基于ProCAST 的行星架鑄造模擬及工藝優化

徐 超,季德生，李嘉倩

（濱州學院 機電工程學院，山東濱州 256600）

行星架作為齒輪的承載結構，也是行星傳動系統中的重要部件之一[1]，其重要結構的鑄造質量會在一定程度上影響各個行星輪的載荷分配。同時，會改變傳動結構的承載能力、噪聲和振動[2]。因此，設計行星架鑄件的鑄造工藝，需保證法蘭盤表面、圓筒內壁、支撐結構等重要構件等不能存在鑄造缺陷[3]。

在實際設計中，運用鑄造軟件Procast，通過對行星架鑄件充型、冷卻過程中的速度場、溫度場、凝固場等進行模擬[4]，并對缺陷進行分析，改進鑄造工藝方案，從而達到節約生產成本，縮短工藝周期，減少“試生產”次數的目的。

1 工藝分析

行星架選用ZG35CrMo 材料，基本輪廓大小為1260mm×1260mm×647mm。其結構整體對稱，壁厚較為均勻，壁厚最厚處為91mm，壁厚最薄處為44mm，質量為1330.491kg，零件體積為0.619m3，行星架零件要求有較高的結構強度，作為齒輪的承載結構要求具有較高的精度和耐磨性，對于鑄件內部不能有縮松、縮孔等鑄造缺陷，零件模型采用CATIA 建立，如圖1 所示。

圖1 行星架三維模型

鑄鋼行星架鑄件采用開放式、底注式澆注系統，澆注時將鑄件正放，法蘭盤朝下，鋼液從底部下法蘭盤水平流入鑄件型腔內，選用底注式方案(如圖2 所示)，6 個內澆道設置在下法蘭盤（截面積為Ag=12cm2，∑Ag=12×6cm2=72cm2），此外設置了1個橫澆道（截面積為Aru=70cm2，∑Aru=70cm2），1 個直澆道（截面積為As=63.6cm2，∑As=63.6cm2），澆注系統各組元截面積比為∑Ah:∑As:∑Aru:∑Ag=1:2.25:2.47:2.54。因冒口一般設置在鑄件頂部，有助于重力補縮以及冒口區最后凝固，在鑄件上圓筒結構設置了1 個半球型暗頂冒口（D件取520mm，dy取91mm，H件取237.5mm，B1取1.2dy=109.2mm，R取0.48D件=249.6mm，H取237.5mm，H1取123.5mm，B1取144.16mm）；在連接上下法蘭盤的三個腿腳支撐結構[5]，上部設置了3 個直徑為300mm、高度為450mm 的圓柱形暗頂冒口。同時在鑄件下圓筒結構內、外壁布置冷鐵，厚度均為30mm，在下法蘭盤3 個直徑為?160mm 的法蘭孔內壁布置冷鐵，厚度為10mm，冷鐵材質均為H13 鋼，以滿足鑄件在鑄造過程中的補縮和排氣需要。本方案選擇澆注溫度為1550℃，澆注時間為22s，此外由于鋼水流動性較差，故對模具和砂箱的預熱溫度為300℃，以保證鑄件的充型。鑄鋼行星架的初始工藝方案如圖2 所示，經計算初始方案的工藝出品率僅為η=59.7%。

圖2 初始工藝方案示意圖

2 工藝過程模擬及分析

2.1 前處理

使用CATIA 建立鑄件、澆注系統、補縮系統和激冷系統的三維模型[6]，導出格式為igs 格式。導入到ProCAST 中進行網格劃分，為了保證計算結果的準確性，一共劃分了1086208 個正面體網格。劃分網格完成后，進行鑄件材料設置，鑄鋼行星架材料為ZG35CrMo（需要自定義），材料的化學成分如表1[7]。澆注方式選擇重力鑄造，連續澆注，砂型材料選擇樹脂砂。

表1 ZG35CrMo 鑄鋼的化學成分 w/%

設置邊界參數：鑄件與砂型之間的界面換熱系數為600W/（m2·K），砂與砂之間的界面換熱系數為300W/（m2·K），冷鐵與砂型之間的界面換熱系數為600W/（m2·K），鑄件與冷鐵之間的界面換熱系數為1300W/（m2·K），砂箱與外界設置為空冷。

2.2 充型過程分析

對初始工藝方案的充型過程進行分析，本文選取了充型過程溫度場、充型時間和充型過程中的壓力變化，對鑄件充型過程進行分析。

圖3a、b、c 分別選取了t=5.9s、t=7.7s、t=19.4s時的充型過程溫度場圖。充型開始鋼液由底部內澆道流入型腔，當t=5.9s 時，如圖3a 所示，鑄件充型完成30%左右，下法蘭盤被充滿，鋼液溫度在1502.1～1550℃之間，溫度比液相線溫度高。如圖3b t=7.7s 時，鋼液充滿3 個腿腳支撐結構，時間不到2s，可見對于模具和砂箱的預熱，確保了鋼液在充型過程中具有較好的流動性。t=19.4s 時，鑄件充型完畢，此時從圖3c 中看出鋼液溫度穩定在1448～1550℃之間，說明鋼液在整個充型過程中溫度變化不大。由圖3d 充型時間圖可以看出，鑄件充型共用了19.43s，且同種顏色整體呈水平帶狀分布，即鑄件充型快速且平穩,鋼液液面波動小，鋼液未飛濺。鑄件由下至上順序逐層充型，整個充型過程層次性明顯，無明顯澆不足的現象,整體充型效果較好。由于型砂有強度極限，就要求從內澆道進入型腔的壓力不能高于型砂強度，所以本文在底部內澆道中選取了6 個點如圖3e 所示，并繪制了壓力變化曲線，從圖3f 可以看出，所選取的點壓力峰值為1.25MPa，小于型砂強度1.5MPa，故在澆注過程中不會出現夾砂缺陷。

圖3 初始工藝模擬結果

2.3 缺陷預測分析

鑄件完全凝固時間為81504s，凝固完成后，針對鑄件出現的縮孔、縮松缺陷，本文依據溫度變化和凝固場，對缺陷進行分析。

結合圖4a、b 可以看出，鑄件的縮孔、縮松缺陷分布在腿腳支撐結構與下法蘭盤的連接過渡區，在初始方案中已經設置了3 個圓柱形暗頂冒口，通過腿腳支撐結構作為補縮通道，對鑄件下半部分進行補縮。這里選取其中一個腿腳支撐結構，在其缺陷分布處由下至上等距選取6 個節點，并繪制出圖4d 溫度與圖4e 固相分數曲線，從圖4c中看出，凝固時間為1136s 時在鑄件出現缺陷的部位，形成了孤立液相區，由圖4d 看出凝固時間400～1200s，節點31046 的溫度高于節點8143、8373、14625，相同時間內圖4e 節點31046 的凝固率低于節點8143、8373、14625，即支撐結構由于中部區域壁薄率先凝固，一定程度上影響了圓柱形暗頂冒口的補縮效果，最終形成了缺陷。

圖4 初始工藝方案

3 工藝優化

3.1 工藝優化方案

鑄造時冒口區的凝固時間對鑄件質量有著較大的影響。冒口凝固時間過早，則會導致鑄件凝固順序不合理,冒口先于鑄件壁厚較厚的部位凝固。若凝固過慢，則致密性差,不滿足工藝要求。為實現鑄件整體由下至上順序凝固。針對原方案出現的鑄造缺陷以及工藝出品率低的情況，對工藝進行以下改進：一是將圓柱形暗頂冒口高度調整為300mm，以提高鑄件工藝出品率和致密性；二是在3 個腿腳支撐結構外壁設置保溫補貼（補貼材料為石棉），如圖5 所示，且經計算工藝改進后的鑄件工藝出品率為η=66.4%。

圖5 工藝優化后冒口改進和保溫補貼設置

3.2 工藝優化后的方案模擬結果

優化的工藝調整了冒口尺寸和設置了保溫補貼，其模擬結果如圖6。

經過工藝改進，由圖6a 看出鑄件本身的縮孔、縮松缺陷已經基本消除，鑄件質量有所提高，如圖6b 同樣選取了相同區域內的6 個節點，并繪制了圖6c 溫度與圖6d 固相分數曲線，同一時刻支撐結構由下至上溫度變高，且由下至上順序凝固，最終鑄件凝固時間縮短為31504s。

圖6 工藝優化后的模擬結果

4 結論

（1）優化前鑄件工藝出品率較低，模擬結果顯示在腿腳支撐結構與下法蘭盤連接過渡區出現了縮孔、縮松缺陷，且鑄件完全凝固時間過長。

（2）工藝優化后，補縮通道暢通，鑄件本身縮孔、縮松缺陷基本消除，工藝出品率有所提高，完全凝固時間相較于優化前大幅縮短，鑄件質量有所提高。