基于數值模擬的球墨鑄鐵軸承蓋鑄造工藝設計開發

畢海香， 李繼超， 楊恒遠，于建忠

1．濰柴重機股份有限公司 山東濰坊 261108

2．濰柴動力股份有限公司 山東濰坊 261108

軸承蓋是柴油機的重要部件，半圓弧面安裝軸瓦，兩側的貫穿螺栓孔通過螺栓與機體聯接，主要承受爆發壓力和往復慣性力作用，質量要求非常嚴格。

1 鑄件簡介

某種柴油機軸承蓋輪廓尺寸527mm×302mm×118mm，中間最小壁厚25mm，毛坯重量110kg，材質QT400-15，要求抗拉強度≥400MPa，屈服強度≥250MPa， 伸長率≥15%， 本體硬度135～185HBW。 關鍵部位必須做無損檢測，不允許有任何鑄造缺陷。

2 工藝設計及模擬分析

根據公司現有條件，采用堿性酚醛樹脂砂工藝造型，并借用了現有砂箱，一箱2件生產。鑄件水平放置、中間分型，采用了開放式澆注系統，保證了澆注過程中鐵液充型平穩，避免形成因鐵液飛濺、裹氣帶來的氧化夾渣和氣孔等缺陷。貫穿螺栓孔直徑40mm，鑒于細長砂芯極易變形，加工時容易局部缺料，工藝設計時決定貫穿螺栓孔不鑄出，而是后續加工形成。鑄件結構如圖1所示。

圖1 鑄件結構

澆注溫度高時，鐵液流動性好，有利于夾渣上浮，補縮效果好，但溫度太高也會增大液體收縮量，反而容易形成縮松、縮孔，因此為了平衡產生縮松、夾渣的風險，澆注溫度定為1340～1350℃。為避免殘余應力，減少組織內珠光體含量，從而獲得良好的韌性，澆注完成后型內冷卻時間不小于48h，自然時效，不需要去應力退火。

球墨鑄鐵具有糊狀凝固特性。由于這種糊狀凝固特性以及凝固時間較長，造成凝固時球墨鑄鐵件的外殼長期處于較軟狀態，在石墨化膨脹力作用下外殼二次膨脹，松弛了內部壓力，容易在鑄件熱節處形成縮松甚至縮孔，使鑄件的致密性下降[1]。因此，在工藝設計時我們重點關注了縮松問題。

經分析，我們設計了兩種工藝方案（見圖2），并利用MAGMA軟件進行了工藝模擬分析預測，如圖3所示。

方案1：上下全冷鐵工藝，利用冷鐵的激冷效果改變鑄件的溫度場，并利用石墨膨脹自補縮能力解決縮松缺陷。

方案2：底面冷鐵+頂面保溫冒口工藝，主要利用冒口的補縮能力解決鑄件可能產生的縮松問題。

圖2 鑄造工藝方案

圖3 工藝模擬

從圖3鑄件熱節分布中可以看出：方案1中熱節處于軸承蓋心部，呈水平U形分布；方案2中熱節處于軸承蓋頂部，呈垂直傾斜的錐形。

鑄件潛在縮松風險分布情況如圖4所示。

圖4 縮松風險分布及嚴重度

從圖4可以看出，方案1中軸承蓋非加工曲面處存在潛在縮松風險，預測缺陷嚴重度為8.9%～12%；方案2中冒口頸與鑄件連接處存在潛在縮松風險，預測缺陷嚴重度高達11%～58%，而且出氣孔根部也存在潛在縮陷風險。

從模擬分析結果來看，方案1中的縮松主要分布在軸承蓋非加工面底部，基本處于鑄件心部。本工藝中冷鐵布置改變了溫度場，石墨化膨脹發揮了作用，起到了自補縮效果；方案2中的縮松主要分布在保溫冒口根部，即冒口頸與鑄件相連部位，且縮松傾向嚴重，可能是冒口尺寸設計不合理，如冒口偏小，會使冒口中的鐵液先于鑄件熱節凝固，起不到補縮作用，反而從熱節倒抽鐵液；冒口高度偏小則壓力不足，沒有足夠的動力將鐵液送入鑄件，都會引起鑄件縮松[2]。

隨后我們改進了保溫冒口尺寸并進行了模擬分析，保溫冒口尺寸由φ100mm×130mm改為φ120mm×170mm，同時冒口頸由原先的自硬砂制芯改為與保溫冒口配套的標準易割片。模擬結果（見圖5、圖6）顯示冒口加大后，冒口的補縮作用顯著，將熱節轉移到了冒口內部，鑄件內部沒有縮松。

圖5 工藝改進后熱節分布

圖6 工藝改進后縮松分布

3 生產驗證

按照全冷鐵工藝和改進后的保溫冒口工藝各生產了兩箱（見圖7），并進行了解剖驗證，兩種工藝生產的毛坯全部合格。解剖后鑄件內部組織很致密，如圖8、圖9所示。全冷鐵工藝生產的鑄件心部沒有發現縮松，頂部保溫冒口+底部冷鐵工藝生產的鑄件心部及冒口根部也都沒有縮松。

兩種工藝生產的鑄件毛坯都合格，但考慮到工藝出品率，最后選用了全冷鐵工藝組織生產，到目前為止共生產了20件軸承蓋鑄件，毛坯全部合格。加工了10件，貫穿螺栓孔、側拉螺栓孔及潤滑油孔內均無縮松，無損檢測滿足要求。

圖7 生產驗證

圖8 全冷鐵工藝解剖

圖9 改進后冒口工藝解剖

4 結束語

1）厚大中型球墨鑄鐵鑄件可以利用石墨膨脹化的自補縮能力消除縮松，從而實現無冒口鑄造。

2）數值模擬分析在工藝設計階段起到了至關重要的作用，可以提高工藝可行性，縮短驗證周期，降低生產驗證成本。