汽車發(fā)動(dòng)機(jī)前支架球化澆注工藝的優(yōu)化設(shè)計(jì)

劉德仲，劉兆晶，王建勛，焦黎明，戴云婷

（1.哈爾濱北環(huán)機(jī)械制造有限公司，哈爾濱 150060；2.哈爾濱理工大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，哈爾濱 150040）

球墨鑄鐵自上世紀(jì)40年代末問(wèn)世以來(lái)，其發(fā)展十分迅速[1-2]。球墨鑄鐵生產(chǎn)工藝簡(jiǎn)單，成本低廉，球墨鑄鐵在鑄鐵件中所占的比例在逐步增大[3]。作為新型的工程材料和良好的結(jié)構(gòu)材料，球鐵在汽車制造及零部件生產(chǎn)方面的應(yīng)用也越來(lái)越廣泛[4-5]。

鑄件的質(zhì)量及控制，對(duì)工業(yè)化生產(chǎn)是非常重要的[6]。由于汽車上零部件的鑄造生產(chǎn)產(chǎn)量大，其質(zhì)量控制要求更加精準(zhǔn)和規(guī)范。由于各種條件因素的變化都能使得鑄件的性能產(chǎn)生波動(dòng)，如在實(shí)際生產(chǎn)中發(fā)現(xiàn)鐵液的出爐溫度、球化處理時(shí)間以及澆注溫度等因素的波動(dòng)對(duì)鑄件的產(chǎn)品質(zhì)量都有一定的影響。結(jié)合生產(chǎn)實(shí)際情況，對(duì)產(chǎn)生性能波動(dòng)的工藝參數(shù)，鐵液出爐溫度、球化處理時(shí)間及澆注溫度等進(jìn)行正交設(shè)計(jì)試驗(yàn)，對(duì)其球化效果和性能進(jìn)行分析，得出最佳的球化工藝參數(shù)。

1 試驗(yàn)用材料及制備和試驗(yàn)測(cè)試分析方法

1.1 試驗(yàn)材料及熔煉制備

本試驗(yàn)是在生產(chǎn)汽車發(fā)動(dòng)機(jī)前支架的實(shí)際條件下進(jìn)行的。生產(chǎn)及試驗(yàn)爐料成分如表1。

表1 生產(chǎn)及試驗(yàn)爐料的化學(xué)成分（w%）

用樹脂砂造型，Y型試塊澆鑄；采用感應(yīng)電爐熔煉，設(shè)備為250kW、220kg的KGYSC-250[FLH]高周波感應(yīng)電爐；熔煉過(guò)程測(cè)溫使用數(shù)字顯示快速測(cè)溫儀，儀表型號(hào)為：XMTⅡ-101型，精度為0.5級(jí)，測(cè)溫范圍0℃～1800℃。

1.2 球鐵球化工藝參數(shù)

選取出爐溫度為1500℃、1525℃、1550℃，球化保溫時(shí)間為2min、3min、4min，澆注溫度為1350℃、1400℃、1450℃，進(jìn)行試樣澆鑄制備。

1.3 組織觀察及力學(xué)性能測(cè)試方法

（1）金相組織觀察：采用OLYMPUS GX71倒置式金相顯微鏡對(duì)材料的金相組織進(jìn)行觀察并對(duì)相應(yīng)區(qū)域進(jìn)行照相記錄。

（2）硬度、沖擊韌性和拉伸試驗(yàn)的測(cè)定方法：布氏硬度在HB3000型布氏硬度計(jì)上進(jìn)行，沖擊韌性在JBN-300B型沖擊試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。梅氏試樣U型缺口，尺寸為10mm×10mm×55mm。拉伸試驗(yàn)在SSC-44300型電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，采用10倍圓柱拉伸試樣。

2 球化澆注工藝的正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1 試驗(yàn)方案的確定

球化工藝正交L9（34）試驗(yàn)[7]考慮的因素及水平如表2。A因素為鐵液出爐溫度，B因素為球化處理時(shí)間，C因素為澆注溫度。選擇的性能指標(biāo)為布氏硬度、沖擊韌性、抗拉強(qiáng)度、延伸率和斷面收縮率。熔煉制備試樣方案如表3。

表2 球化工藝正交試驗(yàn)考慮的因素及水平

表3 熔煉制備試驗(yàn)方案

2.2 正交試驗(yàn)的結(jié)果

（1）性能測(cè)試結(jié)果

根據(jù)表3制定的試驗(yàn)方案，進(jìn)行了9爐次的熔煉及材料的制備，對(duì)所得到的試樣分別進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)試。其數(shù)據(jù)見(jiàn)表4。

（2）金相組織觀察

表4 材料的性能數(shù)據(jù)表

圖 1 為 1500℃出爐，（a）球化處理 2min，1350℃澆注、（b）球化處理 3min，澆注 1400℃、（c）球化處理4min，1450℃澆注的試驗(yàn)材料的金相組織照片；

圖2 為 1525℃出爐，（a）球化處理 2min，1400℃澆注、（b）球化處理 3min，澆注 1450℃、（c）球化處理4min，1350℃澆注的試驗(yàn)材料的金相組織照片；

圖3 為 1550℃出爐，（a）球化處理 2min，1450℃澆注、（b）球化處理 3min，澆注 1350℃、（c）球化處理4min，1400℃澆注的試驗(yàn)材料的金相組織照片；

2.3 計(jì)算及優(yōu)化過(guò)程

根據(jù)L9（34）正交設(shè)計(jì)方案的離差R的計(jì)算，其公式如下：

R為離差（極差），反應(yīng)各因素對(duì)性能影響的大小。

（1）各因素對(duì)抗拉強(qiáng)度指標(biāo)影響大小的評(píng)定

表5為正交試驗(yàn)抗拉強(qiáng)度指標(biāo)分析列表，由式（1）得到各因素對(duì)抗拉強(qiáng)度指標(biāo)的離差數(shù)據(jù)，如圖4所示。

圖1 鐵液出爐溫度1500℃的試驗(yàn)材料的金相組織照片

圖2 鐵液出爐溫度1525℃的試驗(yàn)材料的金相組織照片

圖3 鐵液出爐溫度1550℃的試驗(yàn)材料的金相組織照片

表5 正交設(shè)計(jì)試驗(yàn)抗拉強(qiáng)度指標(biāo)分析列表

（2）各因素對(duì)布氏硬度指標(biāo)影響大小的評(píng)定

表6為正交試驗(yàn)硬度指標(biāo)分析列表，由式（1）得到各因素對(duì)硬度指標(biāo)的離差數(shù)據(jù)，如圖5所示。

（3）各因素對(duì)斷面收縮率指標(biāo)影響大小的評(píng)定

表7為正交試驗(yàn)斷面收縮率指標(biāo)分析列表，由式（1）得到各因素對(duì)斷面收縮率指標(biāo)的離差數(shù)據(jù)，如圖6所示。

（4）各因素對(duì)延伸率指標(biāo)影響大小的評(píng)定

表8為正交試驗(yàn)延伸率指標(biāo)分析列表，由式（1）得到各因素對(duì)延伸率指標(biāo)的離差數(shù)據(jù)，如圖7所示。

（5）各因素對(duì)沖擊韌性指標(biāo)影響大小的評(píng)定

表9為正交試驗(yàn)延伸率指標(biāo)分析列表，由式（1）得到各因素對(duì)延伸率指標(biāo)的離差數(shù)據(jù)，如圖8所示。

3 試驗(yàn)結(jié)果及工藝優(yōu)化分析

3.1 石墨球的變化與性能

從圖 1（a）（b）（c）、圖 2（a）（b）（c）和圖 3（a）（b）（c）的對(duì)比可以看出，在相同的鐵液出爐條件下，球化處理時(shí)間延長(zhǎng)，石墨球長(zhǎng)大且數(shù)量減少；在相同的球化處理時(shí)間條件下，出爐溫度的提高，也使石墨球長(zhǎng)大且數(shù)量減少；在相同的澆注條件下，出爐溫度高，球化處理時(shí)間長(zhǎng)，同樣使石墨球長(zhǎng)大且數(shù)量減少。

圖4 各因素對(duì)抗拉強(qiáng)度指標(biāo)的離差數(shù)據(jù)

表6 正交設(shè)計(jì)試驗(yàn)硬度指標(biāo)分析列表

圖5 各因素對(duì)布氏硬度指標(biāo)的離差數(shù)據(jù)

表7 正交設(shè)計(jì)試驗(yàn)斷面收縮率指標(biāo)分析列表

圖6 各因素對(duì)斷面收縮率指標(biāo)的離差數(shù)據(jù)

表8 正交設(shè)計(jì)試驗(yàn)延伸率指標(biāo)分析列表

圖7 各因素對(duì)延伸率指標(biāo)的離差數(shù)據(jù)

表9 正交設(shè)計(jì)試驗(yàn)沖擊韌性指標(biāo)分析列表

圖8 各因素對(duì)沖擊韌性指標(biāo)的離差數(shù)據(jù)

由圖1～圖3結(jié)合表4的性能測(cè)試結(jié)果分析可以得出，石墨球的長(zhǎng)大且數(shù)量減少，對(duì)硬度和強(qiáng)度的變化不明顯，而沖擊韌性、斷面收縮率和延伸率有所下降。

反應(yīng)硬度指標(biāo)的主要是材料成分和基體組織狀態(tài)。在本試驗(yàn)條件下，材料成分是一致的，組織狀態(tài)是相同的，石墨球的大小不能影響試驗(yàn)材料的硬度。強(qiáng)度指標(biāo)與硬度指標(biāo)相似，由于石墨球的尺寸變化是在有限的尺寸變化范圍內(nèi)，因此在本試驗(yàn)條件下，石墨球的長(zhǎng)大不能引起強(qiáng)度的明顯變化。

韌性和塑性指標(biāo)在材料受力變形及破壞時(shí)，由于石墨球尺寸小、數(shù)量多，在材料變形過(guò)程中其均勻程度較一致，使塑性和沖擊韌性較高；而石墨球的尺寸大、數(shù)量少時(shí)，材料受力變形時(shí)很容易產(chǎn)生不均勻變形導(dǎo)致破壞，使沖擊韌性、延伸率和斷面收縮率降低。

3.2 球化工藝優(yōu)化分析

由圖4可以看出，各因素對(duì)球鐵材料抗拉強(qiáng)度指標(biāo)的重要性次序?yàn)椋篈＞B＞C。即出爐溫度對(duì)抗拉強(qiáng)度的影響最大，球化處理時(shí)間次之，澆注溫度對(duì)抗拉強(qiáng)度的影響最小。從表5中可以看出，較優(yōu)水平為A2B1C1。即對(duì)于抗拉強(qiáng)度指標(biāo)，初步確定最優(yōu)工藝方案①為：出鐵液爐溫度為1525℃，球化處理時(shí)間為2min，澆注溫度為1350℃。

從圖5中可以看出，各因素對(duì)球鐵材料布氏硬度指標(biāo)的重要性次序?yàn)椋築＞A＞C。即球化處理時(shí)間對(duì)布氏硬度影響最大，鐵液出爐溫度次之，澆注溫度對(duì)布氏硬度的影響最小。由表6可以看出，較優(yōu)水平為：A2B1C1。即對(duì)于布氏硬度指標(biāo)，初步確定最優(yōu)工藝方案②為：鐵液出爐溫度為1525℃，球化處理時(shí)間為2min，澆注溫度為1350℃。

從圖6中可以看出，各因素對(duì)球鐵材料斷面收縮率指標(biāo)的重要性次序?yàn)椋篈＞C＞B。即出爐溫度對(duì)斷面收縮率影響最大，澆注溫度次之，球化處理時(shí)間對(duì)斷面收縮率的影響最小。由表7可以看出，較優(yōu)水平為：A3B2C1。即對(duì)于斷面收縮率指標(biāo)，初步確定最優(yōu)工藝方案③為：鐵液出爐溫度為1550℃，球化處理時(shí)間為3min，澆注溫度為1350℃。

從圖7中可以看出，各因素對(duì)球鐵材料延伸率指標(biāo)的重要性次序?yàn)椋篈＞C＞B。即鐵液出爐溫度對(duì)延伸率影響最大，澆注溫度次之，球化處理時(shí)間對(duì)延伸率的影響最小。由表8可以看出，較優(yōu)水平為：A1B2C1。即對(duì)于延伸率指標(biāo)，初步確定最優(yōu)工藝方案④為：鐵液出爐溫度為1500℃，球化處理時(shí)間為3min，澆注溫度為1350℃。

從圖8中可以看出，各因素對(duì)球鐵材料沖擊韌性指標(biāo)的重要性次序?yàn)椋篊＞B＞A。即澆注溫度對(duì)沖擊韌性影響最大，球化處理時(shí)間次之，出爐溫度對(duì)沖擊韌性的影響最小。由表9可以看出，較優(yōu)水平為：A2B1C3。即對(duì)于沖擊韌性指標(biāo)，初步確定最優(yōu)工藝方案⑤為：鐵液出爐溫度為1525℃，球化處理時(shí)間為2min，澆注溫度為1500℃。

從正交設(shè)計(jì)結(jié)果可知，因子A、B的對(duì)比絕對(duì)值比較大，說(shuō)明A、B是對(duì)球鑄件性能起較大影響的主要因子，因子C次之，因子C的對(duì)比絕對(duì)值比較小，它對(duì)球鐵鑄件性能的影響是次要的。而且A、B、C的對(duì)比都是正數(shù)，可見(jiàn)它們的水平A2、B1、C2對(duì)球鐵的性能提高有利。

綜上，根據(jù)正交設(shè)計(jì)試驗(yàn)確定的最佳工藝方案：A2B1C2。即最佳因子參數(shù)為：鐵液出爐溫度為1525℃，球化處理時(shí)間為2min，澆注溫度為1400℃。

3.3 結(jié)論

（1）鐵液在相同的出爐溫度條件下，球化保溫時(shí)間延長(zhǎng)，石墨球長(zhǎng)大且數(shù)量減少；在相同的球化保溫時(shí)間條件下，鐵液出爐溫度的提高，也使石墨球變大數(shù)量減少；在相同的澆注條件下，鐵液出爐溫度高，保溫時(shí)間長(zhǎng)，同樣使石墨球長(zhǎng)大且數(shù)量減少。

（2）石墨球的長(zhǎng)大且數(shù)量減少，對(duì)強(qiáng)度和硬度變化不明顯，而沖擊韌性、斷面收縮率和延伸率有所下降。

（3）在本生產(chǎn)試驗(yàn)條件下確定最佳的工藝參數(shù)為：鐵液出爐溫度為1525℃，球化處理時(shí)間為2min，澆注溫度為1400℃。

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