基于AnyCasting的軸承座鑄造工藝優(yōu)化

姚 柳,杜 航,楊維姝,孟 雪,張 椿,沈天一

(1.江蘇科技大學(xué) 蘇州理工學(xué)院, 張家港215600) (2.張家港江蘇科技大學(xué)產(chǎn)業(yè)技術(shù)研究院精細(xì)冶金研究所，張家港 215600) (3.濟(jì)南圣泉集團(tuán)股份有限公司， 濟(jì)南 250000) (4.濟(jì)南艾尼凱斯特軟件有限公司， 濟(jì)南 250000) (5.江蘇科技大學(xué) 冶金與材料工程學(xué)院， 張家港215600)

軸承座主要是為了更好地促使軸承得到使用[1]，軸承座與軸承相配合，不允許鑄件中存在大面積的縮孔、縮松等缺陷.軸承座經(jīng)熱處理和精加工后，對(duì)軸承起冷卻作用的水道的進(jìn)水孔、出水孔處有可能因鑄件缺陷(如砂眼、氣孔)等問(wèn)題，造成漏水或滲水，軸承座一旦漏水，會(huì)造成軸承和齒輪的損壞，導(dǎo)致停產(chǎn)，帶來(lái)很大的經(jīng)濟(jì)損失[2].在船舶推進(jìn)系統(tǒng)中，提高軸承座剛度對(duì)船舶推進(jìn)系統(tǒng)很有必要[3]，而含有缺陷會(huì)嚴(yán)重影響軸承座的剛度.機(jī)械軸承座的沖擊性能和耐磨損性能等會(huì)受到澆注溫度和澆注時(shí)間等因素的影響[4-5].為控制產(chǎn)品質(zhì)量，降低生產(chǎn)成本，縮短產(chǎn)品試制周期，選用仿真模擬軟件進(jìn)行模擬[6].在試模之前，國(guó)內(nèi)外很多學(xué)者利用AnyCasting軟件模擬鑄造中的充型和凝固兩個(gè)關(guān)鍵性環(huán)節(jié)，通過(guò)模擬可以比較精確地預(yù)測(cè)澆不足、冷隔、砂眼、氣孔、縮松縮孔等缺陷[7-10].

1 初始工藝方案

文中的研究對(duì)象為剖分立式軸承座SN 505，材料為HT 200.圖1為響水晨旭軸承座制造廠提供的資料繪制而成的鑄件圖.單個(gè)鑄件的尺寸為165 mm×44 mm×67 mm.

圖1 鑄件三維實(shí)體圖Fig.1 3D solid diagram of casting

鑄件化學(xué)成分如表1[11].軸承座的頂面、底面及支承孔的前后兩個(gè)端面為主要加工面，主要加工面和重要工作表面均放置在側(cè)面[12].

表1 HT 200灰鑄鐵的化學(xué)成分Table 1 Chemical composition of HT 200 gray cast iron

初始工藝方案采用一箱兩件，砂型鑄造，砂芯采用石英砂，濕砂型，成批生產(chǎn).本方案采用了1個(gè)內(nèi)澆道，1個(gè)橫澆道，1個(gè)直澆道及用于緩沖直澆道與橫澆道液流的澆口窩[13].軸承座的阻流截面積為0.4 cm2，橫澆道的截面積為1.0 cm2，直澆道的截面積為1.43 cm2，澆口杯采用普通的漏斗形澆口杯[14]，熔體容量占澆口杯體積的90%.灰鑄鐵因凝固時(shí)有石墨化自膨脹而使其收縮減小[15-16]，補(bǔ)縮時(shí)需要的鐵水量少，而該軸承座壁厚均勻且無(wú)厚大壁，所以可利用澆注系統(tǒng)進(jìn)行補(bǔ)縮不再設(shè)置冒口[17].

2 模擬結(jié)果與分析

對(duì)擬定的工藝方案用AnyCasting模擬預(yù)測(cè)方案的合理性，分析充型及凝固過(guò)程的特點(diǎn)并依據(jù)殘余熔體模數(shù)判斷缺陷的分布及概率.

2.1 實(shí)體造型和網(wǎng)格剖分

利用Pro-E軟件對(duì)鑄件、澆注系統(tǒng)及砂芯分別造型并裝配好.將包含相對(duì)位置關(guān)系信息的多個(gè)實(shí)體導(dǎo)入anypre，對(duì)各實(shí)體進(jìn)行類型和材料設(shè)置，設(shè)置砂型尺寸及材料，設(shè)置求解域并利用軟件劃分網(wǎng)格.圖2為原始方案的實(shí)體造型和網(wǎng)格剖分，直澆道軸線所在的方向?yàn)橹亓Ψ较?，剖分后的網(wǎng)格信息包括單元尺寸和單元材質(zhì)標(biāo)識(shí).

圖2 原始方案的實(shí)體造型和網(wǎng)格部分Fig.2 Solid modeling and mesh section of the original scheme

2.2 模擬條件設(shè)定

澆注溫度為1 380 ℃，澆注時(shí)間約為2.597 s.砂型及砂芯初始溫度為600 ℃[18]，四周吃砂量為30 mm，底部吃砂量為40 mm.對(duì)于鑄鐵，當(dāng)碳當(dāng)量為3.9%～4.1%，Si/C=0.4～0.5時(shí)縮孔缺陷較少[19]，因軟件中元素含量需給定具體的值，文中設(shè)置C含量3.3%，Si含量為1.85%，碳當(dāng)量4.036 7.灰鑄鐵HT 200的液相線溫度為1 156 ℃，固相線溫度1 149 ℃.鑄件與鑄型間的換熱系數(shù)為變溫，具體數(shù)值是AnyCast公司提供的，見(jiàn)表2，空氣與鑄件、鑄型及型芯間的換熱系數(shù)為41.87 W/m2·K.

表2 鑄件與鑄型間的換熱系數(shù)Table 2 Heat transfer coefficient between casting and mold

2.3 充型及凝固過(guò)程分析

圖3為原始方案充型過(guò)程中的溫度場(chǎng)，從圖3(a，b)中可見(jiàn)充型過(guò)程欠平穩(wěn)，在圖3(a)中明顯看到了金屬液的飛濺.在圖3(c)出現(xiàn)了局部過(guò)熱的現(xiàn)象.充型結(jié)束時(shí)整個(gè)鑄件溫度高于液相線溫度，沒(méi)有出現(xiàn)冷隔和澆不足現(xiàn)象.

圖3 原始方案充型過(guò)程中的溫度場(chǎng)Fig.3 Temperature field during fillingin the original scheme

圖4為原始方案凝固過(guò)程中的溫度場(chǎng)，可見(jiàn)凝固過(guò)程中出現(xiàn)了孤立的熱節(jié)，成為最后凝固區(qū)域，顯然該區(qū)域得不到液體補(bǔ)縮，易產(chǎn)生缺陷.

圖4 原始方案凝固過(guò)程中的溫度場(chǎng)Fig.4 Temperature field during solidificationin the original scheme

2.4 缺陷預(yù)測(cè)

如圖5，通過(guò)殘余熔體模數(shù)(考慮石墨化膨脹、溫度及冷卻因素)判斷軸承座圓弧底部中心附近出現(xiàn)縮松缺陷，有的缺陷概率高達(dá)0.7以上，而軸承座最大等效應(yīng)力位于軸承座圓弧底部中心處，軸承座底部臺(tái)階處也存在應(yīng)力集中現(xiàn)象[20]，顯然本方案的鑄件因鑄造缺陷在使用過(guò)程中極易導(dǎo)致軸承座損壞失效，說(shuō)明該澆注方案不合理.

圖5 原始方案缺陷概率分布圖Fig.5 Defect probability distributionof the original scheme

3 工藝優(yōu)化及討論

經(jīng)過(guò)對(duì)原始方案不足的分析，文中采用緩流式澆注系統(tǒng)，增大了內(nèi)澆道的凝固模數(shù),降低澆注速度，澆注時(shí)間由原來(lái)的2.597 s變成2.791 4 s到3.422 s.

3.1 優(yōu)化后的工藝方案模擬及分析

采用一箱四件，1個(gè)內(nèi)澆道，1個(gè)橫澆道，1個(gè)直澆道及澆口窩.該軸承座阻流截面積為0.68 cm2，橫澆道靠近內(nèi)澆道處的截面積為3.74 cm2，拐彎段的截面積為3.3 cm2，直澆道的截面積為3.46 cm2，澆口杯為普通的漏斗形澆口杯，熔體容量占澆口杯體積的90%.澆注時(shí)間為2.791 4 s.圖6為優(yōu)化方案的實(shí)體造型和網(wǎng)格剖分圖，直澆道軸線所在的方向?yàn)橹亓Ψ较?

圖6 優(yōu)化后方案的實(shí)體造型和網(wǎng)格剖分圖Fig.6 Solid modeling and mesh sectionof the optimized scheme

對(duì)優(yōu)化的方案進(jìn)行模擬，觀察充型和凝固過(guò)程的溫度場(chǎng)如圖7，發(fā)現(xiàn)充型過(guò)程中液流更平穩(wěn)，充型完畢后整個(gè)鑄件部分的溫度差大大縮小，鑄件溫度分布較均勻，充型完畢時(shí)凝固率為0%，整個(gè)型腔液體溫度高于液相線溫度，充型過(guò)程中沒(méi)有冷隔和澆不足現(xiàn)象.

圖7 優(yōu)化后方案的充型過(guò)程中的溫度場(chǎng)Fig.7 Temperature field of the optimizedscheme during mold filling

圖8為優(yōu)化后工藝方案凝固過(guò)程中溫度場(chǎng)，原來(lái)出現(xiàn)孤立熱節(jié)的地方幾乎消失，凝固過(guò)程中有良好的溫度梯度，利于實(shí)現(xiàn)順序凝固.

圖8 優(yōu)化后方案凝固過(guò)程中的溫度場(chǎng)Fig.8 Temperature field of the optimized schemeduring mold solidification

如圖9，通過(guò)殘余熔體模數(shù)判據(jù)，發(fā)現(xiàn)出現(xiàn)縮松的部位主要在橫澆道以及內(nèi)澆道相連的鑄件軸承座底座的側(cè)面部位，重要工作表面及于主要加工平面內(nèi)出現(xiàn)缺陷的概率均在6%以下，優(yōu)化后的方案鑄件的缺陷減少了，符合生產(chǎn)要求.

圖9 優(yōu)化方案的缺陷概率分布圖Fig.9 Defect probability distribution of theoptimization scheme

3.2 優(yōu)化過(guò)程討論

從原始方案到最終的優(yōu)化方案進(jìn)行了多次模擬，下面就模擬過(guò)程中參數(shù)的調(diào)整過(guò)程做一下討論.

3.2.1 改善金屬飛濺的討論

對(duì)于小于450 kg的形狀復(fù)雜的薄壁鑄鐵件，其澆鑄時(shí)間按以下公式計(jì)算：

(1)

式中：Gt是型內(nèi)金屬液總重量，包括澆冒口系統(tǒng)重量；S是系數(shù)，取決于鑄件壁厚，由表3給出.

表3 澆鑄時(shí)間系數(shù)表Table 3 Casting time coefficient table

表中壁厚指鑄件主要壁厚，對(duì)實(shí)心體鑄件取壁厚δ=2δE，為鑄件的當(dāng)量厚度，δE=鑄件的體積/鑄件的面積.在“一型多件”的澆注系統(tǒng)設(shè)計(jì)中，應(yīng)該以每一個(gè)別的鑄件重量和尺寸為根據(jù)，至于一型中有多少這樣的鑄件可以不予考慮[21].對(duì)原始方案采用該公式估算澆注時(shí)間.原始工藝方案工藝出品率74.61%，文中取等效的Gl=單個(gè)鑄件重量/工藝出品率=1.18(kg)，S=2.2，所以時(shí)間t=2.597 s.經(jīng)過(guò)模擬發(fā)現(xiàn)澆注引起飛濺，說(shuō)明澆注過(guò)快.改用統(tǒng)計(jì)平均值法計(jì)算澆注時(shí)間：

(2)

式中Gl是澆注重量.

取等效的Gl=單個(gè)鑄件重量/工藝出品率=1.18 kg，t=3.20 s經(jīng)過(guò)模擬后發(fā)現(xiàn)澆注的飛濺有所改善但仍不理想，說(shuō)明澆注時(shí)間公式的調(diào)整方向是對(duì)的.為了進(jìn)一步改善飛濺現(xiàn)象，文中給出了調(diào)整澆注系統(tǒng)為緩流式澆注系統(tǒng)的方案，緩流式澆注系統(tǒng)利用在橫澆道中設(shè)置拐彎來(lái)改變液流的方向，增大局部阻力，降低流速，可用于較復(fù)雜的小型鑄件[22].通過(guò)式(2)以及新的澆注系統(tǒng)的工藝出品率求出澆注時(shí)間t=3.422 s，澆注時(shí)間為2.791 4 s模擬結(jié)果也比較理想.但采用緩流式澆注系統(tǒng)后工藝出品率略有下降，為72.48%.

3.2.2 增加澆注系統(tǒng)對(duì)鑄件的補(bǔ)縮量的討論

圖10為原始方案基于Niyama判據(jù)的缺陷概率分布圖.Niyama判據(jù)是只考慮了溫度梯度和冷卻率，而沒(méi)有考慮石墨化膨脹的缺陷判據(jù).

圖10 原始方案基于Niyama判據(jù)的缺陷概率分布圖Fig.10 Defect probability distribution diagram of theoriginal scheme based on the Niyama criterion

從圖中可知不考慮石墨化膨脹時(shí)，鑄件部分缺陷位置與圖5中基于殘余熔體模數(shù)(考慮石墨化膨脹、溫度及冷卻因素)的判據(jù)的缺陷分布圖相比，缺陷分布的位置不完全相同.這是因?yàn)殍T鐵件的液態(tài)收縮和凝固收縮在前，石墨化膨脹在后，不同時(shí)間的收縮和膨脹是不能相抵而自補(bǔ)的，石墨化膨脹不能百分之百被利用，鑄件收縮時(shí)得不到有效的補(bǔ)縮就會(huì)產(chǎn)生縮松和縮孔缺陷[22].

圖11為原始方案內(nèi)澆道剛好被堵塞時(shí)鑄件的凝固情況，圖11(a)中左側(cè)內(nèi)澆道距離鑄件較近的部分的橫截面剛好凝固，阻斷了內(nèi)澆道與左側(cè)鑄件之間的通道.圖11(b)中，此時(shí)右側(cè)內(nèi)澆道距離鑄件較近的部分的橫截面也剛好凝固了，也阻斷了內(nèi)澆道與右側(cè)鑄件之間的通道.當(dāng)內(nèi)澆道剛剛被堵塞時(shí)，鑄件僅有極少一部分凝固，也就是鑄件主體大部分處于液態(tài)收縮時(shí)期，僅有內(nèi)澆道內(nèi)少量金屬液用于補(bǔ)縮左右兩邊的鑄件.在這種情況下，澆注系統(tǒng)提供的液體補(bǔ)縮量嚴(yán)重不足，鑄件收縮時(shí)沒(méi)有得到及時(shí)補(bǔ)縮，而后期的石墨化膨脹也無(wú)法相抵從而產(chǎn)生缺陷.

圖11 原始方案內(nèi)澆道剛好被堵塞時(shí)鑄件的凝固情況Fig.11 Solidification of castings in the originalscheme when the ingate was just blocked

文中考慮適當(dāng)增大內(nèi)澆道的凝固模數(shù)，以增加澆注系統(tǒng)所能提供的液體補(bǔ)縮量.但仍需保證內(nèi)澆道的凝固模數(shù)小于與之相鄰部位鑄件的模數(shù).因?yàn)楸⌒〖渌倏?，鐵液進(jìn)入型腔后很快就完成部分收縮，但由于過(guò)冷度大，碳當(dāng)量也往往偏高，二者均使石墨形核速度加快，引起較多的先共晶石墨析出，產(chǎn)生較大的早期膨脹使液補(bǔ)受阻甚至將部分鐵液擠出型腔[23]，內(nèi)澆道較早的封閉能有效改善因早期膨脹使部分鐵液擠出型腔的情況.每一次模擬結(jié)果結(jié)合基于殘余熔體模數(shù)判據(jù)的缺陷概率分布圖以及基于Niyama判據(jù)的缺陷概率分布圖來(lái)判斷產(chǎn)生缺陷的主要原因.因基于Niyama判據(jù)的缺陷概率分布圖僅考慮了溫度梯度和冷卻率的影響并沒(méi)有考慮灰鐵自身的膨脹，若基于Niyama判據(jù)的缺陷概率分布圖優(yōu)于基于殘余熔體模數(shù)判據(jù)的缺陷概率分布圖，說(shuō)明灰鐵的自膨脹產(chǎn)生了缺陷，此時(shí)即使內(nèi)澆道封閉的相對(duì)時(shí)間較晚也沒(méi)有意義，應(yīng)適當(dāng)減小內(nèi)澆道的凝固模數(shù).若基于Niyama判據(jù)的缺陷概率分布圖不如基于殘余熔體模數(shù)判據(jù)的缺陷概率分布圖，此時(shí)需結(jié)合溫度場(chǎng)來(lái)判斷鑄件是補(bǔ)縮不足還是產(chǎn)生熱節(jié)，若是補(bǔ)縮不足，可適當(dāng)增加內(nèi)澆道的凝固模數(shù).

經(jīng)過(guò)多次模擬最后確定了優(yōu)化后的工藝方案，如圖9所示優(yōu)化方案的缺陷概率分布圖是符合生產(chǎn)要求的.圖12為優(yōu)化方案基于Niyama判據(jù)的缺陷概率分布圖，發(fā)現(xiàn)鑄件在不考慮石墨化膨脹時(shí)出現(xiàn)的缺陷明顯減少，說(shuō)明澆注系統(tǒng)提供的液體補(bǔ)縮量增加了.結(jié)合圖9發(fā)現(xiàn)軸承座圓弧底部中心附近的鑄件收縮正好被石墨化膨脹所抵消.

圖12 優(yōu)化方案基于Niyama判據(jù)的缺陷概率分布圖Fig.12 Defect probability distribution diagram ofoptimization scheme based on Niyama criterion

圖13為優(yōu)化方案的內(nèi)澆道剛好被堵塞時(shí)鑄件的凝固情況，圖13(a)為靠近直澆道側(cè)的兩個(gè)內(nèi)澆道剛好被封堵，阻斷了內(nèi)澆道與鑄件之間的通道，圖13(b)為遠(yuǎn)離直澆道側(cè)的兩個(gè)內(nèi)澆道剛好被封堵.觀察發(fā)現(xiàn)當(dāng)內(nèi)澆道剛剛被堵塞時(shí)，優(yōu)化后的方案較原始方案中鑄件已凝固部分要多，即內(nèi)澆道的封閉相對(duì)延遲，但內(nèi)澆道凝固相對(duì)于整個(gè)鑄件的凝固而言仍然較早.而且優(yōu)化后的方案內(nèi)澆道的截面積更大，內(nèi)澆道封閉后留在內(nèi)澆道中可提供的液體補(bǔ)縮量也相對(duì)較多.顯然，優(yōu)化后的澆注系統(tǒng)能為鑄件提供更多的液體補(bǔ)縮量.

圖13 優(yōu)化方案的內(nèi)澆道剛好被堵塞時(shí)鑄件的凝固情況Fig.13 Solidification of casting when internal sprueof the optimization scheme is blocked

3.3.3 澆注時(shí)間范圍的討論

實(shí)際生產(chǎn)中很難將澆注時(shí)間精確到千分之一秒，故文中嘗試對(duì)優(yōu)化后的工藝方案采用不同的澆注時(shí)間，其概率缺陷如圖14,圖14(b)中發(fā)現(xiàn)澆注時(shí)間為3.422 s與2.791 4 s時(shí)的缺陷分布情況基本一致，重要工作表面及于主要加工平面內(nèi)出現(xiàn)缺陷的概率均在6%以下，符合生產(chǎn)要求.當(dāng)澆注時(shí)間變成2.597s和3.84 s時(shí)，概率缺陷圖如圖14(a)和(c)，軸承座圓弧底部中心附近出現(xiàn)少量縮松缺陷，這將影響軸承座的使用壽命.故認(rèn)為合理的澆注時(shí)間范圍為2.7914～3.422 s.

圖14 優(yōu)化方案的不同澆注時(shí)間對(duì)應(yīng)的缺陷分布圖Fig.14 Distribution diagram of defects corresponding todifferent pouring times of the optimized scheme

4 結(jié)論

(1) 通過(guò)模擬發(fā)現(xiàn)適當(dāng)?shù)奶岣邇?nèi)澆道的凝固模數(shù)，有利于延遲內(nèi)澆道封閉的相對(duì)時(shí)間，增加澆注系統(tǒng)對(duì)鑄件的補(bǔ)縮量.

(2) 緩流式澆注系統(tǒng)以及降低澆注速度有利于鑄件的平穩(wěn)充型以及改善充型過(guò)程溫度場(chǎng).

(3) 通過(guò)模擬可以輔助鑄造工藝設(shè)計(jì)，利于澆注時(shí)間范圍的快速確定.

(4) 優(yōu)化后的工藝方案減少了鑄件的缺陷，降低了廢品率，符合生產(chǎn)要求.

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