挖掘機(jī)大臂根部連接件鑄造成型工藝優(yōu)化

梅 靜，李曉虎，文仁興

（1.四川化工職業(yè)技術(shù)學(xué)院，四川瀘州 646099；2.四川海特鑄造材料有限公司，四川簡(jiǎn)陽(yáng) 641400）

0 引言

挖掘機(jī)大臂與車架的連接零件大根臂部凸臺(tái)（BOSS），是挖掘機(jī)大臂的關(guān)鍵組成部分之一。本產(chǎn)品早期采用鍛件與圓鋼焊接生產(chǎn)的工藝，然而在挖掘機(jī)的使用過程中，大根臂凸臺(tái)承載了各方向的交變載荷，所以焊接處存在較大的開裂風(fēng)險(xiǎn)。相比較于鍛造、焊接等生產(chǎn)方式，鑄造具有生產(chǎn)成本低，開裂風(fēng)險(xiǎn)小等優(yōu)勢(shì)。因此，調(diào)整該產(chǎn)品工藝為鑄鋼整體鑄造成型。為了縮短開發(fā)試制周期，企業(yè)采用了PROCAST 軟件對(duì)鑄件成型工藝過程進(jìn)行了數(shù)值分析，預(yù)測(cè)了鑄件縮孔、縮松位置以及熱裂紋傾向。通過實(shí)踐證明，計(jì)算機(jī)模擬技術(shù)與鑄件工藝設(shè)計(jì)的緊密結(jié)合，達(dá)到了優(yōu)化工藝設(shè)計(jì)，提高產(chǎn)品經(jīng)濟(jì)效益與競(jìng)爭(zhēng)力的目的。

1 大根臂凸臺(tái)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及工藝設(shè)計(jì)

某大臂根部凸臺(tái)鑄件材質(zhì)為ZG25，總長(zhǎng)754 mm，寬171 mm，整體屬于薄壁件，最薄處15 mm，最厚處67 mm，壁厚差較大，不允許有縮孔、縮松及夾雜等缺陷，通過表面熒光磁粉探傷不能有大于2 mm 的線性缺陷（圖1）。該產(chǎn)品技術(shù)要求高，采用整體鑄造工藝難度較大。

根據(jù)鑄造設(shè)計(jì)手冊(cè)，結(jié)合實(shí)際生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)，該鑄件工藝方案如圖2 所示：為方便放置砂芯及檢查合箱后各處尺寸，鑄型只能水平放置；采用二氧化碳硬化水玻璃砂硅砂制造型芯及鑄型；由于鑄件兩端耳部為壁厚最大處，內(nèi)澆口的位置需滿足該處的充填及補(bǔ)縮要求；根據(jù)順序凝固原則要求，冒口需放置于鑄件最后凝固處，利于排氣，能滿足補(bǔ)縮要求，故在軸耳臺(tái)階處設(shè)置2 個(gè)Φ150 mm×300 mm圓柱形冒口。本鑄件壁厚差較大，且鑄造材料ZG25 有較大的鑄造應(yīng)力，所以考慮在壁厚較大處設(shè)置冷鐵。為防止因冷鐵的激冷作用導(dǎo)致鑄件軸孔中部薄壁處形成間隙裂紋，本工藝采用外置長(zhǎng)條形冷鐵，材質(zhì)為Q235，水平放置于鑄件底部，尺寸為32 mm×40 mm×750 mm（圖3a）。

圖1 大臂根部凸臺(tái)鑄件

圖2 BOSS 鑄件冒口

按以上工藝優(yōu)化，實(shí)際生產(chǎn)后發(fā)現(xiàn)，在鑄件軸孔臺(tái)階處出現(xiàn)熱裂紋（圖4）。經(jīng)分析認(rèn)為，該外置冷鐵雖然與鑄件軸孔薄壁處未有直接接觸，但兩者間間距較小，冷鐵對(duì)薄壁區(qū)域存在一定的激冷作用，導(dǎo)致壁厚部位與薄壁部位的傳熱差加大，收縮不均加劇，從而使熱裂風(fēng)險(xiǎn)增加。因此，方案2 中外置冷鐵應(yīng)考慮避開薄壁部位，放置兩塊冷鐵于鑄件壁厚最厚處，尺寸為32 mm×30 mm×120 mm（圖3b）。放置時(shí)設(shè)置適當(dāng)?shù)男倍?，以防止冷鐵間隙裂紋。

根據(jù)鑄件結(jié)構(gòu)分析，耳部與軸間過渡圓角半徑較大，可以分散該處應(yīng)力，所以提出方案3：不設(shè)置冷鐵，以減少冷鐵激冷作用導(dǎo)致的氣孔等其他鑄造缺陷（圖3c）。

3 種冷鐵設(shè)置的方案比較見表1。

圖3 冷鐵放置方案

圖4 鑄件熱裂紋

表1 冷鐵設(shè)置方案的比較

2 數(shù)值模擬與分析

2.1 網(wǎng)格劃分及邊界條件設(shè)置

應(yīng)用ProCAST 軟件對(duì)鑄件的3 種工藝方案進(jìn)行數(shù)值模擬。模型采用Pro/E 軟件建模，導(dǎo)出為.igs 格式。使用MeshCAST模塊劃分網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量對(duì)模擬精度有很大的影響，通常網(wǎng)格數(shù)量越多，尺寸越小，計(jì)算結(jié)果越精準(zhǔn)，但是計(jì)算量十分巨大，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量超過一定值后，會(huì)導(dǎo)致計(jì)算效率下降，而精度卻不會(huì)有大的變化。因此，在劃分網(wǎng)格時(shí)，鑄件、冷鐵、澆注系統(tǒng)及冒口等部位，網(wǎng)格大小為10 mm，鑄型部分網(wǎng)格大小為40 mm，同時(shí)采用非均勻自適應(yīng)網(wǎng)格，以降低模型復(fù)雜部位的網(wǎng)格劃分計(jì)算量，提高模擬精度。網(wǎng)格劃分完成后，需對(duì)網(wǎng)格質(zhì)量進(jìn)行檢查、修復(fù)。檢查是否含有嚴(yán)重扭曲變形的NEG-JAC 負(fù)雅可比單元，是否含有半徑的比率小于0.001 的壞單元。當(dāng)出現(xiàn)壞單元時(shí)，需對(duì)其進(jìn)行平滑化處理。如果無(wú)法修復(fù)，就需要修改原始實(shí)體模型。

圖5 為劃分網(wǎng)格后的鑄件和鑄型有限元模型。

圖5 有限元模型

在ProCAST 前處理中設(shè)置材料參數(shù)、邊界條件、初始條件等[1]。具體前處理的參數(shù)如下：

（1）設(shè)定材料的種類：鑄件材料鑄鋼ZG25，砂芯及鑄型材料為二氧化碳硬化水玻璃硅砂。

（2）設(shè)定界面交換系數(shù)：冷鐵與鑄件之間為2000 W/（m2·K）；鑄型與砂型之間為300 W/（m2·K）；鑄件與鑄型型、冷鐵與鑄型之間為界面接觸一般。

（3）邊界條件設(shè)定（初始模擬設(shè)定）：澆注時(shí)間為25 s，澆注溫度為1565 ℃，表面散熱條件為空冷。

（4）重力常壓澆注，計(jì)算終止溫度1132.8 ℃。

2.2 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

在工藝參數(shù)相同的條件下，對(duì)3 種鑄造方案進(jìn)行數(shù)值模擬（圖6）。由鑄件鑄液充型過程可見，整個(gè)充型過程較為平穩(wěn)，未見鑄液飛濺沖擊現(xiàn)象。

圖6 鑄液充型過程

圖7 為某一時(shí)刻未充填型腔區(qū)域的氣體分布（深色部分表示），由圖7 可知，鑄件耳部位置有氣體無(wú)法排出，所以在該部位有出現(xiàn)填充不滿的風(fēng)險(xiǎn)。在實(shí)際生產(chǎn)中，該處應(yīng)設(shè)置出氣孔或氣針。

由縮孔預(yù)測(cè)圖可知，縮孔主要分布于冒口中上部位，少量見于冒口底部，未見鑄件上有縮孔分布（圖8）。

圖7 氣體壓強(qiáng)

圖8 宏觀縮孔預(yù)測(cè)

3 種方案模擬結(jié)果的數(shù)據(jù)見表2。其中，方案1 中冷鐵的激冷作用顯著，充型結(jié)束時(shí)平均固化率為15.1%，比其他兩個(gè)方案固化率高，表明在充型過程中鑄鋼液流動(dòng)性下降，冒口補(bǔ)縮能力變差，可能導(dǎo)致耳部最高處出現(xiàn)充型不滿的風(fēng)險(xiǎn)；方案2 中冷鐵尺寸減小，并改進(jìn)放置位置后，充型結(jié)束時(shí)固化率為11.3%，保證了后續(xù)的填充效果，雖然冷鐵表面最高溫度達(dá)到1257 ℃，但仍低于Q235 的固相線溫度1493 ℃，不會(huì)出現(xiàn)冷鐵融化而鑄焊于鑄件上的現(xiàn)象；方案3，無(wú)冷鐵時(shí)充填時(shí)間、充型結(jié)束時(shí)固化率以及鑄件凝固時(shí)間與方案2 基本接近，但砂芯表面溫溫在凝固至32%時(shí)就達(dá)到最高1594.7 ℃，由于砂芯采用的二氧化碳硬化水玻璃硅砂材料具有高溫潰散的特性，易出現(xiàn)軸孔粘砂的缺陷。

表2 充型和凝固數(shù)據(jù)摘要

應(yīng)用數(shù)值模擬軟件PROCAST 提供的熱撕裂因子（Hot Tearing Indicator，HTI）預(yù)測(cè)鑄件在局部固化率達(dá)到99%時(shí)產(chǎn)生熱裂紋風(fēng)險(xiǎn)的位置如圖9 所示。

在易出現(xiàn)熱裂紋區(qū)域采集HIT 數(shù)據(jù)，如表3 所示。由表3可知，設(shè)置一塊冷鐵時(shí)HIT 最大，設(shè)置兩塊冷鐵或不設(shè)置冷鐵時(shí)HIT 十分接近。所以，設(shè)置一塊冷鐵的鑄造方案產(chǎn)生熱裂紋風(fēng)險(xiǎn)最大，設(shè)置兩塊冷鐵和不設(shè)置冷鐵熱裂風(fēng)險(xiǎn)基本相同。由分應(yīng)力數(shù)據(jù)可見y 方向（平行于軸向）拉應(yīng)力最大，產(chǎn)生的裂紋將垂直于軸向擴(kuò)展，這與實(shí)際生產(chǎn)中形成的的裂紋形態(tài)一致。

圖9 最大HTI 位置

綜合以上分析，方案2 產(chǎn)生熱裂紋的風(fēng)險(xiǎn)最小，但冷鐵的激冷作用在實(shí)際生產(chǎn)中容易使鑄件產(chǎn)生氣孔，而且為防止形成冷鐵間隙裂紋，要求冷鐵在放置時(shí)有一定合理角度，增大了砂型制作難度。方案3 的熱裂風(fēng)險(xiǎn)雖略比方案2 大，但是減少了冷鐵的使用，降低了鑄件氣孔缺陷風(fēng)險(xiǎn)；軸孔因砂芯材料高溫潰散的特性造成的粘砂問題，可將制作砂芯的材料更換為具有更好導(dǎo)熱性的二氧化碳硬化水玻璃石灰石。通過模擬對(duì)比，將砂芯材料更換為石灰石砂后，熱裂風(fēng)險(xiǎn)比方案2 更小（表4）。

表3 潛在裂紋區(qū)最大HIT

表4 更換鑄芯材料后潛在裂紋區(qū)的最大HTI

3 工藝驗(yàn)證

根據(jù)模擬結(jié)果，優(yōu)化后的工藝方案采用石灰石砂制作砂芯，硅砂制作砂型，不設(shè)置冷鐵通過試模，所得鑄件與原工藝方案對(duì)比，消除了熱裂紋，同時(shí)軸孔清砂容易，經(jīng)拋丸后內(nèi)孔無(wú)粘砂（圖10）。經(jīng)熒光磁粉探傷檢測(cè)裂紋＜2 mm，無(wú)縮孔、縮松缺陷，表面質(zhì)量評(píng)級(jí)滿足生產(chǎn)要求。

4 結(jié)論

（1）應(yīng)用ProCAST 仿真軟件對(duì)挖掘機(jī)大根臂連接凸臺(tái)鑄件鑄造過程進(jìn)行數(shù)值模擬，通過對(duì)充型過程以及凝固過程的數(shù)據(jù)分析，有效預(yù)測(cè)了鑄件填充不滿的可能性以及縮孔、縮松缺陷的分布情況。

（2）同過對(duì)比3 種工藝方案的HTI 數(shù)據(jù)，最終選擇了不設(shè)置冷鐵、采用石灰石砂替代硅砂制作型芯的工藝方案。既降低了砂型制作的難度，又減小了鑄件厚薄過渡部位的熱裂紋缺陷風(fēng)險(xiǎn)。通過生產(chǎn)驗(yàn)證，鑄件達(dá)到生產(chǎn)質(zhì)量要求。

圖10 內(nèi)孔粘砂情況對(duì)比

（3）在鑄造工藝設(shè)計(jì)過程中使用數(shù)值模擬軟件輔助設(shè)計(jì)，減少了試模驗(yàn)證的次數(shù)，降低了產(chǎn)品開發(fā)成本，縮短了產(chǎn)品開發(fā)周期，為企業(yè)設(shè)計(jì)其他產(chǎn)品工藝提供了新的思路。