5.5MW 風(fēng)機(jī)主軸鑄件鑄造工藝及缺陷防治研究

張昊偉，劉建勇，甄立軍

(東方汽輪機(jī)有限公司， 四川 德陽， 618000)

5.5MW 風(fēng)機(jī)主軸鑄件鑄造工藝及缺陷防治研究

張昊偉，劉建勇，甄立軍

(東方汽輪機(jī)有限公司， 四川 德陽， 618000)

5.5 MW 風(fēng) 力發(fā)電機(jī)是 2011 年公司風(fēng) 電 的主要研 發(fā)機(jī)型， 主軸是風(fēng) 機(jī) 的重要組 成 部件。 文章 從公司實(shí)際 生產(chǎn) 出發(fā)， 采用工藝試驗(yàn)研究、 計(jì)算機(jī)MAGMA模擬軟件模擬的手段研究和解決了主軸鑄件生產(chǎn)中縮孔縮松缺陷的難點(diǎn)， 掌握其鑄造工藝設(shè)計(jì)技術(shù)，生產(chǎn)出符合要求的主軸鑄件。

風(fēng)力發(fā)電， MAGMA模擬， 縮孔縮松

0引言

近年來，隨著人們對(duì)綠色能源、可再生能源需求的快速增長，以及傳統(tǒng)能源的過渡消耗，風(fēng)力發(fā)電得到了突飛猛進(jìn)的發(fā)展。目前，全球風(fēng)力發(fā)電的主流機(jī)型是 1.5～2 MW 的風(fēng)力發(fā)電機(jī)組。 但國內(nèi)風(fēng)電市場競爭日益激烈，為滿足市場發(fā)展的需要， 公司確立了 5.5 MW 海上抗臺(tái)風(fēng)型風(fēng)機(jī)的研發(fā)， 5.5 MW 風(fēng)電機(jī)組的研發(fā)對(duì)東汽在風(fēng)電市場中競爭取勝有著至關(guān)重要的意義。

1 零件結(jié)構(gòu)及生產(chǎn)難點(diǎn)分析

主軸作為 5.5MW 風(fēng)力發(fā)電機(jī)組中一個(gè)最為重要的大型部件，其零件外形如圖1所示，由兩端法蘭及柱面主體構(gòu)成；它與主軸軸承架將風(fēng)機(jī)輪轂和前機(jī)架相連接，是風(fēng)機(jī)的主要承力部件。其零件尺寸約 4 100mm×4 100mm×2 200mm， 可車間 能 供 選 擇 的 最 大 砂 箱 尺 寸 僅 5 500 mm×5 500 mm， 導(dǎo)致吃砂量極其有限， 最小位置不足 200 mm， 而澆注總重量達(dá) 32 500 kg， 壓頭極大， 澆注過程中存在較大跑火風(fēng)險(xiǎn)，且此類厚大件加入的球化劑及孕育劑比率分別為 1.5%、 1.25%， 而普通鑄件一般為 1.25%、 1.0%， 這 就使得鑄件石墨漂浮及二次氧化渣缺陷風(fēng)險(xiǎn)增大，使得車間實(shí)際生產(chǎn)難度極大； 主軸最厚部位壁厚 220mm， 屬于超厚大球鐵件，其徑向尺寸相對(duì)較大，兩端法蘭與主體交接位置熱節(jié)集中，且壁厚不均勻；主體部分雖壁厚均勻， 但同樣較為厚大， 約 110 mm，鑄件補(bǔ)縮困難；容易形成縮孔縮松缺陷；鑄件毛坯需進(jìn)行 100%UT 檢驗(yàn)， 內(nèi)部質(zhì)量要求極高， 而且之前沒有任何此類鑄件的生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)可以借鑒。先后試制4臺(tái)份，其質(zhì)量很難控制，特別是上端法蘭位置極容易出現(xiàn)縮孔縮松問題；主體部位容易出現(xiàn)大面積縮松等。

圖1 主軸零件結(jié)構(gòu)

2 鑄件生產(chǎn)及缺陷分析

2.1 第一臺(tái)工藝及生產(chǎn)

因?yàn)闆]有以往的生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)可以借鑒，所以首件工藝采用公司傳統(tǒng)的球鐵厚大類鑄件鑄造工藝方案，采用5開箱，以花瓣形法蘭面作為下端，連接前機(jī)架端法蘭朝上，縱向中心面作為中分面；在花瓣形法蘭底面及其下端大圓角內(nèi)、外面等厚大位置共布放6排相關(guān)尺寸冷鐵，并采用整圈寬頸冒口置于上端法蘭面，配合少量冷鐵，以實(shí)現(xiàn)鑄件有效補(bǔ)縮；考慮到鑄件壁厚已經(jīng)過大，為防止過大熱節(jié)而造成縮孔縮松缺陷，所以在增加加工余量時(shí)，在上端法蘭面及內(nèi)外圓角位置均未增加余量，同時(shí)，其余位置盡量較少增加余量。

實(shí)際生產(chǎn)的鑄件在粗加工時(shí)， 上端 R50 圓角及下端 R327.5 圓角缺肉， 主體整圈凸臺(tái)上表面夾渣嚴(yán)重，缺陷成分為石墨漂浮，去除后無法保證精加工量。

分析首件工藝及缺陷原因，鑄件加工余量明顯不足， 才導(dǎo)致上端 R50 圓角缺肉， 凸臺(tái)表面夾渣不能有效去除， 見圖2。

圖2 首件工藝方案及缺陷顯示

2.2 第二臺(tái)工藝及生產(chǎn)

考慮到首件加工余量不夠，次件在工藝上有效增加加工余量，有效杜絕缺肉及石墨漂浮缺陷。

實(shí)際生產(chǎn)的鑄件在上端法蘭位置存在較嚴(yán)重縮松， UT不合格。

對(duì)此件工藝及缺陷分析，在上端法蘭頂面增加 17 mm、 側(cè) 面 增 加 8 mm、 內(nèi) 外 圓 角 皆 增 加 10 mm加工余量的情況下，使得此位置熱節(jié)圓直徑增大約 30mm， 達(dá)到約 200mm， 最終導(dǎo)致縮孔縮松缺陷， 見圖3。

圖3 第二件工藝方案及缺陷顯示

2.3 第三臺(tái)工藝及生產(chǎn)

考慮到次件增加了加工余量，導(dǎo)致熱節(jié)過大，所需補(bǔ)縮量大大增加，第三件工藝在上端法蘭位置三面增加冷鐵，以減小此處熱節(jié)；并進(jìn)一步增大整圈冒口尺寸，加大鑄件液態(tài)補(bǔ)縮力度。

實(shí)際生產(chǎn)的鑄件，上端法蘭位置仍有部分縮孔且主體部位發(fā)現(xiàn)大面積縮松， UT不合格。

分析工藝及缺陷原因，因加大冒口尺寸，冒口頸部過大，凝固時(shí)間過長，導(dǎo)致鑄件在石墨膨脹階段，鐵水受壓擠入冒口，俗稱倒抽，造成上部法蘭位置縮孔，同時(shí)，將法蘭位置補(bǔ)縮通道阻隔，無法提供足夠的液態(tài)鐵水對(duì)鑄件主體中部進(jìn)行補(bǔ)縮， 故導(dǎo)致大面積縮松， 見圖4。

圖4 第三件工藝方案及缺陷顯示

2.4 第四臺(tái)工藝及生產(chǎn)

此件工藝按照鑄鋼件補(bǔ)縮理論設(shè)計(jì)，根據(jù)熱節(jié)圓法，在上端法蘭內(nèi)環(huán)增加相應(yīng)尺寸補(bǔ)貼，且進(jìn)一步加大冒口尺寸，以達(dá)到將法蘭圓角位置熱節(jié)引至冒口的目的。且在主體管面內(nèi)壁增設(shè)5排冷鐵，以防止此位置大面積縮松。

實(shí)際生產(chǎn)的鑄件，上端法蘭位置縮孔縮松嚴(yán)重， UT不合格。

分析此件工藝及缺陷得出，鑄鋼件順序凝固補(bǔ)縮理論或完全不適用于此類球墨鑄鐵件， 見圖5。

圖5 第四件工藝方案及缺陷顯示

2.5 缺陷分析

在實(shí)際生產(chǎn)過程中，通過對(duì)工藝的不斷優(yōu)化，缺肉、石墨衰退引起的表面夾渣等已經(jīng)得到有效解決，現(xiàn)造成鑄件報(bào)廢的主要缺陷為上端法蘭厚大位置縮孔縮松。

液態(tài)金屬在降溫的不同階段，發(fā)生3種類型的收縮。液態(tài)合金中空穴數(shù)量隨溫度下降而減少，近程有序的原子集團(tuán)之間距離也隨溫度下降而縮短。因而溶液體積縮小，發(fā)生液態(tài)收縮。當(dāng)溫度降低到液相線以下，直到凝固結(jié)束，在這個(gè)溫度范圍內(nèi)發(fā)生凝固收縮，體積進(jìn)一步減小。凝固體形成后溫度繼續(xù)下降，原子間距會(huì)進(jìn)一步縮小，導(dǎo)致固態(tài)體積和輪廓尺寸減小，發(fā)生固態(tài)收縮。鑄造合金液態(tài)收縮和凝固收縮量大于固態(tài)收縮量時(shí)，如果在凝固過程中沒有外來溶液對(duì)收縮空間加以補(bǔ)充，鑄件內(nèi)部將會(huì)出現(xiàn)空洞。集中存在的較大空洞稱為縮孔，成片分散存在的細(xì)小空洞群稱為縮松。

3 厚大件鑄造技術(shù)攻關(guān)

3.1 球墨鑄鐵自補(bǔ)縮理論

現(xiàn)階段關(guān)于球墨鑄鐵件的補(bǔ)縮方法主要有順序凝固冒口補(bǔ)縮和均衡凝固有限補(bǔ)縮兩種[1]。 前者屬于傳統(tǒng)的補(bǔ)縮理論，在之前選擇和設(shè)計(jì)球墨鑄鐵補(bǔ)縮方法時(shí)，大多遵循順序凝固的原則，按照前人的設(shè)計(jì)結(jié)果，對(duì)補(bǔ)縮冒口偏向于采取大冒口及大冒口頸，但通過主軸鑄件的試制結(jié)果表明，此種理論并不完全適用于此類超厚大型球墨鑄鐵件；恰恰相反，大冒口不但增大了上端法蘭位置的熱節(jié)還使得冒口頸根部也存在不同程度的縮孔縮松。

均衡凝固理論，是指球墨鑄鐵過冷度大，共晶凝固時(shí)間長，共晶團(tuán)數(shù)量多，趨向于呈固-液共存的糊狀凝固。在其凝固過程中，先進(jìn)行液態(tài)收縮，之后進(jìn)入共晶轉(zhuǎn)變過程發(fā)生凝固收縮及石墨化膨脹，且一般其收縮總量大于膨脹總量；此種補(bǔ)縮理論要求冒口頸薄、寬。

3.2 冒口、 冷鐵設(shè)計(jì)

根據(jù)鑄件的實(shí)際情況并結(jié)合前4臺(tái)生產(chǎn)得到的寶貴經(jīng)驗(yàn)，進(jìn)行了深入分析討論，并對(duì)原先工藝做了進(jìn)一步的優(yōu)化，根據(jù)熱節(jié)圓經(jīng)驗(yàn)比例法設(shè)計(jì)冒口。

式中， T為熱節(jié)圓直徑； DR為冒口截面寬度；HR為冒口高度； B 為冒口頸寬度； h為冒口頸高度。

根據(jù)式（1）， 鑄件實(shí)際熱節(jié)圓直徑 T=200 mm，則 DR=240mm， HR=360mm， B=96mm， h=84mm。

參閱有關(guān)資料[2]， 鑄件所需的實(shí)際補(bǔ)縮量并不多， 液態(tài)收縮～3.2%， 基體金屬凝固～3%， 總收縮量僅～6.2%， 考慮其實(shí)收率， 盡量減小冒口主體尺寸 ， 故 取 DR=180 mm， HR=300 mm； 參 考 之 前 的生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)，為充分利用其自補(bǔ)縮特性，在鑄件液態(tài)收縮完成后，冒口頸便盡快封閉，故進(jìn)一步減小 冒 口 頸 尺 寸 ， 取 B=60 mm， h=90 mm。 根 據(jù) 均衡凝固理論的核心:冒口既要離開熱節(jié)又要靠近熱節(jié)，以減少冒口對(duì)鑄件的熱干擾和利于補(bǔ)縮，故將冒口根部置于離熱節(jié)位置較遠(yuǎn)的法蘭外環(huán)側(cè)；球墨鑄鐵件的石墨膨脹量為～4%， 為進(jìn)一步降低其膨脹消耗量，將冒口設(shè)計(jì)為暗冒口，并將砂型強(qiáng)度提高至 1.2MPa。

在上端法蘭內(nèi)環(huán)位置增設(shè)1圈冷鐵，并將之前此位置冷鐵改為成型冷鐵， 加大激冷程度，見圖 6。

圖6 新工藝方案

3.3 澆注系統(tǒng)設(shè)計(jì)

球墨鑄鐵件澆注系統(tǒng)的特點(diǎn):鐵液經(jīng)過球化、孕育處理后溫度下降很多，且易產(chǎn)生氧化。因此，其澆注系統(tǒng)有 2 個(gè)特點(diǎn): （1）大流量地輸送鐵液；（2）具有較好的擋渣作用。 又因?yàn)榇髓T件尺寸較大，主要壁厚較大，所以選擇采用開放式的澆注系統(tǒng)，內(nèi)澆口四周分散，保證金屬液平穩(wěn)進(jìn)入型腔， 并在最短的時(shí)間內(nèi)充滿。 澆注時(shí)間采用式（2）計(jì)算。

式中， t為澆注時(shí)間 （s）； GL為型內(nèi)金屬液總重量， 包括澆、 冒口系統(tǒng)重量 （kg）； S2為系數(shù)，取決于鑄件壁厚。

查閱相關(guān)資料[2]， S2取 1.9， 則 t=342.5 s。

對(duì)于車間實(shí)際生產(chǎn)厚大球墨鑄鐵件， 將t減小30%， 則 t≈110 s。

阻流截面 A阻采用式 （3）計(jì)算。

式中， GL為型內(nèi)金屬液總重量 （kg）； t為澆注時(shí)間 （s）； μ 為流量損耗系數(shù)； HP為平均靜壓力頭高度。

查閱相 關(guān)資 料[2]， μ 取 0.41， HP=H0-0.5hC=115 cm （其中， H0為澆注總高， hC為鑄件高度。）， 則A阻=216 cm2。

結(jié)合車間生產(chǎn)實(shí)際，澆注系統(tǒng)全部使用陶管澆 口 形 成 ， 取 直 澆 道:2-φ120， ∑A直=226 cm2，基本符合計(jì)算結(jié)果。 取橫澆道:2-φ120， 內(nèi)澆道: 12-φ80 （扁口）。 澆口比例 ∑A內(nèi)∶∑A橫∶∑A直=3.8∶1.5∶1， 符合開放式澆注系統(tǒng)[3]。

3.4 MAGMA 凝固模擬

對(duì)鑄件進(jìn)行三維造型， 運(yùn)用 MAGMA 軟件對(duì)其進(jìn)行充型、凝固模擬。分別對(duì)原工藝與新工藝在鑄件凝固 50%、 80%時(shí)的液態(tài)金屬分布進(jìn)行對(duì)比， 如圖7、 圖8所示。 可以看出， 原工藝鑄件在兩端法蘭與主體交接位置金屬凝固過慢，液態(tài)補(bǔ)縮很難滿足其收縮量，而在新工藝中得到有效改善。

圖7 Fraction Liquid 模擬 （凝固 50%）

圖8 Fraction Liquid 模擬 （凝固 80%）

同時(shí)，原工藝在上述位置存在的嚴(yán)重縮孔縮松缺陷在新工藝中得到了根本改善，如圖9所示。

圖9 Porosity 模擬

3.5 實(shí)際生產(chǎn)質(zhì)量控制

鑄件生產(chǎn)過程中，根據(jù)過程控制記錄，嚴(yán)格按照工藝要求設(shè)置澆注系統(tǒng)和放置冷鐵，并在縮孔縮松缺陷處填放鉻鐵礦砂，加強(qiáng)散熱，以縮小熱節(jié)。

2011 年 12 月 10 日， 經(jīng)過不斷的摸索、 總結(jié)，終于成功澆注了 5.5MW 主軸鑄件， 對(duì)加工面粗加工、非加工面進(jìn)行打磨，達(dá)到超聲波探傷要求的光潔度后嚴(yán)格按照標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行探傷，所有面全部滿足探傷要求， 沒有發(fā)現(xiàn)任何缺陷， 12 月 30 日， 按照優(yōu)化后的工藝再次成功澆注一件，同樣超聲波探傷無任何缺陷顯示，在公司要求的生產(chǎn)節(jié)點(diǎn)內(nèi)成功完成主軸鑄件的生產(chǎn)任務(wù)，同時(shí)，也為之后公司生產(chǎn)此類超厚大球墨鑄鐵件總結(jié)了寶貴的經(jīng)驗(yàn)。

4 結(jié)論

（1）球墨鑄鐵厚大件的補(bǔ)縮應(yīng)充分考慮其自補(bǔ)縮能力，需要冒口頸薄、寬、短，在鑄件液態(tài)收縮期間，冒口提供大量金屬液進(jìn)行液態(tài)補(bǔ)縮，而當(dāng)進(jìn)入共晶轉(zhuǎn)變過程，大量石墨化膨脹開始或開始不久之時(shí)，冒口頸及時(shí)封閉，充分利用其自補(bǔ)縮特性。

（2）提高鑄型剛度， 可以提高石墨化膨脹的自補(bǔ)縮利用程度，不使膨脹量消耗于型壁擴(kuò)大，是生產(chǎn)球墨鑄鐵件非常必要的因素。

[1]王文 清,李魁盛. 鑄 造 工 藝 學(xué)[M]. 北 京: 機(jī) 械 工 業(yè) 出 版 社, 2005

[2]中國 機(jī) 械工程學(xué) 會(huì) 鑄造分會(huì). 鑄 造手冊(cè)[M]. 北 京: 機(jī)械工業(yè)出版社,2007

[3]陸 文華,李隆盛, 黃良余. 鑄造合 金及其熔 煉[M]. 北京: 機(jī)械工業(yè)出版社,2006

Research of Casting Process and Defect Prevention on 5.5 MW W ind Turbine Spindle

Zhang Haowei， Liu Jianyong， Zhen Lijun
(Dongfang Turbine Co.,Ltd.,Deyang Sichuan,618000)

The 5.5 MW wind turbine is the companyˊsmain researchmodel in 2011,and the spindle is the important component of the wind turbine.Based on the practical production,the article researches and solves the technical difficulty of the spindle casting production through research on technological tests and simulation of MAGMA software,and masters the casting process technology andmelting technology,produces the qualified spindle casting.

wind power,MAGMA simulation,shrinkage porosity

TG255

： B

： 1674-9987(2014)02-0038-05

張昊偉 （1987-）， 男， 2010 年畢業(yè)于蘭州理工大學(xué)材料成型及控制工程專業(yè)， 主要從事球墨鑄鐵件工藝設(shè)計(jì)工作。