大型軸承座鑄件的工藝設(shè)計與優(yōu)化

大型軸承座鑄件的工藝設(shè)計與優(yōu)化

大型軸承映射單元是大型機(jī)械的核心部件。用于安裝和固定大型軸承。長期以來，它承受著旋轉(zhuǎn)軸的高強(qiáng)度周期性應(yīng)力，容易使鑄造材料產(chǎn)生低應(yīng)力和脆斷。鑄件的材料牌號為HT250，其外形尺寸為1250mm×1008mm×800mm，最大壁厚為70mm，最小壁厚為30mm，壁厚分布較均勻，鑄件質(zhì)量約為1592kg，鑄件結(jié)構(gòu)復(fù)雜，且為大型鑄件，三維結(jié)構(gòu)如圖1所示。筆者利用數(shù)值模擬軟件輔助驗證及優(yōu)化大型軸承鑄件的鑄造工藝，下面進(jìn)行詳細(xì)介紹。1澆注系統(tǒng)方案設(shè)計螺紋孔和吊鉤孔選擇不鑄出，機(jī)械加工余量為5.5mm，加工并且去掉所有毛刺與鋒利邊緣，保證零件的疲勞強(qiáng)度和軸承底座足夠的硬度。選用呋喃樹脂自硬砂，手工造型采用半封閉式澆注系統(tǒng)，重型灰鑄鐵內(nèi)澆道總截面積按經(jīng)驗值確定由于使用耐火管布置澆注系統(tǒng)，所以內(nèi)澆道、橫澆道均為圓形澆道，初步設(shè)計4種澆注系統(tǒng)方案，如圖2所示方案一：采用底注、雨淋式澆注系統(tǒng)，該澆注系統(tǒng)以反雨淋式從鑄件的最底部注入鐵液，鐵液注入緩慢，有利于形狀復(fù)雜鑄件的充型。為了防止?jié)沧⒁好娓叩筒黄?，底部平均設(shè)置6條內(nèi)澆道，共設(shè)置3條橫澆道將內(nèi)澆道與直澆道連接，直澆道設(shè)置1條，有利于平衡內(nèi)澆道的壓強(qiáng)。方案二：同樣采用底注、雨淋式澆注系統(tǒng)，與方案一相比，方案二在軸承座的底座位置設(shè)置2條內(nèi)澆道。方案三：采用底注式澆注系統(tǒng)。共設(shè)置6條內(nèi)澆道，2條橫澆道，1條直澆道，相對于方案一、方案二來說，澆注系統(tǒng)布置簡單，造型工作量少。方案四：采用分層注入式澆注系統(tǒng)，在鑄件的底部、中部、頂部分別設(shè)置1條內(nèi)澆道，各內(nèi)澆道的尺寸面積均相同。澆注系統(tǒng)不再設(shè)置橫澆道，底部的內(nèi)澆道與澆道窩相連。其他2條內(nèi)澆道直接與直澆道相連。為了達(dá)到分層澆注的效果，中部和頂部內(nèi)澆道傾斜一定的角度。2凝固模擬結(jié)果分析在進(jìn)行數(shù)值模擬時，需要確定澆注初始條件圖3為數(shù)值模擬過程。由圖3(a）可見，方案一在充型初期，鐵液的流動平緩，但隨著充型鐵液的增加，鐵液在砂型各處液面高度略有波動，液面穩(wěn)定性較差，充型效果不是很好。由圖3(b）可見，方案二在開始充型時，充型過程中砂型內(nèi)各處液面高度有較大差異，鐵液在軸承座的圓腔中流動與軸承座的圓腔產(chǎn)生相互作用；當(dāng)充型進(jìn)入后半段后，充型過程趨于平緩，但軸承座的底座液面上升速度遠(yuǎn)跟不上圓腔中的鐵液上升速度，在一側(cè)的軸承座底座上與圓腔形成較大的液面落差。由圖3(c）可見，方案三在澆注充型過程中，鐵液上升平緩，液面也沒有產(chǎn)生較大紊流情況，充型效果良好，是比較理想的充型過程，整體充型過程比方案一與方案二都要好。由圖3(d）可見，方案四設(shè)計的是分層注入澆注系統(tǒng)，但通過數(shù)值模擬結(jié)果，該方案并沒有達(dá)到分層澆注的效果，其全過程為設(shè)置在底部與中部的內(nèi)澆道口同時為鑄型注入熔融鐵液。所以該澆注系統(tǒng)在充型的初始階段時，鐵液的充型不太平緩，充型效果不理想，不過在鑄型中的鐵液面高于中部的內(nèi)澆道口后，鑄型中的鐵液的流動就趨于平緩，充型效果良好。各澆注方案的凝固模擬結(jié)果如圖4所示，可以明顯看出各方案產(chǎn)生的缺陷都比較多，尤其是方案二、方案四。分析認(rèn)為其原因：一是鑄件凝固過程中各部分的冷卻速度不同，鑄件內(nèi)部存在溫度場差異，局部凝固慢，留下孤立的液相區(qū)，在凝固過程中體積收縮得不到鐵液的補(bǔ)充，產(chǎn)生熱節(jié)；二是鑄件多通孔，通孔位置與砂型接觸面積比例大，熱傳遞速度大于軸承座孔位置，冷卻速度較快所致。綜合考慮，在鐵液充型過程中方案一和方案三的充型較為平緩，且成型凝固后鑄件缺陷相對于方案二較少。相比于方案一，方案三在造型上相對簡單，所以本次選用方案三的澆注系統(tǒng)進(jìn)行工藝優(yōu)化。3優(yōu)化工藝3.1澆注凝固過程設(shè)計(1）鑄件的多通孔選擇不鑄出，使鐵液更容易補(bǔ)縮。(2）優(yōu)化鑄件的分型面，將鑄件的重要面置于一個砂箱（如圖5所示），保證鑄件的質(zhì)量和精度。(3）使用外冷鐵加快鐵液冷卻，冷鐵布置在質(zhì)量要求較高的面上，盡量采用統(tǒng)一規(guī)格，鑄件布置冷鐵位置的壁厚70mm左右，使用的冷鐵壁厚42mm，冷鐵分布位置如圖6所示。(4）冒口設(shè)置于鑄件的最頂面，在澆注凝固時冒口將最后凝固，能對鑄件進(jìn)行鐵液補(bǔ)縮，消除熱節(jié)，防止產(chǎn)生縮孔、縮松缺陷，提高鑄件質(zhì)量。因此，根據(jù)鑄件的形狀，共設(shè)計6個補(bǔ)縮冒口，如圖7所示。(5）為了將型腔內(nèi)的氣體排出型腔，在鑄件上方設(shè)置出氣孔3.2第一次優(yōu)化方案結(jié)果對第一次優(yōu)化后的方案三進(jìn)行模擬澆注，因為增加了補(bǔ)縮冒口和大通孔不再鑄出，鑄件所需的鐵液有所增加，鐵液的澆注速度調(diào)整為28kg/s。第一次優(yōu)化后的凝固模擬結(jié)果如圖8所示，可見，鑄件仍然存在大量缺陷，鑄造工藝優(yōu)化效果不佳。分析認(rèn)為，主要是因為鑄件的軸承面部位體積遠(yuǎn)大于所設(shè)計的補(bǔ)縮冒口體積，以致于補(bǔ)縮冒口先于鑄件主要部位凝固，沒有達(dá)到預(yù)設(shè)的補(bǔ)縮效果。而冷鐵則因為壁厚過小，蓄熱能力太小，且布置數(shù)量較少，沒有起到預(yù)設(shè)控制凝固順序的效果。3.3次澆注狀態(tài)下的補(bǔ)縮冒口先對冷鐵進(jìn)行優(yōu)化，加大冷鐵厚度，在圓腔壁厚較大的部分增加冷鐵數(shù)量，如圖9所示。調(diào)整后，冷鐵的厚度100mm，圓柱冷鐵直徑160mm，小圓柱直徑80mm。由于增加了大量的冷鐵，為了防止?jié)沧r局部過冷，在型腔還沒充滿之前，部分鐵液提前凝固堵塞主要通道，阻礙充型過程。所以，在第二次模擬時，將鐵液澆注溫度提高到1450℃由于軸承座孔凸起部分尺寸限制，采用6個（5大1?。┭a(bǔ)縮冒口，小補(bǔ)縮冒口使用第一次優(yōu)化的冒口尺寸。5個大冒口使用易于造型的倒圓臺形，上圓φ200mm，下圓φ150mm，高362mm。為了避免鑄件上部分布置冷鐵的位置鐵液冷卻速度過快，堵塞補(bǔ)縮冒口里的鐵液對鑄件補(bǔ)縮的通道，需重新調(diào)整冷鐵。鑄件上的圓柱與圓環(huán)形冷鐵厚度調(diào)為180mm，鑄件中部大凸臺位置采用長方體冷鐵，厚為100mm，在冷鐵外部伸出3條呈三角形分布的小圓柱插入砂型中，以達(dá)到固定的效果，第三次優(yōu)化方案如圖11所示。對調(diào)整后的澆注系統(tǒng)進(jìn)行模擬，模擬結(jié)果如圖12所示，可見，經(jīng)多次優(yōu)化后，鑄件的重要面、凸臺基本不存在孤立液相區(qū)，而是集中在澆道、冒口、通氣口。3.4工藝系統(tǒng)參數(shù)根據(jù)上述多次優(yōu)化模擬，綜合考慮，確定第三次優(yōu)化后的澆注系統(tǒng)為最終鑄造工藝（如圖12所示），澆注系統(tǒng)參數(shù)：直澆道截面尺寸1×φ62mm，橫澆道截面尺寸2×φ48mm，內(nèi)澆道截面尺寸6×φ23mm。熔煉溫度1500～1550℃，澆注時間74s，澆注溫度1450℃。