desenvolvida para a produção de rodas LPDC foi aplicada para analisar o processo sob as condições examinadas na campanha de caracterização Este trabalho apresentará dados de processo térmicopressão uma avaliação da precisão e robustez da metodologia de modelagem e fornecerá informações sobre as diferenças entre os processos CPC e LPDC Nota algumas informações confidenciais relacionadas ao projeto detalhado dos elementos de resfriamento foram removidas por motivos comerciais no solicitação do colaborador industrial A localização dos elementos de resfriamento é fornecida juntamente com o tempo de ativação de cada um elemento 2 Antecedentes e trabalhos anteriores 21 O processo CPC Em comparação com o processo LPDC convencional o processo CPC é um processo de fundição relativamente novo para a fabricação de peças automotivas O processo CPC difere apenas no fato de que o sistema de matriz é colocado dentro de uma câmara de pressão na qual a pressão é elevada acima da atmosférica para enchimento da matriz Obs existe uma variação do processo LPDC que também opera com a matriz em câmara de pressão no entanto nesta variante a cavidade da matriz está a uma pressão reduzida durante o enchimento da matriz A Fig 1a apresenta a estrutura básica da máquina de fundição CPC e do sistema de matrizes A Fig 1b mostra esquematicamente as sete etapas operacionais Na Etapa i a matriz e a câmara de pressão são fechadas para iniciar o processo Na Etapa ii a fornalha e a câmara de pressão são simultaneamente e igualmente pressurizadas Na Etapa iii a pressão da câmara é mantida constante enquanto a pressão do forno é aumentada lentamente A pressão resultante diferença certa DP ¼ Pfurnace Pchamber impulsiona o metal líquido para cima no tubo de transferência e depois na cavidade da matriz Na Etapa iv depois que a cavidade da matriz é preenchida a pressão do forno é rapidamente aumentada seguida pela liberação da pressão da câmara Isso atinge uma alta diferença de pressão DP para que a solidificação possa ocorrer sob uma pressão intensificada Etapa v a pressão do forno é liberada no final da solidificação e o líquido restante no jito e no tubo de transferência volta para o forno Passo vi a câmara e matriz são abertos Por fim na Etapa vii a peça fundida é ejetada da matriz O processo é então repetido de forma cíclica Antes do início da fundição campanha o sistema de matriz é préaquecido a uma temperatura relativamente alta aproximadamente 300e350 C usando aquecedores externos inseridos na cavidade da matriz Uma vez operacional o a temperatura eventualmente atinge um estado estacionário cíclico após a conclusão de alguns ciclos de fundição Em relação ao processo LPDC a implementação da pressão da câmara no processo CPC permite que tanto o enchimento quanto a solidificação ocorram sob uma pressão maior Tem sido alegado que o processo CPC melhora a qualidade da fundição de várias maneiras devido ao aumento da pressão 9 A primeira alegação é que menos filmes de óxido são criados e arrastados devido a uma redução na turbulência da superfície livre O segundo benefício é relatado como sendo uma microestrutura mais refinada devido às taxas de resfriamento aprimoradas causadas pela transferência de calor interfacial melhoradafundida Por último alegase uma redução no número eou tamanho da porosidade baseada no encolhimento devido à solidificação ocorrendo a uma pressão aumentada em comparação com o processo LPDC convencional 18 No momento no entanto não há nenhuma evidência obtida de uma fundição de produção que tenha sido revisada e publicada para apoiar essas afirmações 22 Trabalho anterior de modelagem computacional A incorporação de uma análise usando um modelo é importante no presente estudo para poder interpretar criticamente e 7113 J o UR nal o f m a T e RI als R es ea R ch and T e c hn o l o GY 20 21 1 5 7 1 1 1 e7124 Fig 1 Esquema da máquina CPC e procedimento do processo a Estrutura da máquina CPC b Principais etapas do processo CPC i câmara de pressão fechada ii fornalha e câmara de pressão são pressurizadas iii a pressão do forno é ainda aumentada lentamente iv a pressão da câmara é rapidamente liberada v a pressão do forno é liberada vi a câmara e a matriz são abertas e vii a peça fundida é ejetada processar dados derivados Atualmente tem havido muito pouco trabalho de modelagem computacional relatado focado no processo CPC Um dos poucos estudos é o modelo desenvolvido por Katzarov et al 10 cujo foco é prever a formação de porosidade em peças fundidas produzidas com vários parâmetros de processo Um modelo também foi desenvolvido por Georgiev et al 19 pressão respectivamente Para LPDC Pchamber é a pressão atmosférica Para o CPC a câmara P é elevada acima da pressão atmosférica para enchimento da matriz A diferença de pressão é semelhante ou seja a força motriz para o preenchimento da matriz é semelhante no entanto o preenchimento ocorre contra uma contrapressão mais alta no processo CPC que foi aplicado para investigar tanto o CPC quanto o LPDC processos Fundamentalmente esses dois processos podem ser descritos pelos mesmos princípios de modelagem ou seja uma descrição do preenchimento do molde transporte de calor durante a solidificação e incorporação da temperatura da matriz do ciclo anterior como condição inicial para o ciclo subsequente para capturar o natureza cíclica do processo Conforme descrito anteriormente a principal diferença está relacionada ao regime de pressão durante o enchimento da matriz e a solidificação do fundido O diferencial de pressão para preenchimento da matriz DP ¼ Pfurnace Pchamber onde Pfurnace e Pchamber são a pressão do forno de espera e da câmara Para LPDC Pchamber é a atmosfera pressão Para CPC Pchamber é elevado acima da atmosfera pressão para enchimento do molde A diferença de pressão é semelhante ou seja a força motriz para o enchimento da matriz é semelhante no entanto o enchimento ocorre contra uma contrapressão mais alta no processo CPC 3 Medições do processo na planta As medições do processo interno foram realizadas em uma fábrica da CITIC Dicastal localizada em Qinhuangdao Heibei China Uma máquina CPC operacional em escala industrial configurada para a produção de peças de suspensão automotiva braços de controle foi amplamente instrumentada e os dados desses sensores foram monitorados com um sistema de aquisição de dados DAQ desenvolvido internamente Dois tipos de dados foram coletados 1 Sinais PLC da máquina de fundição 7114 J o UR n a l o f m a T e R I a l s R e s e a R c h an d T e c hn ol o G Y 2 0 2 1 1 5 7 1 1 1 e7124 Fig 2 e Geometry of the die sections and the cast component control arm and the mesh used for analysis identificando estágios operacionais em tempo real por exemplo pressurização enchimento solidificação ejeção e 2 dados de temperatura medidos a partir de termopares TCs instalados em vários locais dentro da matriz e da máquina As medições foram feitas ao longo de vários ciclos sob condições cíclicas de fundição em estado estacionário 31 Componente de matriz e fundição A Fig 2 mostra uma vista explodida das seções da matriz e do componente fundido A Tabela 1 lista os materiais utilizados A cavidade da matriz montada é formada por três partes principais a matriz superior com um pino central a matriz inferior com um canal de entrada e o inserto Observação o inserto é usado para criar um furo na lateral da peça fundida A matriz superior é resfriada usando sete elementos de resfriamento pontual de água enquanto a matriz inferior não possui nenhum recurso de resfriamento forçado Para fins de confidencialidade a estrutura detalhada dos elementos de resfriamento do ponto de água está oculta na figura mas suas localizações são mostradas esquematicamente na Fig 3 32 Condições do Processo Dado que um dos grandes objetivos deste trabalho é investigar o impacto da pressão da câmara apenas a pressão da câmara foi variada enquanto os restantes parâmetros do processo foram mantidas constantes Nota duas curvas de pressão devem ser especificadas para o processo CPC P forno t e P câmara t A primeira condição de teste foi baseada nos parâmetros de processo CPC padrão usado para produção comercial rotulado como CPCSP A segunda condição define a pressão da câmara P câmara ¼ 0 mbar medidor durante todo o processo imitando efetivamente o processo LPDC rotulado como CPCLP A Fig 4a e b apresentam as curvas de pressão especificadas para as condições de processo CPCSP e CPCLP respectivamente A Fig 4c mostra as curvas de pressão diferencial DP para ambas as condições Os tempos pressões e diferenciais de pressão DP correspondentes associados a cada um dos pontos de ajuste Sps para os dois casos examinados estão listados na Tabela 3 Os cronogramas de resfriamento a água por exemplo tempos de ligardesligar para cada elemento de resfriamento para ambos os processos as condições foram mantidas idênticas e são apresentadas na Fig 5 As localizações dos elementos de resfriamento foram fornecidas anteriormente na Fig 3 Com referência à Fig 4c podese ver que a diferença de pressão aplicada é idêntica para ambas as condições do processo até o estágio de intensificação de pressão Isso foi feito para garantir a mesma força motriz para o fluxo de fluido durante o enchimento da matriz para ambos os processos O enchimento da cavidade da matriz é programado para iniciar em 18 s e terminar antes de 32 s conforme indicado na Fig 4c No caso do CPCSP a intensificação ocorre de 32 s para 37 s por um incremento de 140 mbar na pressão do forno para produzir um diferencial de pressão de 300 mbar Isto é seguido por um segundo incremento quando a pressão da câmara é exaurida para pressão atmosférica produzindo um novo aumento do diferencial de pressão para 2500 mbar que também ocorre ao longo de 5 s No caso CPCLP a intensificação da pressão também ocorre de 32 s para 37 s por um incremento de 140 mbar na pressão do forno para produzir um diferencial de pressão de 300 mbar e então por um segundo incremento na pressão do forno de 500 mbar para produzir uma pressão Table 1 e Parts and their materials Part Material Die Sections top and bottom dies and insert H13 Casting A356 7115 J o UR nal o f m a T e RI als R es ea R ch and T e c hn o l o GY 20 21 1 5 7 1 1 1 e7124 Fig 3 Esquema mostrando as localizações dos elementos de resfriamento e TCs Nota as distâncias entre os TCs e a interface diecasting são dadas na Tabela 2 diferencial de 800 mbar Como há um limite na pressão do forno da máquina de fundição que pode ser aplicada quando não há pressão na câmara isso limitou o diferencial de pressão máxima a 800 mbar Como resultado há uma diferença tanto na contrapressão durante o enchimento da matriz quanto na pressão exercida sobre o componente durante a solidificação para as duas condições de processo examinadas 33 Aquisição de dados de Temperatura No total 65 TCs tipo K foram instalados nas seções da matriz e na máquina em vários locais 31 na matriz superior 13 na matriz inferior 5 no ambiente ao redor da matriz 9 nos canais de resfriamento e 4 na a placa inferior na qual a matriz está montada Além disso 3 foram lançados no componente Nota o erro típico do tipoK TC na faixa de temperatura deste trabalho é inferior a 22 C Os dados dos TCs foram coletados com um sistema DAQ a 4 Hz Os dados de temperatura coletados foram usados para quatro finalidades principais 1 Auxiliar na compreensão dos fenômenos de transportes ativos durante este processo de fundição Por exemplo identificação de Fig 4 Pressão do forno pressão da câmara e variação do diferencial de pressão resultante com o tempo para as condições de processo CPCSP e CPCLP Table 2 e Distances between the TCs and diecasting interface TC label TC3 TC9 TC12 TC36 TC42 TC46 Distance mm 50 53 50 50 54 69 7116 J o UR n a l o f m a T e R I a l s R e s e a R c h an d T e c hn ol o G Y 2 0 2 1 1 5 7 1 1 1 e7124 Table 3 e Furnace and chamber pressure parameters and resulting pressure differentials used in the two process conditions Time s Description CPCSP mbargauge CPCLP mbargauge DP CPCSPLP mbar 5 Initial pressurization of the furnace and chamber 2200 0 00 8 Furnace pressure increase to compensation for the Variable Variable 00 liquid level drop in the furnace due to consumption of metal e calculated 18 Furnace pressure increase to force liquid up the transfer 2290a 90a 9090 tube 32 Furnace pressure increase to fill the die cavity 2360a 160a 160160 37 Firststage furnace pressure intensification 2500a 300a 300300 43 Secondstage furnace pressure intensification 2500a 800a 2500800 143 Pressure release is started 2500a 800a 2500800 203 Pressure release is finished 0 0 0 a The calculated compensation pressure for liquid metal consumption variable is not included in these values a transferência de calor durante a ebulição ocorreu dentro dos elementos de resfriamento de água 2 Identificar e quantificar condições de fronteira Por exemplo o sistema DAQ mede a temperatura ambiente na câmara que foi utilizada no modelo para descrever a transferência de calor por convecção da matriz para o ambiente dentro da câmara de pressão 3 Validar o modelo 4 Identificar diferenças no processo resultantes dos dois conjuntos de condições do processo ou seja com e sem a câmara pressurizada 34 Caracterização do elenco Para cada condição do processo um componente foi examinado por tomografia computadorizada CT de raiosX para fornecer dados sobre porosidade baseada em contração com recursos maiores que 05 mm As peças fundidas selecionadas para análise de TC foram obtidas do processo operando em um estado estacionário cíclico Esses dados também serão usados para avaliar a capacidade do modelo de prever defeitos de porosidade baseados em contração Além da análise de TC duas seções de cada componente foram removidas e examinadas em microscopia óptica para caracterizar o espaçamento dos braços dendríticos secundários SDAS Uma dessas seções foi cortada de uma região próxima à entrada localização B na Fig 6a enquanto a outra foi retirada de uma região distante da entrada localização A na Fig 6a Em cada amostra o SDAS foi determinado usando a abordagem de interceptação de linha padrão 20 Este procedimento foi realizado em quatro dendritos primários separados Essas medições foram então divididas pelo número de dendritos secundários em cada dendrito primário para obter o SDAS e em seguida a média dos quatro valores de SDAS foi calculada Amostras de tração foram usinadas de cada um dos componentes fundidos veja as localizações das amostras TS1 TS2 e TS3 na Fig 6a As dimensões das amostras de tração são mostradas na Fig 6b que estão de acordo com a norma ASTM B 557M Os testes foram realizados em um Instron 3369 com o controle de deslocamento de acordo com ASTM E8 A velocidade de teste é de 2 mmmin e um strain gauge clipon Gauge Length 127 mm05 polegadas foi instalado para determinar a deformação Modelo Computacional O modelo matemático do processo CPC foi desenvolvido no ProCAST1 que utiliza o Método dos Elementos Finitos FEM O software é capaz de descrever os fenômenos de transporte que ocorrem durante os diferentes estágios da fundição ou seja preenchimento da matriz conservação do momentocontinuidade da massa solidificação calorconservação abertura da matriz calorconservação ejeção da peça calorconservação e fechamento da matriz calorconservação Não é capaz de realizar uma análise bifásica durante o enchimento da matriz que possa ser usada para contabilizar o efeito da contrapressão 2e3 bar na ventilação e na turbulência da superfície livre O modelo do processo CPC foi baseado em um modelo anterior de um processo de fundição de roda LPDC publicado pelos autores ver referência 17 que assume ventilação perfeita durante o estágio de enchimento Na maior parte os parâmetros propriedades do material condições de interfacelimite e parâmetros numéricos usados para o modelo LPDC foram aplicados sem adiçãomodificação para análise do processo CPC Uma adiçãomodificação necessária foi a formulação de um Fig 5 Tempos de resfriamento e consulte a Fig 3 a para os locais de canais de resfriamento na matriz superior of cooling channels on the top die 1 A trademark of ESIGroup 7117 J o UR nal o f m a T e RI als R es ea R ch and T e c hn o l o GY 20 21 1 5 7 1 1 1 e7124 Fig 6 Amostras retiradas do braço de controle para análise microestrutural e ensaios de tração condição de contorno para descrever a transferência de calor dentro dos elementos de resfriamento local da matriz superior que usam água às vezes também chamados de dedos de resfriamento Essa adiçãomodificação teve que ser feita porque o processo CPC não aplica purga de ar após desligar a água enquanto o processo LPDC faz Uma vez que muitos dos aspectos dos dois modelos são idênticos apenas as diferenças serão discutidas aqui 31 Geometria e Malha A geometria domínio computacional e a malha usada no modelo foram apresentadas anteriormente na Fig 2 A malha variou em tamanho de 2 a 10 mm e foi configurada para aumentar gradualmente afastandose de áreas de alta transferência de calor incluindo a fundiçãofundição interface e os elementos de resfriamento de água O resultado foi uma malha contendo 73996 células superficiais e 448137 células corporais 32 Propriedades Termofísicas e condições iniciais As propriedades termofísicas dos elementos da matriz H13 e da fundição A356 são idênticas às utilizadas em 17 O processo CPC é cíclico e a distribuição de temperatura na matriz ao final de cada ciclo de fundição serve como a distribuição de temperatura nas matrizes no início do próximo ciclo Se não houver alterações nos parâmetros do processo o processo eventualmente atingirá um estado estacionário cíclico onde a distribuição de temperatura no início e no final de cada ciclo é a mesma e invariante com o tempo Normalmente há uma série de ciclos necessários para atingir o estado estacionário cíclico no início de uma campanha de fundição e após uma interrupção do processo O modelo opera da mesma forma com a distribuição de temperatura nas matrizes ao final de um ciclo de entrada como condição inicial para o ciclo subseqüente O estado estacionário do ciclo é dito ser alcançado quando a mudança de temperatura no a matriz ciclo a ciclo não excede um limite de entrada do usuário de 5 C 33 Condições de Limites Existem duas categorias de condições de contorno fluxo térmico e fluido 331 Condições de Limites Térmico Resfriamento a água e Os elementos de resfriamento a água usados para resfriar a matriz são cuidadosamente projetados com relação à localização e tempo de ligardesligar dentro de um ciclo de fundição Um exemplo de um típico elemento de resfriamento pontual é mostrado esquematicamente na Fig 7 No modelo os tempos de ligadesliga correspondem àqueles usados nos testes da planta consulte a Seção 32 Os fenômenos de transferência de calor que ocorrem dentro dos elementos de resfriamento de água são tipicamente altamente não lineares em relação à temperatura da interface da matriz tanto quando a água é ligada quanto novamente quando é desligada Inicialmente quando a água entra pela primeira vez no resfriamento elemento a matriz está quente 300e500 C e a ebulição ocorre até a temperatura da matriz é reduzida Após este transiente inicial o calor é removido por convecção forçada Quando o fluxo de água é desligado o calor continua a ser extraído da matriz em alta taxa enquanto a água residual está presente A transferência de calor durante esse transiente normalmente retorna à fervura até que a água esteja ferveu Nota isso pode levar algum tempo se a água estiver reabastecido pela drenagem das linhas de abastecimento A metodologia para descrever a transferência de calor que ocorre nos locais de resfriamento é a mesma do processo LPDC Para o estágio de água ele é descrito pela seguinte condição de contorno térmico qcc ¼ hcc ðTsurf TwaterÞ 1 Fig 7 e Esquema do elemento de resfriamento spot ou fingertype usado no processo CPC 7118 J o UR n a l o f m a T e R I a l s R e s e a R c h an d T e c hn ol o G Y 2 0 2 1 1 5 7 1 1 1 e7124 onde qcc é o fluxo de calor hcc é o coeficiente de transferência de calor HTC e Tsurf e Twater são a temperatura da superfície da matriz e a temperatura da água respectivamente Os leitores devem consultar 17 para obter detalhes sobre a metodologia usada para calcular o hcc e definir o Twater Quando o fluxo de água é desligado um fluxo de calor constante derivado por tentativa e erro é aplicado para representar o calor removido pela água residual conforme ela ferve Reconhecese que este método é uma descrição simplificada que poderia ser melhorada usando um HTC mais baseado em fundamentos e dependente da temperatura para ebulição estagnada No entanto isso requer a aplicação de dois HTCs dependentes de temperatura em um limite que só pode ser implementado por meio do uso de subrotinas do usuário no ProCAST As subrotinas do usuário não eram suportadas na versão usada para este estudo O fluxo de calor constante aplicado quando a água é desligada é 30 105 Wm2 Note que no modelo LPDC original este parâmetro foi definido como 15 105 Wm2 para descrever a transferência de calor após o fluxo ser interrompido A razão para aumentar esse parâmetro sobre o que foi usado anteriormente é que depois que a água de resfriamento é desligada no processo CPC os elementos de resfriamento não são purgados com ar para remover rapidamente a água como é o caso do resfriamento do tipo canal usado em matrizes de rebolo LPDC avançadas Resfriamento ambiental No modelo um HTC de 20 Wm2K e uma temperatura ambiente de 85 C medida dentro da câmara de pressão são usados para descrever a convecção transporte de calor das superfícies externas da matriz Para capturar o transporte radiativo uma emissividade de 08 é usada com a mesma temperatura ambiente Esta condição de contorno é aplicada a todas as superfícies expostas ao ambiente na câmara de pressão A temperatura na câmara de pressão mostrouse relativamente estável e não variou para as duas condições de processo examinadas no estudo Temperatura na entrada A condição de contorno térmico na entrada do fluxo de fluido é definida para a temperatura do metal que entra 700 C Esta temperatura corresponde à média temperatura do alumínio líquido medida na exploração forno Transferência de calor de interface A transferência de calor através das interfaces matriz matriz e fundição matriz exibe uma variedade de comportamentos incluindo dependência de tempo temperatura e localização Para as interfaces matrizmatriz que mantêm contato contínuo ao longo do processo de fundição é aplicada uma interface constante HTC Para as interfaces matrizmatriz que são periódicas ou seja que estão presentes quando a seção da matriz é fechada e depois são removidas quando as seções da matriz são abertas uma interface constante HTC é aplicada enquanto há contato e quando o contato é interrompido o condição de contorno ambiental descrita anteriormente é aplicada Para a interface de fundiçãomatriz um HTC inicial relativamente grande é aplicado para representar o metal líquido em contato com a matriz sólida durante o estágio de enchimento À medida que o elenco se solidifica o comportamento da interface muda e se torna mais complexo Dependendo da localização dentro da matriz a interface pode sofrer pressão ou inversamente formação de lacunas devido à contração térmica do componente fundido e à expansãocontração térmica da matriz à medida que ela é primeiro aquecida e depois resfriada Na versão atual do modelo dois sensores de temperatura HTCs de interface dependente foram adotados para descrever a transferência de calor associada ao comportamento da interface acima mencionado um para o dado superior e outro para o dado inferior As correlações utilizadas no modelo são apresentadas na referência 17 332 Condições de contorno de fluxo de fluido O fluxo de fluido durante o enchimento é conduzido por uma diferença de pressão entre o forno de retenção de metal e a câmara de pressão Atualmente o modelo emprega uma condição de contorno de entrada de pressão durante o processo de enchimento O domínio computacional não inclui o tubo de transferência abaixo do canal de entrada e portanto a pressão aplicada na entrada do domínio foi modificada para compensar a pressão necessária para preencher o tubo de transferência e ver a Equação 2 Pinlet ¼ DP rA356 ghtube 2 onde Pinlet é a pressão aplicada na entrada do domínio DP é como definido anteriormente rA356 é a densidade da liga de alumínio A356 g é a aceleração devido à gravidade e htube é o comprimento do tubo de transferência entre o canal de entrada e o metal líquido superfície no forno de espera Ver também Tabela 3 O modelo assume ventilação perfeita durante o estágio de enchimento e portanto não há contrapressão desenvolvida na análise Além disso o modelo resolve o fluxo de fluido apenas durante o estágio de enchimento do processo o que significa que o efeito da intensificação da pressão não pode ser considerado depois que a cavidade da matriz estiver totalmente preenchida e a pressão de entrada for ajustada para 0 34 Configurações e parâmetros de convergência numérica Os critérios de convergência padrão do ProCAST foram avaliados em uma análise de sensibilidade e mostraramse adequados Os passos de tempo foram atualizados dinamicamente para atender aos critérios de convergência da solução Valores de 0001 01 e 1 s foram usados para o intervalo de tempo inicial o intervalo de tempo máximo durante o enchimento e o intervalo de tempo máximo durante a solidificação respectivamente 4 Resultados e Discussão 41 Medições na Planta 411 Medições de Temperatura As temperaturas medidas durante o processo CPCSP em estado estacionário cíclico são apresentadas e discutidas nesta seção Ou seja seis TCs foram selecionados para apresentar os dados TC3 TC9 e TC12 no top die e TC36 TC42 e TC46 na matriz inferior As localizações aproximadas desses TCs são dadas na Fig 3 e suas distâncias para a interface de fundiçãomolde na Tabela 2 Podese ver que os TCs selecionados são suficientes para fornecer adequadamente uma sensação geral da temperatura superior da matriz e sua evolução com tempo Para começar avaliase até que ponto o estado estacionário cíclico foi alcançado traçando as medições de temperatura obtidas de dois termopares obtidos em três ciclos consecutivos ciclos 4e6 em função do tempo dentro de um ciclo de fundição A Fig 8a apresenta os dados para TC3 localizado na matriz superior e a Fig 7119 J o UR nal o f m a T e RI als R es ea R ch and T e c hn o l o GY 20 21 1 5 7 1 1 1 e7124 8b para TC42 localizado na matriz inferior Podese ver que as histórias térmicas indicam excelente estabilidade do processo A Fig 9a e b mostram a evolução da temperatura durante o ciclo 4 para os três TCs representativos na matriz superior e três TCs na matriz inferior respectivamente A evolução da temperatura em cada local do TC apresenta comportamento semelhante e é observada em três estágios 1 uma diminuição gradual seguindo o dieclose 2 um rápido aumento de temperatura à medida que o metal líquido entra na matriz e começa a solidificar e 3 uma diminuição gradual associada à solidificação do fundido e ao resfriamento ativo da matriz A evolução da temperatura em locais individuais de TC depende de uma combinação de fatores incluindo proximidade da entrada de metal proximidade da interface de fundiçãomolde e proximidade de quaisquer elementos de resfriamento e seus cronogramas de ativação Comparando as temperaturas nos TCs em vários locais duas observações são aparentes 1 Os TCs próximos à entradasprue por exemplo TC3 experimentam temperaturas mais altas do que aqueles que estão remotos por exemplo TC9 e TC12 As temperaturas em TC3 estão na faixa de 420e490 C TC9 é 340e450 C e TC12 é 260e370 C Essa queda de temperatura é desejada para promover o regime de solidificação começando na posição mais distante do jito e geralmente se movendo em direção ao sprue fornecendo assim uma fonte de líquido para alimentar a mudança de densidade de líquidosólido 1 Há mais variação espacial na distribuição de temperatura na matriz superior em comparação com a matriz inferior Como pode ser visto na Fig 3b os pares de termopares TC12TC42 e TC9TC36 estão localizados diretamente um sobre o outro alinhados verticalmente TC9 e TC12 que estão localizados na matriz superior exibem uma diferença de temperatura muito mais significativa 70 C em comparação com TC36 e TC42 30 C este O fenômeno é observado porque a matriz superior é extensivamente resfriada por sete elementos de resfriamento pontual de água Os históricos de temperatura adquiridos de seis TCs de exemplo para as duas condições de processo CPCSP e CPCLP são comparados na Fig 10aef As linhas sólidas preta e vermelha são as temperaturas medidas nas condições CPCSP e CPCLP respectivamente Como pode ser visto o início do segundo estágio no comportamento da temperatura ou seja quando o calor do metal líquido atinge o local do TC e a temperatura sobe rapidamente ocorre 12 s mais cedo na condição CPCLP em comparação com o CPCSP condição para os locais examinados Isso sugere que a cavidade da matriz é preenchida 12 s antes na condição de processo CPCLP do que na condição de processo CPC SP Referindose às curvas de pressão ver Fig 4c as duas condições de processo têm curvas diferenciais de pressão idênticas durante o estágio de enchimento Fig 8 Temperaturas medidas a partir de três ciclos sequenciais Fig 9 Temperaturas medidas por diferentes TCs de um ciclo cíclico estacionário 7120 J o UR n a l o f m a T e R I a l s R e s e a R c h an d T e c hn ol o G Y 2 0 2 1 1 5 7 1 1 1 e7124 Fig 10 Comparação das temperaturas medidas em diferentes condições de processo e assim esperase que o comportamento de preenchimento seja idêntico Uma possível explicação é que o enchimento está sendo afetado por uma diferença na ventilação entre os dois casos Conforme definido anteriormente DP ¼ P forno P câmara fornece a força motriz para o preenchimento da matriz Essa expressão no entanto não é estritamente correta A expressão correta deve ser DP ¼ P forno P cavidade da matriz Durante o processo de enchimento se a ventilação não for suficiente uma contrapressão significativa pode se formar na matriz cavidade o que reduziria a força motriz retardando o enchimento Como a matriz usada em ambas as condições do processo incluindo os respiros é idêntica parece que o respiro está sendo inibido no caso do CPCSP por causa da pressão elevada na câmara Ao passar pelos recursos de ventilação da matriz que são lacunas finas a resistência queda de pressão na ventilação dependeria da viscosidade do ar que por sua vez seria afetada por sua pressão Para resolver esse problema foi feita uma comparação do comportamento do pós preenchimento uma mudança de 12 segundos para os dados CPCLP e adicionada aos gráficos como a linha preta tracejada Comparando os dados do CPCLP deslocado com os dados do CPCSP a evolução da temperatura nos locais examinados na matriz é muito semelhante entre as duas condições do processo A maioria dos locais exibe uma diferença na faixa de 0e10 C A diferença máxima observada é de aproximadamente 15 C e ocorreu no TC36 Isso indica que a pressão da câmara não tem um impacto significativo no campo de temperatura dentro da matriz Tem sido afirmado que a transferência de calor interfacial pode ser melhorada com a aplicação de pressão na câmara 9 Esta afirmação não é suportada pelos dados de temperatura medidos neste trabalho Interface de fundiçãodieta melhorada 7121 J o UR nal o f m a T e RI als R es ea R ch and T e c hn o l o GY 20 21 1 5 7 1 1 1 e7124 Fig 11 Observação das amostras por microscopia óptica a transferência de calor elevaria a temperatura da matriz Em contrapartida observase que a temperatura da matriz no CPCLP é ligeiramente superior à do CPCSP 42 Microestrutura e propriedades mecânicas As microestruturas obtidas do local A para as duas condições de processo são mostradas na Fig 11 a e b e para o local B na Fig 11 c e d Essas imagens foram obtidas opticamente e foram preparadas por polimento de 05 mm não foi usado ataque ácido O SDAS de cada amostra foi medido média de 5 medições a partir dessas micrografias e relatado na Fig 12 O número que aparece acima de cada barra é a média das cinco medições e o desvio padrão nas medições foi também foi adicionado e é indicado pela linha preta Como pode ser visto para ambas as condições do processo a microestrutura no local A é mais refinada do que no local B Isso ocorre porque a taxa de resfriamento é maior no local A que está localizado mais longe do jito do que no local B Comparando os dois condições do processo a diferença nas médias no local A é 25 e no local B 5 com o processo CPCLP produzindo consistentemente um SDAS menor No entanto devese notar que as diferenças observadas se enquadram na variabilidade das medições e portanto nenhuma conclusão pode ser tirada Os resultados dos testes de tração amostras fundidas são mostrados na Fig 13 A Fig 13a mostra uma curva de teste de tração típica e a Fig 13b mostra uma comparação entre o UTS obtido dos três locais de amostra para as duas condições do processo Os três locais de amostra podem ser encontrados consultando a Fig 6a Mais uma vez parece não haver diferença significativa nos resultados para as duas condições de processo examinadas 42 Resultados de modelagem O modelo do processo CPC foi usado para prever a evolução da temperatura dentro da matriz e da fundição para as condições do processo examinadas no teste da planta Para começar a variação de temperatura prevista pelo modelo na matriz é comparada com as temperaturas medidas para validar o modelo O modelo validado foi então usado para examinar a Fig 12 Medidas SDAS 7122 J o UR n a l o f m a T e R I a l s R e s e a R c h an d T e c hn ol o G Y 2 0 2 1 1 5 7 1 1 1 e7124 Fig 13 e Tensile test results diferença no enchimento para entender melhor o impacto no campo térmico da fundiçãoinjeção e o potencial para formação de defeitos 531 Temperatura da matriz O histórico de temperatura do estado estacionário cíclico previsto pelo modelo nos seis locais representativos do TC é comparado com os dados medidos na Fig 14 consulte a Fig 3 para obter os locais do TC Em geral as temperaturas previstas pelo modelo mostram concordância razoável com os resultados experimentais O nível de concordância mostrado indica que o modelo considera todos os principais fenômenos físicos com relação à transferência de calor e ao fluxo de fluido que ocorre no processo CPC Dito isso podese observar que em alguns locais por exemplo TC3 e TC9 o ajuste é relativamente ruim principalmente quando a matriz atinge suas temperaturas de pico na faixa de 60e120 s Uma possível explicação para essa discrepância é que uma descrição simplificada do comportamento da interface fundiçãomoldagem é usada no modelo Pesquisas recentes confirmaram que o comportamento da interface durante o processo de fundição é complexo devido ao potencial para formar lacunas físicas e pressão depois que a matriz é preenchida e a fundição começa a se solidificar 21 Uma descrição mais quantitativa exigiria uma compreensão da contração da fundição e do comportamento de expansãocontração da matriz em vários locais dentro da matriz o que está além das capacidades do modelo atual pois utiliza uma correlação baseada em temperatura independente da posição 531 Sequência de Solidificação porosidade baseada em contração A sequência de solidificação prevista pelo modelo foi usada para avaliar os locais prováveis de formação de porosidade por contração Idealmente a solidificação direcional ocorre de forma que a solidificação comece no ponto mais distante do sprue na fundição antes de progredir gradual e sequencialmente em direção à entradasprue A falha na obtenção da solidificação direcional resulta no encapsulamento do líquido o que pode causar porosidade baseada no encolhimento Para avaliar o potencial de encolhimento os contornos da fração sólida no fundido na faixa de 0e07 foram plotados em função do tempo de ciclo na Fig 15 para a condição de processo CPCSP A sequência de imagens permite observar a progressão da frente de solidificação dentro da peça fundida Esses resultados indicam que a solidificação direcional é amplamente alcançada Apenas uma pequena região de encapsulamento líquido é observada na Fig 15b A porosidade no braço de controle da amostra obtida da condição de processo CPCSP foi examinada por imagens de Tomografia Computadorizada TC Os resultados de TC mostrados na Fig 16 confirmam que não há regiões de grande porosidade de contração No entanto duas regiões contendo indicações foram identificadas e ver Fig 16a Uma visão aproximada desses locais mostrada na Fig 16b indica que a porosidade é pequena e distribuída consistentemente com estágio posterior alto fs contração de solidificação Fig14 Comparação de temperatura entre os resultados do modelo e os dados medidos 7123 J o UR nal o f m a T e RI als R es ea R ch and T e c hn o l o GY 20 21 1 5 7 1 1 1 e7124 Fig 15 Sequência de solidificação representada pelos contornos da fração sólida limitada a 07 Fig 16 Localização da porosidade detectada pela tomografia computadorizada 5 Resumo e Conclusão Pela primeira vez os efeitos da pressão aplicada na câmara no processo CPC foram investigados e comparados com o processo LPDC tradicional As comparações foram feitas em uma máquina CPC comercial usada para produzir braços de controle automotivos em duas condições de processo diferentes A primeira condição do processo foi a operação padrão e a segunda condição foi usar uma pressão de câmara mais baixa atmosférica para emular o processo LPDC convencional Todos os outros parâmetros do processo foram mantidos constantes A análise pósfundição foi feita através de uma comparação cuidadosa dos dados de temperatura derivados da matriz um exame microestrutural de amostras metalográficas retiradas de vários locais testes mecânicos de amostras retiradas de vários locais na fundição e análise dos resultados de uma tomografia computadorizada Depois de analisar os dados das duas condições do processo descobriuse que um aumento da contrapressão durante o enchimento da matriz alterou significativamente o comportamento do enchimento atrasando o enchimento em 12s Especulase que esse atraso seja devido à maior resistência à ventilação associada ao aumento da viscosidade do ar na pressão elevada Além desta diferença o aumento do diferencial de pressão durante a solidificação não influencia significativamente a evolução do campo térmico no interior do fundido Nenhuma diferença significativa foi observada nos dados baseados em TC nos dados baseados em microestrutura e nos dados baseados em tração Uma metodologia de modelagem computacional originalmente desenvolvida para o processo LPDC foi aplicada para simular o processo CPC e investigar melhor o impacto da contrapressão O modelo mostrouse preciso com poucas alterações em sua formulação além de implementar a condição de contorno associada aos elementos de resfriamento de parcela não presentes no modelo LPDC original Demonstra que a metodologia de modelagem desenvolvida é amplamente aplicável aos processos de fundição permanente para a produção de diversas peças automotivas Declaração de Interesse Concorrente Os autores declaram que não têm interesses financeiros concorrentes conhecidos ou relacionamentos pessoais que possam parecer influenciar o trabalho relatado neste artigo 7124 J o UR n a l o f m a T e R I a l s R e s e a R c h an d T e c hn ol o G Y 2 0 2 1 1 5 7 1 1 1 e7124 Reconhecimentos Os autores reconhecem o apoio financeiro e técnico da CITIC Dicastal Co Ltd para este trabalho R E F E R Ê N C I A S 1 Martin Kahl XB Special report vehicle lightweighting 2016 2 Isenstadt A German J Bubna P Wiseman M Venkatakrishnan U Abbasov L et al Lightweighting technology development and trends in US passenger vehicles Int Counc Clean Transp Work Pap 201625 3 Bonollo F Urban J Bonatto B Botter M Gravity and low pressure die casting of aluminium alloys a technical and economical benchmark La Metall Ital 200523e32 4 Butler WA High pressure die casting encyclopedia of materials Science and Technology 2001 5 Zhang B Maijer DM Cockcroft SL Development of a 3D thermal model of the lowpressure diecast LPDC process of A356 aluminum alloy wheels Mater Sci Eng A 2007464295e305 httpsdoiorg101016jmsea200702018 6 Collot J Review OF new process technologies IN the aluminum diecasting industry Mater Manuf Process 200116595e617 httpsdoiorg101081AMP100108624 7 Hu H Chen F Chen X Chu YL Cheng P Effect of cooling water flow rates on local temperatures and heat transfer of casting dies J Mater Process Technol 200414857e67 https doiorg101016jjmatprotec200401040 8 Liu GW Morsi YS Clayton BR Characterisation of the spray cooling heat transfer involved in a high pressure die casting process Int J Therm Sci 200039582e91 httpsdoiorg 101016S1290072900002076 9 Vijayaram TR CounterPressure casting techniquefor aluminium foundries 2012 10 Katzarov IH Arsov YB Stoyanov P Zeuner T Buehrig Polaczek A Sahm PR Porosity formation in axisymmetric castings produced by counterpressure casting method Int J Heat Mass Tran 200144111e9 httpsdoiorg101016S0017 931000000855 11 Ou J Wei C Maijer D Cockcroft S Zhang Y Chen Z et al Modelling of an industrial die casting process for the production of aluminum automotive parts In Proceedings of the IOP conference series materials science and engineering vol 861 Institute of Physics Publishing 2020 p 12030 12 Zhu J Cockcroft S Maijer D Modeling of microporosity formation in A356 aluminum alloy casting Metall Mater Trans A 2006371075e85 httpsdoiorg101007s11661006 10275 13 Reilly C Duan J Yao L Maijer DM Cockcroft SL Process modeling of lowpressure die casting of aluminum alloy automotive wheels JOM 2013651111e21 httpsdoiorg 101007s1183701306771 14 Duan J Maijer D Cockcroft S Reilly C Development of a 3D filling model of lowpressure diecast aluminum alloy wheels Metall Mater Trans A 2013445304e15 https doiorg101007s1166101316546 15 Yao L Cockcroft S Zhu J Reilly C Modeling of microporosity size distribution in aluminum alloy A356 Metall Mater Trans A 2011424137e48 httpsdoiorg 101007s116610110811z 16 Ou J Wei C Cockcroft S Maijer D Zhu L A L et al Advanced process simulation of low pressure die cast A356 aluminum automotive wheels d Part I process characterization Metals Basel 202010563 httpsdoiorg103390met10050563 17 Ou J Wei C Cockcroft S Maijer D Zhu L A L et al Advanced process simulation of low pressure die cast A356 aluminum automotive wheelsdPart II modeling methodology and validation Metals Basel 2020101418 httpsdoiorg 103390met10111418 18 Jahangiri A Marashi SPH Mohammadaliha M Ashofte V The effect of pressure and pouring temperature on the porosity microstructure hardness and yield stress of AA2024 aluminum alloy during the squeeze casting process J Mater Process Technol 20172451e6 httpsdoiorg101016 jjmatprotec201702005 19 Georgiev GE Stanev L Georgiev M Maneva A Stanev S Optimization OF the process OF casting formation BY CPC method using computer simulation 2017 20 Vandersluis E Ravindran C Comparison of measurement methods for secondary dendrite arm spacing Metallogr Microstruct Anal 2017689e94 httpsdoiorg101007 s1363201603318 21 Wei C Ou J Fan P Mehr F Maijer D Cockcroft S et al Toward the development of a thermalstress model of an industrial counter pressure casting process In Proceedings of the IOP conference series materials science and engineering vol 861 Institute of Physics Publishing 2020 p 12062