前軸承座上半鑄件鑄造工藝方案設(shè)計(jì)與模擬優(yōu)化

杜孫毅，高金橋，蔡嘉楠，楊弋濤

（上海大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，上海 200444）

前軸承座是汽車前懸架系統(tǒng)的一個(gè)重要組成部分，通常被安裝在車身底盤上方，用于支撐和固定前車輪轉(zhuǎn)動的軸承。此外在航空領(lǐng)域，飛機(jī)的起落架上，也需要使用前軸承座來支撐和固定飛機(jī)的輪子[1]。前軸承座的作用是保持車輪和懸掛系統(tǒng)連接穩(wěn)定，提供車輪支撐和運(yùn)動的軸承支持，從而使車輛行駛更加平穩(wěn)和舒適。前軸承座通常具有足夠的強(qiáng)度和剛性，可以承受車輛行駛過程中的各種力和負(fù)荷[2]。

灰口鑄鐵是一種常用的鑄造合金材料，具有易于鑄造、機(jī)械性能良好的特點(diǎn)，適用于承受中小負(fù)載和沖擊的場合，抗震性能好、可加工性好和成本低等優(yōu)點(diǎn)，適用于零件和模具制造、汽車零部件和機(jī)械結(jié)構(gòu)等領(lǐng)域[3]。前軸承座主要起到連接的作用，受力情況復(fù)雜，為了保證該零件具有良好的綜合性能，鑄造時(shí)應(yīng)避免縮松縮孔、氣孔、夾砂等缺陷的產(chǎn)生[4]。

本文將以HT-250 灰口鑄鐵為鑄造材料，通過分析鑄件的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，對軸承座前半鑄件的澆注系統(tǒng)、冒口、冷鐵等部位進(jìn)行設(shè)計(jì)。利用鑄造模擬軟件ProCAST 對澆注過程中的金屬液充型、凝固傳熱以及縮松縮孔缺陷進(jìn)行模擬分析。綜合考慮鑄件的結(jié)構(gòu)特性，并對澆注系統(tǒng)進(jìn)行多次優(yōu)化。通過分析模擬結(jié)果，不斷優(yōu)化冒口、冷鐵尺寸和位置，最終達(dá)到預(yù)防和消除縮孔縮松等鑄造缺陷的目的。

1 零件工藝性分析

前軸承座上半支撐軸承，固定軸承外圈的三維結(jié)構(gòu)實(shí)體圖如圖1 所示。外形尺寸為1085 mm×810 mm×380 mm，最大壁厚為150 mm，最小壁厚為20 mm，凈重566 kg。腔體結(jié)構(gòu)復(fù)雜，金屬液充型較為困難，且部分結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)折處壁厚差較大，容易產(chǎn)生熱節(jié)。注油孔為細(xì)長的弧形空腔，使得砂芯在金屬液充型時(shí)容易損壞。零件整體結(jié)構(gòu)相對對稱，上下大平面均為重要加工面。技術(shù)要求鑄件不允許有影響使用性能的縮孔、縮松、氣孔、夾砂等缺陷。

圖1 鑄件三維結(jié)構(gòu)示意圖

前軸承座上半屬于中型鑄件，小批量生產(chǎn)，采用手工造型生產(chǎn)方式[5]。為確保鑄件有較高的尺寸精度和表面質(zhì)量，造型材料選用粘結(jié)強(qiáng)度大、耐熱性好、發(fā)氣量較小的呋喃脲醛樹脂砂。根據(jù)鑄造技術(shù)要求，鑄造工藝的參數(shù)選擇如下：尺寸公差等級為CT13，機(jī)械加工余量為G，鑄件收縮率為0.9%，澆冒口的切削余量選為3 mm，依據(jù)鑄件的質(zhì)量和壁厚以及工藝手冊，查得鑄件冷卻時(shí)間為1 h[6]。

2 鑄造工藝設(shè)計(jì)及分析

2.1 澆注位置及分型面選取

根據(jù)鑄件的特點(diǎn)，我們確定了兩種澆注位置和分型面，如圖2 所示。

圖2 兩種澆注位置和分型面

通過分析對比以上兩種方案可以了解到它們的不同特點(diǎn)：

方案一可以很好的保證軸承槽的精度，方便合型，充型平穩(wěn)，可避免澆不均的現(xiàn)象。缺點(diǎn)是軸承底座在上面，導(dǎo)致表面精度不高，因此需要增加加工余量最后進(jìn)行加工。且底部有較多厚壁，容易形成熱節(jié)。方案二將軸承座底面放置在底部，保證軸承座底面的精度，并且可以防止產(chǎn)生砂眼、氣孔、夾渣等缺陷。缺點(diǎn)是合型的時(shí)候需要翻轉(zhuǎn)上砂箱，容易對砂型造成損壞。

考慮到方案一在凝固時(shí)的型腔上窄下寬，不利于補(bǔ)縮，容易形成熱結(jié)和縮松縮孔，且用大量外加冷鐵也無法較好地消除這些缺陷，故決定選擇方案二的澆注方式。

2.2 澆注系統(tǒng)設(shè)計(jì)

2.2.1 澆注系統(tǒng)類型的選擇

澆注系統(tǒng)不僅承當(dāng)金屬液充型通道的作用，而且要保證金屬液充型時(shí)流動平穩(wěn)，排氣通暢，便于擋渣，并有利于調(diào)節(jié)金屬液凝固的溫度場，減少鑄件的凝固缺陷[7]。結(jié)合澆注系統(tǒng)設(shè)計(jì)的原則，初步設(shè)計(jì)的方案如圖3 所示。

圖3 澆注系統(tǒng)示意圖

采用底注式澆注系統(tǒng)，其特點(diǎn)是內(nèi)澆道基本上在充滿狀態(tài)下工作，充型平穩(wěn)，可避免金屬液發(fā)生激濺、氧化及由此而形成鑄件缺陷[6]。澆注系統(tǒng)類型采用半封閉式澆注系統(tǒng)，既有一定的擋渣能力，又能保證適中的金屬液流速，適用于各類灰鑄鐵件。對于中型灰鐵件，根據(jù)《鑄造工藝設(shè)計(jì)手冊》[8]各澆道的截面積比選取為ΣA直:ΣA橫:ΣA內(nèi):=1:1.25:0.83。

2.2.2 阻流截面的計(jì)算

根據(jù)《鑄造工藝設(shè)計(jì)手冊》[8]，對于澆注重量在1000 kg 以下的中、大型鑄鐵件，可按式（1）計(jì)算：

式中：t 為澆注時(shí)間，單位s；δ 為鑄件平均壁厚，單位mm（對于結(jié)構(gòu)復(fù)雜的鑄件，δ 取主要部分的壁厚）；S1為系數(shù)，一般情況下，取S1=2，當(dāng)有外、內(nèi)冷鐵而需快澆時(shí)，取S1=1.7～1.9[8]；GL為鐵水重量，單位kg。

最終計(jì)算得出澆注時(shí)間為43 s。

直澆道要有最低高度，以形成足夠的壓力，使鑄件輪廓清晰，避免澆不到。直澆道高度通常與上型高度相等，可用壓力角來檢驗(yàn)上型高度是否足夠。參考《鑄造工藝設(shè)計(jì)手冊》[8]最小剩余壓頭（上型高度）HM的計(jì)算：

HM=Ltanα （2）

式中：L 為金屬液的流程，即鑄件最高最遠(yuǎn)點(diǎn)至直澆道中心線的水平距離，單位mm；α 為壓力角，單位（°）；HM為最小剩余壓頭（上型高度），單位mm。

最終計(jì)算得出上砂箱到鑄件頂面的高度應(yīng)大于170 mm，靜壓頭Hp為360 mm[8]。

使用阻流截面設(shè)計(jì)法，根據(jù)奧贊公式[8]計(jì)算澆道最小截面積：

式中：Ag為澆注系統(tǒng)最小斷面積，單位cm2；G 為流經(jīng)阻流截面處的金屬液總質(zhì)量，單位kg，取700；ρ 為金屬液密度，單位g/cm3，取7.2；t 為充型總時(shí)間，單位s，取43；μ 為充填全部型腔時(shí)，澆注系統(tǒng)阻流截面的流量系數(shù)，取0.5[8]；Hp為充填全部型腔時(shí)的平均計(jì)算壓力頭，單位cm，取36；g為重力加速度（981 cm/s2）。

將參數(shù)帶入公式可得Ag為17 cm2。

2.2.3 各澆道尺寸設(shè)計(jì)

根據(jù)《鑄造工藝設(shè)計(jì)手冊》[8]，各澆道的截面比分別為ΣA直:ΣA橫:ΣA內(nèi):=1.2:1.5:1，可得直澆道的面積20.4 cm2，小徑取50 mm，大徑取62 mm，長度約為600 mm。

橫澆道的總面積為25.5 cm2，設(shè)有兩條梯形橫澆道，一條的面積為12.75 cm2。

內(nèi)澆道的總面積為17 cm2，設(shè)有4 條梯形內(nèi)澆道，一條的面積為4.25 cm2。

2.2.4 澆口杯設(shè)計(jì)

澆口杯分為漏斗形和池型兩大類，本次工藝采用池型澆口杯[8]，澆口杯二維圖如圖4 所示。

圖4 澆口杯二維圖

澆口杯的容量為125 kg，相應(yīng)尺寸為：A=450(mm)；B=250(mm)；I=130(mm)；H=185(mm)；H1=20(mm)；d=60(mm)；a=25(mm)；R=40(mm)；R1=25(mm)；H2=65(mm)。

3 鑄造工藝方案的模擬及分析

本次工藝采用了UG 三維建模軟件進(jìn)行了實(shí)體繪制，導(dǎo)入ProCAST 中進(jìn)行面網(wǎng)格和體網(wǎng)格的劃分，在修正無誤后，鑄件模型2Delements 數(shù)為120164，3Delements 數(shù)為2272604。澆注溫度為1350 ℃，澆注時(shí)間為43 s。

3.1 模擬結(jié)果及分析

3.1.1 充型過程

對原始鑄件進(jìn)行充型過程模擬，充型速度場如圖5 所示。從圖5a 和圖5b 可以看出鐵液在1.9 s 左右進(jìn)入鑄件，在10 s 左右鋪滿鑄件底部，充滿整個(gè)型腔的時(shí)間為43 s。本次設(shè)計(jì)澆注方式為雙側(cè)底注，但在最開始的時(shí)候鑄件兩邊是分開的，在金屬液進(jìn)入后沒有產(chǎn)生兩邊的對流。鐵液在中間圓環(huán)處產(chǎn)生了對流，如圖5c 所示，但這時(shí)的流速相對比較穩(wěn)定，液面開始平穩(wěn)上升，所以不會造成很大的影響。圖5d 可以發(fā)現(xiàn)，氣體全部集中到了鑄件頂部，主要由型腔里的空氣組成，后期可以加設(shè)冒口或者排氣針予以解決[9]。

圖5 鑄造充型速度場

鑄件在充型過程的溫度場變化如圖6 所示。圖6a 可以看出鑄件在充型過程中頂部薄壁部分溫度較低。因?yàn)榉叫慰准暗鬃鋮s效果較好，導(dǎo)致中心部分最后冷卻，故方形孔與鑄件底座的中間部分產(chǎn)生了過熱區(qū)域。由圖6b 的溫度分布可以看出，整個(gè)鑄件冷卻的趨勢是從右到左，從下到上。可根據(jù)其凝固趨勢進(jìn)行最后優(yōu)化。

圖6 鑄造充型溫度場

3.1.2 凝固過程缺陷分析

底注式澆注缺陷主要存在于四處地方，如圖7 所示第一是頂部右邊三塊小凸臺處，第二是頂部較厚凸臺處，第三是鑄件側(cè)邊孔和底座中間過熱處，第四是澆注系統(tǒng)處。計(jì)算得到縮孔體積占總體積的0.48%。

圖7 底注式澆注縮松縮孔缺陷示意圖

鑄件頂部較厚，鐵液未能及時(shí)補(bǔ)縮，存在凹陷現(xiàn)象，且為最后凝固部分，存在熱節(jié)，如圖8 所示。可通過增設(shè)冒口解決收縮問題，同時(shí)解決氣體排出以及頂部凹陷現(xiàn)象[10]；底部兩側(cè)增設(shè)冷鐵，加速冷卻。

圖8 底注式澆注縮凹示意圖

3.2 第一次優(yōu)化

3.2.1 冒口初步設(shè)計(jì)與計(jì)算

冒口尺寸計(jì)算公式如下：

式中：MC為設(shè)置冒口部位的鑄件的模數(shù)，VC為冒口頸處鑄件體積，AC冒口頸處散熱面積。

式中：dR為冒口頸直徑，MC為設(shè)置冒口部位的鑄件的模數(shù)。

按《鑄造工藝手冊》的灰鐵件頂明冒口設(shè)計(jì)原則，如圖9a 所示，通常取DR=（1.55～2.0）dR。和HR=（2～4）DR作為冒口的尺寸[8]。如圖9b 所示，在左側(cè)凸臺處設(shè)置三個(gè)冒口，每個(gè)冒口DR約為60 mm，HR為182.16 mm。在右側(cè)凸臺處設(shè)置一個(gè)冒口，冒口DR約為60 mm，HR為181 mm。

圖9 冒口形狀示意圖

凝固時(shí)，物體的體積越大、散熱面積越小，模數(shù)就越大，凝固時(shí)間越長。因此采用4 個(gè)直徑為60 mm，高181 mm 的冒口，如圖9 所示。

3.2.2 冷鐵的位置設(shè)計(jì)

根據(jù)初步模擬結(jié)果的分析，冷鐵設(shè)計(jì)的位置為鑄件兩側(cè)方形孔與軸承底座的中心部位，此處設(shè)置冷鐵可以改善鑄件的凝固順序，力求鑄件產(chǎn)生一個(gè)自下而上的順序凝固，在重力的作用下能夠得到上方的金屬液補(bǔ)縮，形成致密的組織，保證鑄件探傷部位的質(zhì)量[11]；其次，在這個(gè)部位設(shè)置冷鐵，使得該處金屬液受到激冷作用，減少缺陷形成，且細(xì)化該處晶粒，優(yōu)化機(jī)械性能[12]。

冷鐵的尺寸計(jì)算如下式：

式中：δ 為外冷鐵厚度，T 為鑄件熱節(jié)圓直徑。

通過模擬得到冷鐵放置處的熱節(jié)圓直徑為75 mm，計(jì)算可得外冷鐵厚度為30 mm，長度選擇100 mm，冷鐵的放置位置如圖10 所示。

圖10 冷鐵位置分布圖

3.3 第一次優(yōu)化結(jié)果及分析

通過增設(shè)冒口對澆注系統(tǒng)進(jìn)行第一次優(yōu)化，如圖11 所示，此時(shí)缺陷數(shù)量已經(jīng)有了明顯的減少。尤其是頂部最厚的地方，因?yàn)橛辛嗣翱诘难a(bǔ)縮，縮松與縮凹都消失了。但還是存在以下問題，鑄件兩側(cè)（孔和底座中心部位）仍有明顯缺陷；冒口分布不合理，頂部右側(cè)小凸臺凝固較慢，沒有得到補(bǔ)縮，產(chǎn)生了縮松；如圖12 所示，頂部冒口數(shù)量稍多，導(dǎo)致這個(gè)部位的凝固較慢，產(chǎn)生熱節(jié)，并且左邊冒口的尺寸偏小。

圖11 初次優(yōu)化縮松縮孔示意圖

圖12 初次優(yōu)化熱節(jié)示意圖

3.4 鑄造工藝第二次優(yōu)化

根據(jù)上述存在的問題，首先對冷鐵的數(shù)量有了一定的調(diào)整，從原先的兩個(gè)變?yōu)樗膫€(gè)，其次在頂部的另外兩個(gè)小凸臺處加了兩個(gè)小冒口，主要用來消除縮松縮孔，最后把較大凸臺處的三個(gè)冒口合并為兩個(gè)冒口，并且尺寸有了一定的增大。修改過后的冷鐵數(shù)量和冒口位置如圖13 所示。

圖13 二次優(yōu)化改良方案示意圖

左側(cè)凸臺處冒口的尺寸做如下調(diào)整：在較厚凸臺處設(shè)置兩個(gè)冒口，每個(gè)冒口DR約為90 mm，HR為270 mm。右側(cè)凸臺處冒口的尺寸做如下調(diào)整：在較厚凸臺處設(shè)置三個(gè)冒口，每個(gè)冒口DR約為41 mm，HR為123.5 mm。

3.5 鑄造工藝的二次優(yōu)化結(jié)果分析

3.5.1 二次優(yōu)化充型過程分析

對冒口與冷鐵的數(shù)量和尺寸進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)后，鑄件的充型速度場如圖14a 所示，鐵液在2 s左右進(jìn)入鑄件，在10 s 左右鋪滿鑄件底部。從金屬液進(jìn)入型腔直至充滿共需42 s。圖14b 顯示，鑄造過程氣體主要集中在金屬液上方，所設(shè)冒口正好在鑄件頂部，故氣體最后從冒口中排出。相應(yīng)的充型溫度場如圖15 所示。

圖14 二次優(yōu)化鑄造充型速度場

圖15 二次優(yōu)化充型溫度場

從圖15a 可以看出整個(gè)鑄件的溫度分布較為均勻，方形孔和底座之間部位因增設(shè)了冷鐵，使充型過程中的溫度和周圍保持一致，從而很好的消除了此處的缺陷。從圖15b 中可以看出因增加了保溫冒口，鑄件最后凝固的部位集中在頂部凸臺部位，并且這個(gè)部位得到冒口中金屬液的補(bǔ)縮。

3.5.2 二次優(yōu)化澆注過程缺陷分析

充型結(jié)束后，鑄件的凝固收縮圖如圖16 所示。從圖中可以看出鑄件中缺陷有了很好的改善，關(guān)鍵部位的缺陷已經(jīng)全部消除，大部分缺陷主要集中在澆注系統(tǒng)內(nèi)，對整個(gè)鑄件的質(zhì)量無影響。從圖17 可以看出，因?yàn)樵鲈O(shè)的冒口是保溫冒口，冒口里面的金屬液未凝固，熱節(jié)也集中在冒口中，鑄件部分也不再有熱節(jié)，總體補(bǔ)縮效果良好。優(yōu)化后的澆注系統(tǒng)如圖18 所示。

圖16 二次優(yōu)化縮松縮孔示意圖

圖17 二次優(yōu)化熱節(jié)示意圖

圖18 優(yōu)化后的澆注系統(tǒng)

3.6 最終鑄造工藝方案

經(jīng)過模擬分析，最終確定最佳工藝為底注式的澆注方式，先將軸承底座面向上進(jìn)行分模造型,合型后將砂箱反過來澆注，避免鑄件工作部位處于鑄件頂部、探傷部分整體處于鑄件下部，在重力作用下首先凝固，得到致密的組織，保證質(zhì)量檢測結(jié)果，提高鑄件的工作性能。造型方法采用的是手工造型，兩箱造型；造型材料選擇堿性酚醛樹脂自硬砂；澆注系統(tǒng)為半封閉底注式，ΣA直:ΣA橫:ΣA內(nèi)=1:1.25:0.83；頂部左側(cè)凸臺增設(shè)兩個(gè)冒口，右側(cè)凸臺增設(shè)三個(gè)小冒口；鑄件兩側(cè)過熱半封閉部分各放置兩塊冷鐵；工藝出品率為η=90.5%。

4 結(jié)語

本次鑄件前軸承座上半通過一系列的工藝設(shè)計(jì)及數(shù)值模擬分析，最終形成無縮凹、缺陷極少的鑄件。其主要工藝有：（1）澆注方式選擇底注式，澆注系統(tǒng)選擇半封閉式澆注系統(tǒng)，這種澆注方法充型平穩(wěn)，極大的減少了缺陷的產(chǎn)生；（2）通過初次數(shù)值模擬分析得到，鑄件的主要缺陷集中在頂部，觀察金屬液最后到達(dá)的地方以及在頂部相應(yīng)處增設(shè)冒口，此處的冒口有三大用途，分別是實(shí)現(xiàn)補(bǔ)縮的效果、避免頂部因凝固先后順序不同而造成的縮孔、排氣的效果；（3）本次設(shè)計(jì)冷鐵添加的原則為按需增設(shè)、精準(zhǔn)添加、能少則少，故我們只在鑄件兩側(cè)分別添加了兩塊冷鐵，完美的消除了此處的缺陷。