油膜軸承襯套離心澆鑄模型優(yōu)化與質(zhì)量預(yù)測

金慶軍，張 博，王建梅，黃玉琴，張亞南

（1.事百世建筑工程有限公司，上海 200050；2.太原科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，太原 030024；3.哈爾濱電機(jī)廠滑動軸承事業(yè)部，哈爾濱 150040）

油膜軸承是一種以潤滑油作為潤滑介質(zhì)的徑向滑動軸承，具有工作穩(wěn)定可靠、承載性能好、摩擦系數(shù)低、速度范圍寬、運(yùn)轉(zhuǎn)精度高和抗沖擊能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于各種機(jī)械、鋼鐵行業(yè)。油膜軸承的主要徑向承載部件為襯套，其材料、設(shè)計和制造是決定油膜軸承整體性能的關(guān)鍵因素［1］。襯套通常由兩層金屬組成，外層為普通碳鋼，內(nèi)層為巴氏合金［2-3］。生產(chǎn)中通常采用離心澆鑄方法在鋼背上澆鑄適當(dāng)厚度的巴氏合金材料來獲得襯套［4］。

針對油膜軸承襯套離心澆鑄過程中普遍存在的氣孔、夾渣和縮孔縮松等問題，本文應(yīng)用ProCAST軟件對襯套離心澆鑄過程進(jìn)行了模擬仿真。研究了襯套在離心澆鑄充型與凝固過程中溫度場變化規(guī)律；分析并預(yù)測了縮孔縮松的形成及可能出現(xiàn)的位置；對比分析了不同澆鑄方式對澆鑄過程的影響，得出較優(yōu)工藝，為實(shí)際生產(chǎn)中離心澆鑄工藝優(yōu)化提供參考，從而為達(dá)到確保鑄件質(zhì)量、縮短產(chǎn)品試制周期、降低生產(chǎn)成本、提高鑄造生產(chǎn)的經(jīng)濟(jì)效益和產(chǎn)品的競爭能力奠定基礎(chǔ)。

1 模擬預(yù)處理

ProCAST軟件是由美國USE公司開發(fā)的一款專業(yè)鑄造過程模擬軟件。它將最先進(jìn)的有限元技術(shù)用在鑄造模擬中，有效地提高了鑄造工藝的正確性。本文使用有限元網(wǎng)格劃分（MeshCAST）和基本模塊-傳熱分析及前后處理（Base License）進(jìn)行模擬仿真計算。

1.1 模型的建立和網(wǎng)格劃分

本次模擬采用兩種澆鑄模型，如圖1所示。二者的區(qū)別在于澆鑄系統(tǒng)有所不同。模型1為某廠軸瓦的澆鑄模型，其澆鑄系統(tǒng)采用牛角式澆道引導(dǎo)金屬液平穩(wěn)、連續(xù)充型。同時，在遵循澆鑄系統(tǒng)設(shè)計原則的前提下，結(jié)合技術(shù)人員的生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)及所提建議對模型1的澆道進(jìn)行改進(jìn)，將牛角式澆道中金屬液流出部位設(shè)在鑄型軸向中心位置，澆口處用平緩圓弧過渡。模型2是改進(jìn)澆道后的澆鑄模型。

圖1 澆鑄模型Fig.1 Casting models

采用Pro/E軟件分別建立油膜軸承鋼體、襯套及澆鑄系統(tǒng)，將三者裝配后以IGS格式保存，并導(dǎo)入MeshCAST中進(jìn)行簡單修復(fù)，除去交叉節(jié)點(diǎn)，劃分面網(wǎng)格和體網(wǎng)格。

鑄型外部結(jié)構(gòu)尺寸為φ782 mm×382 mm，鑄件外徑為φ458 mm，內(nèi)徑為φ446 mm.經(jīng)多次模擬可知在網(wǎng)格劃分時選取網(wǎng)格長度為10 mm為宜，既可保證計算的準(zhǔn)確性，又可控制網(wǎng)格數(shù)量從而減少運(yùn)算量。

網(wǎng)格劃分完成后模型1總節(jié)點(diǎn)數(shù)為180990個，總單元數(shù)為970524個；模型2總節(jié)點(diǎn)數(shù)為191410個，總單元數(shù)為1027320個。

1.2 材料熱物性參數(shù)和邊界條件的設(shè)置

MeshCAST網(wǎng)格劃分完成后生成*.mesh文件，將其導(dǎo)入PreCAST中進(jìn)行相關(guān)參數(shù)設(shè)置。鑄型材料選用低碳鋼，鑄件材料先試驗(yàn)性的選用Al-Si13，從計算結(jié)果可知ProCAST對離心澆鑄充型模擬是否完好，接著對實(shí)際生產(chǎn)軸瓦使用的巴氏合金材料進(jìn)行模擬，以節(jié)省處理材料數(shù)據(jù)的時間。

材料AlSi13熱物性能參數(shù)如表1所示，其液相線溫度為572℃，固相線溫度為570℃，凝固潛熱為522 kJ/kg.

表1 AlSi13熱物性能參數(shù)Tab.1 Thermal performance parameters of AlSi13

邊界條件的設(shè)置主要有:鑄型與鑄件的熱交換系數(shù)h=2000 W/（m2·k），類型為COINC即兩種材料界面節(jié)點(diǎn)重疊；金屬液澆鑄溫度為700℃，鑄型初始溫度為250℃；鑄型外壁采用水冷卻方式，鑄件則采用空冷。

關(guān)于鑄型轉(zhuǎn)速的選取，應(yīng)防止隨鑄型轉(zhuǎn)動的金屬液轉(zhuǎn)至高處時沿型壁下滑或掉落的現(xiàn)象，以保證金屬液在離心力的作用下能成功充填型腔并獲得組織致密的鑄件。參考重力系數(shù)公式［6］:

式中:n——鑄型轉(zhuǎn)速（r/min）

R——鑄件內(nèi)半徑（m）

G——重力系數(shù)，金屬型的重力系數(shù)為30～60

計算可得鑄型轉(zhuǎn)速范圍為347～490 r/min，結(jié)合實(shí)際生產(chǎn)情況，選用n=400 r/min.

PreCAST中的參數(shù)設(shè)置完成后，輸出*d.dat、*p.dat文件，將其導(dǎo)入DataCAST中轉(zhuǎn)換為二進(jìn)制文件并糾錯，點(diǎn)擊ProCAST計算器進(jìn)行運(yùn)算，通過Status監(jiān)控整個模擬過程，計算完畢后生成*.out文件存儲模擬過程的信息。

2 模擬結(jié)果

2.1 溫度場模擬結(jié)果及分析

金屬液從澆道進(jìn)入型腔后在離心力的作用下開始沿型腔內(nèi)壁進(jìn)行填充，當(dāng)步長為130時充填完畢。圖2和圖3分別為模型1凝固過程中溫度場變化情況和不同時刻的固相分?jǐn)?shù)。分析可知，金屬液在充型完畢后開始逐漸冷卻，當(dāng)溫度低于固相線時開始凝固，在步長為250、時間約為25 s時完成凝固過程，此后鑄件與鑄型一起冷卻到常溫。

在冷卻過程中，金屬液呈現(xiàn)出一定的冷卻順序，以型腔軸向方向?yàn)閰⒄?，其冷卻方式為從兩側(cè)到中心部位依次冷卻。從凝固過程模擬結(jié)果可知，在離心澆鑄方式下，鑄件能夠?qū)崿F(xiàn)由外向內(nèi)的順序凝固方式，加之結(jié)晶前緣附近的固液共存區(qū)域減薄，因而創(chuàng)造了較好的金屬液穿過固液共存區(qū)對凝固層補(bǔ)縮的條件，增強(qiáng)了金屬液的補(bǔ)縮能力。

圖2 模型1的凝固過程Fig.2 The solidification process of model 1

圖3 模型1不同時刻的固相分?jǐn)?shù)Fig.3 The solid fraction of model 1 at different moments

與模型1的充型過程進(jìn)行對比可知，由于模型2中采用改進(jìn)式澆道，在剛開始澆鑄時延緩了金屬液到達(dá)型腔的充填時間，使得金屬液在步長為140時完成充型過程，相對模型1延遲了十個步長。從充填模擬過程來看，改進(jìn)式澆道在金屬液充填時可更好地減緩金屬液的沖擊，避免摻雜物質(zhì)的混入，使金屬液在充型過程中較平穩(wěn)，不會出現(xiàn)卷氣、濺落現(xiàn)象。

模型2的凝固過程溫度場變化情況如圖4所示。從兩個模型的凝固模擬過程（圖2和圖4）中發(fā)現(xiàn)，改澆道后的模型在澆鑄完金屬后，相對模型1減緩了鑄件內(nèi)表面冷卻速度，更加有利于金屬液實(shí)現(xiàn)由外向內(nèi)的順序凝固，進(jìn)一步提高了金屬液的補(bǔ)縮能力。

模型2不同時刻的固相分?jǐn)?shù)如圖5所示。結(jié)合模型1不同時刻的固相分?jǐn)?shù)（圖3）可知，兩個模型有一致的冷卻方式和凝固順序，只是在冷卻過程中同一時間步長下兩模型所用時間和溫度變化情況稍有差異，主要是因改澆道后網(wǎng)格劃分結(jié)果不同而造成對計算的影響。

圖4 模型2的凝固過程Fig.4 The solidification process of model 2

圖5 模型2不同時刻的固相分?jǐn)?shù)Fig.5 The solid fraction of model 2 at different moments

2.2 縮孔縮松分析

鑄造凝固過程數(shù)值模擬的主要目的是通過預(yù)測鑄件凝固過程中縮孔、縮松的形成制定出合理的生產(chǎn)方式，從而減少鑄造缺陷，提高產(chǎn)品質(zhì)量、生產(chǎn)效率和經(jīng)濟(jì)效益［7］。

縮孔是由于金屬液在凝固過程中發(fā)生體積收縮而得不到有效補(bǔ)縮形成的孔洞。暴露在鑄件表面上的縮孔稱為外縮孔；發(fā)生在鑄件內(nèi)的縮孔稱為內(nèi)縮孔或二次縮孔。離心鑄件斷面上分散而細(xì)小的縮孔稱為縮松缺陷。ProCAST利用Niyama判據(jù)預(yù)測縮孔縮松缺陷可能出現(xiàn)的位置，結(jié)合固相率法顯示液體孤立部位，直接預(yù)測縮孔縮松的位置。

為了直觀明了地觀察縮孔縮松部位，以坐標(biāo)系為參考，利用切片顯示，將鑄件以中心軸所處平面剖分為兩部分，得到兩種模型縮孔縮松的模擬結(jié)果，如圖6、圖7所示。用橢圓圖形標(biāo)注縮孔縮松的位置，其對應(yīng)的節(jié)點(diǎn)及縮孔率值分別為表2、表3.

圖6 模型1的縮孔縮松位置Fig.6 Shrinkage porosity position of model 1

圖7 模型2的縮孔縮松位置Fig.7 Shrinkage porosity position of model 2

從縮孔縮松模擬結(jié)果來看，雖然模型1中縮孔縮松個數(shù)比模型2少5個，但其縮孔率最大值比模型2大。計算得知模型2的縮孔率最大值比模型1減少約為5.5%.實(shí)際生產(chǎn)中鑄件的澆鑄質(zhì)量在很大程度取決于縮孔率最大值，因此實(shí)際工況下模型2相比較好。

表2 模型1的縮孔率值Tab.2 Shrinkage rate value of model 1

表3 模型2的縮孔率值Tab.3 Shrinkage rate value of model 2

利用固相率法，設(shè)置臨界固相率為0.6，可得兩模型的液體孤立部位如圖8和圖9.圖中固相率小于0.6的部位還具有補(bǔ)縮能力，但當(dāng)周圍金屬液完全凝固后因不能受到外界補(bǔ)縮而形成孤立部位，最終形成縮孔縮松缺陷。分析得知模型1較嚴(yán)重。由此驗(yàn)證了縮孔縮松最易出現(xiàn)在最后凝固部位的凝固理論，模擬結(jié)果與實(shí)際相吻合。

圖8 模型1的液體孤立部位Fig.8 The liquid isolated parts of model 1

圖9 模型2的液體孤立部位Fig.9 The liquid isolated parts of model 2

3 結(jié)論

（1）利用Pro/E和ProCAST軟件對油膜軸承襯套離心澆鑄的充型與凝固過程進(jìn)行了模擬仿真，分析預(yù)測了縮孔縮松可能出現(xiàn)的位置，使其澆鑄過程可視化，為工藝的優(yōu)化提供參考。

（2）通過對兩種澆鑄模型的模擬計算可知，改進(jìn)后的澆道能夠減緩充型速度，使充型過程較平穩(wěn)。兩個模型有一致的冷卻方式和凝固順序，但改澆道后的模型在金屬液澆鑄完畢后減緩了鑄件內(nèi)表面冷卻速度，更加有利于金屬液實(shí)現(xiàn)由外向內(nèi)的順序凝固，進(jìn)一步提高了金屬液的補(bǔ)縮能力。

（3）模擬結(jié)果表明兩種澆鑄模型都出現(xiàn)了少量的縮孔縮松，但模型2的縮孔率最大值比模型1減少約為5.5%.通過固相率法得知模型1凝固后期液體孤立部位較模型2嚴(yán)重，勢必會增加縮孔縮松的出現(xiàn)。因此，改澆道后的模型2較好。模擬結(jié)果與實(shí)際相符合，為實(shí)際生產(chǎn)提供了理論依據(jù)。

［1］黃慶學(xué)，申福昌.軋機(jī)油膜軸承的技術(shù)發(fā)展［J］.太原科技大學(xué)學(xué)報，2006，27（S0）:3-6；23.

［2］郭溪泉，李樹青.現(xiàn)代大型連軋機(jī)油膜軸承［M］.北京:機(jī)械工業(yè)出版社，1998.

［3］陶磊，王建梅，黃慶學(xué)，等.軋機(jī)油膜軸承相對間隙優(yōu)化設(shè)計［J］.太原科技大學(xué)學(xué)報，2010，31（6）:472-477.

［4］馬軍，張文灼，段永彬，等.巴氏合金軸瓦的澆鑄工藝［J］.熱加工工藝，2011，40（15）:206-207.

［5］王建梅，康建峰，張博，等.軸瓦合金層離心澆鑄質(zhì)量的數(shù)值模擬研究［J］.金屬加工，2012（13）:34-36.

［6］中國工程機(jī)械鑄造分會.鑄造手冊［M］.北京:機(jī)械工業(yè)出版社，2007.

［7］康進(jìn)武，熊守美，柳百成.采用多熱節(jié)和即縮即補(bǔ)方法預(yù)測鑄鋼件縮孔的研究［J］.鑄造，2000，49（8）:478-481.