發動機主軸承蓋鑄造工藝數值模擬與優化

沈 默，余 貴，董菊明，雷艷淼

（黃岡師范學院機電與汽車工程學院，湖北 黃岡 438000）

發動機主軸承蓋是汽車發動機的關鍵零部件，用量大、工作環境復雜、承受載荷大，對產品質量有較高要求。發動機主軸承蓋一般采用砂型鑄造進行生產，對質量和性能要求都非常高，鑄件表面不允許有砂眼、渣孔和氣孔等鑄造缺陷，鑄件內部不允許有縮孔縮松和針孔等缺陷[1]。

隨著流體傳熱及凝固理論的成熟和數值模擬技術的發展，鑄造工藝數值模擬獲得了快速發展[2]。利用數值模擬，鑄造工作者可以對鑄造全過程進行模擬仿真，在實際生產之前驗證或優化所采用的鑄造工藝參數，克服了鑄造業長期存在的試制周期長、鑄件成本高、質量難以控制等缺點, 對鑄造結果和缺陷基本可以做到“未鑄先知”和“防患于未然”[3-7]。本研究利用Anycasting軟件對發動機主軸承蓋鑄造工藝進行了充型與凝固過程的數值模擬，預測缺陷位置，通過工藝優化模擬和生產試制，得到了質量合格且工藝出品率較高的工藝方案。

1 鑄件概況

某發動機主軸承蓋五件連體鑄件毛坯（圖1）所示，輪廓尺寸148 mm×114 mm× 68 mm，鑄件重量為5.4 kg，平均壁厚為30 mm，材質為QT500-7球墨鑄鐵。根據毛坯零件圖設計鑄件三維造型如圖2所示，該連體鑄件加工為五個單體發動機主軸承蓋（圖3）。要求對鑄件進行X射線探傷檢測，加工面（圖3深灰面）不容許有任何縮松缺陷，非加工面（圖3淺灰面）內部縮松等級滿足ASTM E446 2級。鑄件的化學成分和材料力學性能要求分別如表1所示。材料力學性能要求：抗拉強度≥450 MPa、屈服強度≥310 MPa、伸長率≥10%、布氏硬度160～221 HB。

表1 化學成分要求

圖1 毛坯二維簡圖

圖2 主軸承蓋五件連體鑄件三維模型

圖3 鑄件加工后的單體發動機主軸承蓋三維模型

2 鑄造工藝設計

2.1 冒口設計

冒口的設計采用模數法，鑄件模數計算公式為Mc=Vc/Ac，其中Mc為鑄件模數（cm），Vc為鑄件體積（cm3），Ac鑄件散熱表面積（cm2）。本鑄件體積744 360 mm3，表面積約66 460 mm2，計算得鑄件模數Mc=1.1cm。計算冒口模數依據MF≥kM≥Mc,其中MF為冒口模數，kM為模數標準常數，對球墨鑄鐵kM一般取0.8～1.1，考慮到鑄件對質量要求較高，本文取1.1，則MF≥1.12×1.1=1.232 cm。設計圓柱冒口直徑70 mm，高140 mm，模數1.31，拔模斜度5°。

2.2 澆注系統設計

根據企業造型線實際，澆注系統采用“一模四件”方案，為了補縮效果更好從而保證鑄件質量，冒口補縮采用雙側補縮，四個鑄件共由六個冒口進行補縮。

阻流截面積計算公式為[8]

式中GL為流經阻流口全部鐵水重量，含鑄件和澆冒口重量，μ為流量系數，取0.42，Hp為靜壓高頭，取20cm。對于六冒口雙側補縮GL=5.4×4+6×2=33.6kg。澆注時間計算公式為[8]

其中S1為壁厚影響因子，取2.2，球墨鑄鐵需在（3）式計算結果上減少1/2～1/3[8]，即為（2）式計算結果的0.5～0.67倍，本文取0.6倍?？傻脻沧r間

阻流面積為

該阻流面積是四個鑄件阻流面積的總和，生產設計773 mm2取整按800 mm2處理，一方面加快澆注提高效率，另一方面簡化了數字計算。外側四冒口各自只補縮一個鑄件，阻流面積設為100 mm2，中間兩個冒口要同時補縮兩個鑄件，阻流面積設為200 mm2。采用前封閉后開放設計，F阻∶F橫∶F直=1∶1.15∶1.2，F阻=800 mm2、F橫=920 mm2、F直=960 mm2。設計的澆注系統初始方案三維模型如圖4所示。

圖4 鑄造工藝方案模型

3 初始鑄造工藝方案的數值模擬

從鑄造初始方案充型溫度場分析來看充型溫度損失少，充型結束時金屬液溫度仍然達到1 380℃以上，使金屬液保持了良好的流動性。為便于觀察充型過程中鐵水流動情況，選擇一個位于鑄件中間的剖面觀察充型順序，t=1.38 s金屬液開始填充鑄件底部，整個充型時間3.46 s，鐵水在鑄件型腔中平穩上升，無沖砂、卷氣等發生。

水平線初始方案凝固順序及溫度場如圖5所示，灰色部分為已凝固區域。顯然鑄件熱節位于中心位置，鑄件呈現由四周向中心凝固的順序。但在凝固后期，鑄件中心部位出現孤立的熔池區，球鐵凝固過程中既有液態收縮，也有共晶石墨化析出時的膨脹，但其膨脹量不可能完全補償收縮量[9]，因此鑄件中心處孤立的熔池區因得不到繼續補縮，容易出現縮孔縮松缺陷。基于殘余熔體模數的概率缺陷參數分析如圖6所示，圖中彩色部分均為缺陷，顯然鑄件中心部位存在明顯縮松縮孔缺陷，這與凝固順序分析結論一致。

圖5 初始鑄造工藝方案凝固過程（凝固98.2%時）

圖6 初始工藝缺陷預測

4 鑄造工藝方案優化

實際生產發現中發現，對球磨鑄鐵的汽車零配件中的安全件，受實際生產制程波動的影響，應用均衡凝固理論，縮松穩定性差。汽車安全件要求實現穩定的產品零縮松，不合格件將直接導致召回，故本次工藝優化仍以實現順序凝固為主要設計優化思路，在實現順序凝固的基礎上再考慮通過調整冒口數量與布局提高工藝出品率。

4.1 第一次工藝改進

初始鑄造方案數值模擬結果顯示存在孤立熔池區，會有顯著的鑄造缺陷，其本質原因在于鑄件熱節，為此配置冷鐵進行工藝優化，起到改變鑄件熱節的作用。經反復試驗計算，配置長度為55 mm冷鐵，位置為鑄件中心位置，冷鐵弧面部分與鑄造模具部分相同，具體如圖7中1、2、3、4處所示。

圖7 冷鐵位置示意

圖8 是經冷鐵工藝優化后的凝固順序圖。澆道先于冒口凝固，防止冒口中金屬液回流，有利于冒口補縮。由于冷鐵的激冷作用，鑄件熱節發生了明顯的改變，鑄件中心部位最先凝固，然后由中心向兩側冒口處凝固，最后凝固部位在冒口處，整個凝固過程得到了雙側冒口的良好補縮。基于殘余熔體模數的概率缺陷參數分析如圖9所示，缺陷部位均位于澆道和冒口中，鑄件本體沒有缺陷，因此經過冷鐵工藝優化后，本工藝方案可以得到致密性合格的產品。

圖8 第一次優化后凝固順序

圖9 第一次優化后缺陷預測

4.2 第二次工藝改進

經過冷鐵工藝優化后，以上六冒口雙側補縮方案雖然補縮效果好，能保證產品致密性質量要求，但出品率相對較低。為此，在保障產品質量的前提下進一步優化以提高出品率。優化方法是減少冒口，將六冒口雙側補縮改為兩冒口單側補縮。單側補縮時，一個冒口向兩邊兩個鑄件同時進行補縮，希望的凝固順序顯然是由鑄件遠離冒口的一側向靠近冒口的一側凝固。與前一方案由于雙側冒口對稱而讓冷鐵布置在中心位置不同，此次冷鐵位置應向遠離冒口的一側偏移，相應熱節位置則會向冒口側偏移，這樣方可實現期望的凝固順序，經反復試驗取冷鐵遠離冒口的端面與鑄件遠離冒口的端面距離25 mm為適宜冷鐵位置，設計的鑄造工藝方案如圖10所示。

圖10 二次優化鑄造工藝方案

二次優化后的凝固順序動畫顯示，鑄件呈現從遠離冒口的一側向靠近冒口一側的凝固順序，圖11是選取某個剖面的觀察的凝固順序圖，與之前對熱節的預測是一致的，鑄件最終凝固在冒口中，整個凝固過程冒口實現了良好補縮，實現了順序凝固，保證了鑄件內部無縮孔縮松缺陷?；跉堄嗳垠w模數的概率缺陷參數分析如圖12所示，缺陷部位均位于澆道和冒口中，鑄件本體沒有缺陷，與凝固順序分析結論一致。

圖11 二次優化后凝固順序

圖12 二次工藝優化后缺陷預測

將六冒口雙側補縮優化為兩冒口單側補縮，只要合理布局冷鐵位置，數值模擬結果顯示同樣能夠保證鑄件致密無缺陷。但冒口數量的減少，出品率有明顯提升，表2給出了兩種方案的具體工藝出品率，二次優化將工藝出品率提高了20.12%。

表2 工藝出品率對比

5 生產試制

對六冒口雙側補縮方案（方案二）和兩冒口單側補縮方案（方案三）均進行了樣品試制。檢測結果表明鑄件內部組織致密，無縮孔、縮松和超標缺陷顯示，鑄件質量均符合要求，試制結果與鑄造工藝數值模擬結果是一致的。根據試制結果，選擇更高工藝出品率的方案三作為量產生產工藝方案。

6 結語

（1）使用Anycasting鑄造模擬軟件分析了發動機主軸承蓋連體鑄件砂型鑄造原始方案的充型與凝固過程，并預測了鑄件中出現縮松縮孔的位置。

（2）通過冷鐵工藝優化，在鑄造模擬中實現了鑄件的順序凝固，消除了縮松縮孔等鑄造缺陷。

（3）通過對冒口布局與數量的優化，實現既能保證鑄件致密性要求，同時將工藝出品率提高了20.12%。生產試制并對試制件進行X射線檢測證明數值模擬結果可靠，根據數值模擬結果選擇的量產方案可行。