注塑機(jī)支座鑄造工藝設(shè)計(jì)及數(shù)值模擬

徐 超，李嘉倩，季德生，龍秀慧

(濱州學(xué)院 機(jī)電工程學(xué)院，山東 濱州 256600)

0 引 言

砂型鑄造是當(dāng)今工業(yè)中重要的制造工藝之一，是一種能夠大規(guī)模生產(chǎn)復(fù)雜金屬制品，且經(jīng)濟(jì)性較好的液態(tài)金屬成形工藝[1]. 隨著鑄造數(shù)值模擬技術(shù)的發(fā)展，已經(jīng)可以利用計(jì)算機(jī)對(duì)砂型鑄造充型和凝固過(guò)程進(jìn)行模擬. 當(dāng)前，鑄造過(guò)程的模擬仿真研究向著微觀組織模擬、使役性能優(yōu)化及使用壽命預(yù)測(cè)的方向發(fā)展[2]. 傳統(tǒng)的鑄件生產(chǎn)企業(yè)，在生產(chǎn)之前常會(huì)進(jìn)行數(shù)次試生產(chǎn)來(lái)逐步改進(jìn)工藝，以減少鑄造缺陷[3]. 這種基于經(jīng)驗(yàn)和實(shí)驗(yàn)的工藝方法將增加鑄件的生產(chǎn)成本和周期，而采用數(shù)值模擬技術(shù)不僅能對(duì)砂型鑄造充型和凝固過(guò)程進(jìn)行動(dòng)態(tài)演示，同時(shí)還能預(yù)測(cè)鑄件的卷氣、縮孔與縮松等缺陷[4]. 因此，數(shù)值模擬技術(shù)能夠有效地指導(dǎo)技術(shù)人員對(duì)工藝進(jìn)行有針對(duì)性的優(yōu)化，在鑄造工藝開(kāi)發(fā)中發(fā)揮了較大的作用.

支座是用于支撐臥式注塑機(jī)合模系統(tǒng)中的螺桿(或柱塞)的零件. 注塑機(jī)合模系統(tǒng)要保證能在合模后提供足夠的鎖模力，以平衡熔體進(jìn)入模具型腔產(chǎn)生的壓力[5]. 因此，支座的使用環(huán)境比較復(fù)雜，其中對(duì)支座影響最大的是其受到的軸向壓縮作用，鑄件與螺桿接觸的工作表面易磨損、機(jī)械壽命短. 此外，支座壁厚變化極不均勻，鐵液凝固過(guò)程的質(zhì)量難以控制[6]，且鑄件存在球化不良、孕育衰退以及石墨漂浮等問(wèn)題，使得鑄件成品率較低. 本文通過(guò)MATLAB優(yōu)化爐料配比，以保證鐵液質(zhì)量；根據(jù)均衡凝固的原則，結(jié)合支座鑄件的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，對(duì)支座的鑄造工藝進(jìn)行設(shè)計(jì)；同時(shí)運(yùn)用 ProCAST軟件對(duì)支座鑄造過(guò)程進(jìn)行模擬，預(yù)測(cè)鑄件存在的缺陷，并以此改進(jìn)鑄造工藝，確定最佳的鑄造工藝方案.

1 支座初始工藝方案設(shè)計(jì)及模擬分析

1.1 QT500-7球墨鑄鐵熔煉工藝與球化、孕育處理

1.1.1 爐料成分和元素配比的優(yōu)化設(shè)計(jì)

QT500-7中碳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化，會(huì)影響鐵液中鎂的吸收和碳的擴(kuò)散距離，從而影響石墨球數(shù). 若從改善QT500-7鑄造性能的角度考慮，通常鐵液中碳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)在共晶點(diǎn)附近[7]；硅元素可以促進(jìn)石墨化，固溶可以強(qiáng)化鐵素體，在孕育處理時(shí)適當(dāng)加入較多的硅元素，可細(xì)化石墨、提高石墨球的圓整度[8]；錳元素可以穩(wěn)定和細(xì)化珠光體，但質(zhì)量分?jǐn)?shù)過(guò)高時(shí)的錳元素與硅元素復(fù)合作用會(huì)形成反白口組織，容易使鑄件出現(xiàn)縮松缺陷[9-10]；硫、磷元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)應(yīng)控制在較低水平，質(zhì)量分?jǐn)?shù)較高則會(huì)導(dǎo)致縮孔、縮松傾向性增大，磷元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)過(guò)高還會(huì)出現(xiàn)冷裂的現(xiàn)象[11-12]；鎂與稀土是強(qiáng)力脫硫劑，與S形成MgS和RES的夾雜物，一般鎂元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)控制在0.04%～0.06%之間[13-14]. 綜上所述，鑄件鐵液中各元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)范圍應(yīng)為：wr(C)=3.55%～3.85%，wr(Si)=1.85%～2.68%,wr(Mn)<0.5%,wr(S)≤0.03%，wr(P)≤0.08%,wr(Mg)=0.04%～0.06%,wr(RE)=0.03%～0.05%，這里，主要對(duì)爐料中的C，Si, Mn, P, S等元素進(jìn)行優(yōu)化，w(Mg)取0.05%，w(RE)取0.04%.

配制QT500-7所用的金屬配料平均成分及各元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)如表1 所示.

表1 金屬配料成分及各元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)Tab.1 Composition of metal materials and mass fraction of different element %

1) 計(jì)算爐料中各元素的初始質(zhì)量分?jǐn)?shù).

(1)

式中：wq為爐料中各元素的初始質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%；wr為爐料中各元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)范圍值，%；η為熔煉過(guò)程中元素的燒損率；“+”號(hào)表示元素增加；“-” 號(hào)表示元素減少.

利用感應(yīng)電爐熔煉時(shí)，配料中各元素的燒損率為：η(C)=1%～7% (取5%),η(Si)=1%～10% (取6%),η(Mn)=1%～15% (取10%)，η(P)=0,η(S)=0, 其中，C和Mn為減少，取“-”，其余元素為增加，取“+”.

將以上數(shù)據(jù)代入式(1)，計(jì)算可得爐料中各元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)的初始值為

wq(C)=3.74%～4.05%(取3.80%),

wq(Si)=1.74%～2.53%(取2.53%),

wq(Mn)<0.56%(取0.50%),

wq(P)<0.08%(取0.03%),

wq(S)<0.03%(取0.01%).

2) 計(jì)算并確定爐料的配比.

考慮燒損率時(shí)，爐料的總加入量為

(2)

式中：mz為爐料的總加入量，kg；ηz為爐料整體燒損率.

設(shè)金屬配料各成分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為w(xi),i=1,2,…,5, 其中，Z15生鐵為w(x1)，回爐料為w(x2)，廢鋼為w(x3)，硅鐵為w(x4), 錳鐵為w(x5)，且

w(x1)=1-w(x2)-w(x3)-w(x4)-w(x5).

(3)

根據(jù)方程組

(4)

以及表1中的wp和根據(jù)式(1)計(jì)算所得各元素初始質(zhì)量分?jǐn)?shù)wq來(lái)計(jì)算金屬配料各成分的w(xi)，利用MATLAB求解得：w(x1)=2.484 7%(舍去)，w(x2)=2.107 7%，w(x3)=5.205 6%，w(x4)=0.004 5%,w(x5)=0.020 6%. 最后，根據(jù)式(3)計(jì)算得w(x1)=92.661 6%.

(5)

根據(jù)式(5)對(duì)爐料金屬配料各成分中元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)進(jìn)行檢驗(yàn)計(jì)算，得：wt(C)=3.541 29%,wt(Si)=1.544 57%,wt(Mn)=0.522 77%,wt(P)=0.054 11%,wt(S)=0.027 76%.

通過(guò)檢驗(yàn)得出C, Mn, P, S的質(zhì)量分?jǐn)?shù)均在預(yù)期范圍之內(nèi)，Si的質(zhì)量分?jǐn)?shù)稍低于預(yù)期值，但也在誤差允許范圍之內(nèi). 故本文設(shè)計(jì)的支座使用的爐料配比為Z15生鐵：93%，回爐料：1.5%，廢鋼：5.45%，硅鐵：0.015%，錳鐵：0.035%. 同時(shí)，在熔煉過(guò)程中可以適當(dāng)增加硅鐵的用量，以提高爐料鐵液中的硅的質(zhì)量分?jǐn)?shù). 根據(jù)檢驗(yàn)計(jì)算確定QT500-7中各元素的精確質(zhì)量分?jǐn)?shù)為：w(C)=3.54%,w(Si)=2.15%,w(Mn)=0.53%,w(S)=0.02%,w(P)=0.05%,w(Mg)=0.05%,w(RE)=0.04%.

1.1.2 QT500-7的球化與孕育處理

為保證鑄件獲得良好的基體組織(鐵素體+珠光體)，在鐵液熔煉過(guò)程中，需要對(duì)鐵液進(jìn)行球化和孕育處理.

QT500-7的熔煉爐選用中頻感應(yīng)電爐，為防止鐵液中的C嚴(yán)重?zé)龘p，控制熔煉溫度不超過(guò)1 550 ℃. 通常情況下，孕育劑的加入會(huì)使鐵液溫度下降50 ℃～100 ℃. 球化處理時(shí)，鐵液溫度過(guò)高，球化劑燒損量大；鐵液溫度過(guò)低，則球化效果差. 因此，球化處理溫度應(yīng)控制在1 460 ℃～1 510 ℃. 球化劑選擇組織致密、化學(xué)性能穩(wěn)定、粒度為15 nm～20 mm的稀土鎂球化劑(FeSiMg8RE7). 采用堤壩沖入法，加入球化劑，球化劑用量為鐵液質(zhì)量的1.1%～1.3%.

孕育處理直接影響石墨球的大小、數(shù)目和圓整度，孕育過(guò)度會(huì)使石墨形態(tài)惡化，因此，孕育處理要適度[13]. 孕育分兩次進(jìn)行：包內(nèi)孕育選用粒度為5 mm～20 mm的FeSi75孕育劑，用量為0.5%；隨流孕育選用粒度為0.2 mm～0.85 mm的Si-Ca-Ba-Bi(FYJ-1)孕育劑，用量為0.2%.

球化劑和孕育劑要預(yù)先烘烤并壓實(shí)，以達(dá)到較好的球化和孕育效果. 此外，在球化劑表面覆蓋一層鐵屑或珍珠巖，防止球化劑反應(yīng)過(guò)快，燒損過(guò)多[15-16].

1.2 支座初始工藝方案設(shè)計(jì)

1.2.1 支座鑄件結(jié)構(gòu)及砂芯裝配

支座鑄件最大尺寸為650 mm×340.5 mm×589 mm，高度為589 mm，壁厚變化區(qū)間為30 mm～124 mm，質(zhì)量為174.8 kg，結(jié)構(gòu)如圖1(a) 所示. 支座前座是650 mm×589 mm的長(zhǎng)方形法蘭結(jié)構(gòu)，與腳座相連，形狀復(fù)雜，整體厚度為95 mm左右，長(zhǎng)方形法蘭結(jié)構(gòu)與腳座過(guò)渡轉(zhuǎn)角部位易產(chǎn)生裂紋，長(zhǎng)方形法蘭結(jié)構(gòu)易出現(xiàn)表面夾渣及局部氣孔等缺陷；支座中部結(jié)構(gòu)是兩個(gè)用以連接前座與后座的側(cè)壁，結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，厚度小，壁厚為34 mm；后座結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，厚度大，平均厚度達(dá)116 mm，存在較大的熱節(jié)，鑄造時(shí)易產(chǎn)生收縮缺陷. 前座的軸孔以及后座的U型槽是支座的重要工作部位. 整體來(lái)看，鑄件工藝性良好，能夠滿足砂型鑄造的要求.

由于鑄件整體結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，為了降低起模和造型難度，以及考慮方案的工藝改進(jìn)性，采用如圖1(b) 所示的鑄件分型方案以及澆注位置，采用兩箱造型，分型面設(shè)置在前座頂部的大平面最大截面處，后座置于底部；如圖1(c) 所示，砂芯采用芯頭定位，水平放置；同時(shí)，圖1(a) 中的凸臺(tái)部位，因無(wú)法利用模具直接制出，故采用活塊造型. 模具設(shè)計(jì)采用一箱四件，造型材料選擇呋喃樹(shù)脂砂，采用潰散性較好的寶珠砂單獨(dú)制芯，模具型腔的耐火涂料選用鑄鐵醇基涂料.

(a) 支座三維模型

(b) 鑄件分型面設(shè)置

(c) 砂芯與鑄件裝配示意圖

1.2.2 澆注系統(tǒng)設(shè)計(jì)

表2 各澆道截面形狀及尺寸

1.2.3 鑄件補(bǔ)縮系統(tǒng)與激冷系統(tǒng)設(shè)計(jì)

鑄件前座的熱節(jié)分布在頂面凸臺(tái)部位, 后座的熱節(jié)分布在結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角處、其他部位側(cè)壁過(guò)渡的轉(zhuǎn)角處以及U形槽部位. 鑄件前座的軸孔和后座的U型槽為零件重要工作部位，需要保證表面質(zhì)量和該部位組織的致密性. 鑄件前座冒口選用壓邊冒口，冒口壓邊縫隙長(zhǎng)度為120 mm，寬度為12 mm，冒口寬度和高度分別為90 mm，120 mm；冒口位置布置在前座頂部凸臺(tái)面上，如圖2 所示；鑄件后座設(shè)置的冒口參數(shù)與前座的基本相同，高度結(jié)合鑄件結(jié)構(gòu)設(shè)置為90 mm. 依據(jù)球鐵件均衡凝固的原則，鑄件補(bǔ)縮系統(tǒng)以及激冷系統(tǒng)的設(shè)計(jì)要充分利用球墨鑄鐵石墨化自補(bǔ)縮能力，因此，冒口無(wú)需最后凝固；而本方案選用的是存液量較小的壓邊冒口，若冒口過(guò)早凝固，則鑄件可能會(huì)出現(xiàn)收縮缺陷. 因此，給冒口增加膨脹珍珠巖復(fù)合保溫冒口套(珍珠巖8%～10%、鋁礬土27%～28%、水泥23%～25%、陶瓷棉38%～40%、適量水)，以適當(dāng)減緩冒口凝固速率. 鑄件壁厚部位需要采取激冷措施，為降低工藝難度，除U形槽部位布置 60 mm 厚的隨形冷鐵，其他部位均布置平面冷鐵. 在后座底部、側(cè)邊斜面布置40 mm厚的平面冷鐵，冷鐵材質(zhì)均為石墨，鑄件冷鐵布置如圖2 所示.

圖2 初始鑄造工藝方案示意圖

1.3 初始工藝方案模擬結(jié)果與分析

本文利用Creo5.0軟件建立支座鑄件、澆注系統(tǒng)、補(bǔ)縮系統(tǒng)和激冷系統(tǒng)的模型. 首先，將模型導(dǎo)入ProCAST中的mesh模塊進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如果出現(xiàn)網(wǎng)格質(zhì)量較差或者網(wǎng)格交叉的情況，則先進(jìn)行網(wǎng)格修復(fù)再進(jìn)行劃分，以保證網(wǎng)格劃分的質(zhì)量[17]. 網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖3 所示，共劃分體網(wǎng)格1 103 685個(gè).

其次，在cast模塊中設(shè)置模型參數(shù)：(1) 澆注時(shí)間為35 s；(2) 合適的澆注溫度需兼顧補(bǔ)縮和充型問(wèn)題，也要基于結(jié)構(gòu)特點(diǎn)統(tǒng)籌考慮，而澆注試驗(yàn)表明，澆注溫度為1 350 ℃～1 380 ℃[18-19]，滿足充型要求，又因鑄件本身無(wú)壁厚過(guò)薄之處，故模擬澆注溫度選擇1 350 ℃；(3) 鑄件材質(zhì)設(shè)置為QT500-7；(4) 砂型選擇樹(shù)脂砂(Resin Bonded Sand)；(5) 界面換熱系數(shù)的設(shè)定：鑄件與砂型之間為500 W·(m2·K)-1，鑄件與冷鐵之間為1 500 W·(m2·K)-1，冷鐵與砂型之間為500 W·(m2·K)-1，鑄件與保溫冒口套之間為300 W·(m2·K)-1，砂型與保溫冒口套之間 為30 W·(m2·K)-1，砂型與外界設(shè)置為空冷. 最后，對(duì)支座的鑄造工藝進(jìn)行數(shù)值模擬.

圖3 網(wǎng)格劃分示意圖

利用計(jì)算機(jī)技術(shù)模擬鑄造過(guò)程，能夠非常直觀地演示鑄件充型和凝固的過(guò)程，可對(duì)鐵液充型過(guò)程中澆不足、冷隔、夾渣等缺陷及鑄件凝固過(guò)程中產(chǎn)生的縮松、縮孔等缺陷的分布情況進(jìn)行有效的預(yù)測(cè). 同時(shí)，數(shù)值模擬的結(jié)果為優(yōu)化鑄造工藝方案提供了可靠的技術(shù)和理論依據(jù). 初始鑄造工藝方案的模擬結(jié)果如圖4 所示：(a)，(b)，(c)為鑄件充型過(guò)程；(d)為鑄件充型時(shí)間圖；(e)，(f)，(g)，(h)為鑄件凝固過(guò)程中固相體積分?jǐn)?shù)區(qū)間為0～0.7時(shí)的數(shù)值模擬結(jié)果，反映了由液相到固相的轉(zhuǎn)變過(guò)程，其中0.7為鑄件縮孔、縮松等缺陷形成的臨界固相體積分?jǐn)?shù)值[20].

鑄件充型過(guò)程模擬結(jié)果顯示：充型初期，鐵液經(jīng)澆口杯流入直澆道，直澆道尚未填滿，鐵液流動(dòng)過(guò)程中伴隨著輕微的卷氣現(xiàn)象，如圖4(a) 所示；t=12.6 s時(shí)(圖4(b))，鑄件充型35.7%，鑄件型腔中的鐵液溫度，除激冷部位出現(xiàn)明顯下降，其他部位變化不明顯；t=31.1 s時(shí)(圖4(c))，支座鑄件本體部分充型完畢，整個(gè)系統(tǒng)中鐵液溫度出現(xiàn)明顯下降，但整體溫度還處在液相線溫度 1 179.2 ℃ 以上；如圖4(d)所示，整個(gè)系統(tǒng)充型用時(shí)34.8 s，這與計(jì)算得到的澆注時(shí)間35 s基本吻合. 結(jié)合左側(cè)的時(shí)間標(biāo)尺，同種顏色的部位代表被填充時(shí)刻相同，鑄件本體部分同種顏色呈水平帶狀分布，表明鑄件本體充型平穩(wěn)且均勻. 整個(gè)充型過(guò)程，雖然在充型初期直澆道中出現(xiàn)輕微的卷氣，但鑄件整體充型效果較好.

(a) 鑄件充型過(guò)程(t=3.2 s)

(b) 鑄件充型過(guò)程(t=12.6 s)

(c) 鑄件充型過(guò)程(t=31.1 s)

(d) 充型時(shí)間

(e) 鑄件凝固過(guò)程(凝固13.4%)

(f) 鑄件凝固過(guò)程(凝固15.4%)

(g) 鑄件凝固過(guò)程(凝固68.2%)

(h) 鑄件凝固過(guò)程(凝固78.9%)

鑄件凝固過(guò)程模擬結(jié)果顯示：冷鐵激冷效果明顯，被激冷部位的凝固速率快于其他部位(圖4(e))；鑄件凝固至15.4%時(shí)，澆注系統(tǒng)已經(jīng)無(wú)法對(duì)鑄件本體進(jìn)行補(bǔ)縮(圖4(f))；如圖4(g)所示，液相由連接側(cè)壁斷開(kāi)，后座的壓邊冒口補(bǔ)縮效果較好，由于前座于側(cè)壁過(guò)渡區(qū)域凝固速率較慢，從而影響了前座冒口的補(bǔ)縮效率；如圖4(h)所示，在支座前座與連接側(cè)壁的過(guò)渡區(qū)域，形成較大的孤立液相，可能會(huì)在該部位出現(xiàn)縮孔、縮松等收縮缺陷. 在整個(gè)凝固過(guò)程中，支座各部位在補(bǔ)縮系統(tǒng)和激冷系統(tǒng)的組合作用下平衡鑄件的壁厚差，基本實(shí)現(xiàn)均衡凝固；但在后座壁厚部位凝固速率加快的前提下，前座與連接側(cè)壁過(guò)渡區(qū)域的凝固速率相對(duì)較慢，并且在該部位形成了孤立的液相.

常見(jiàn)球鐵鑄件的缺陷有縮孔與縮松、皮下氣孔、夾渣、反白口、球化不良與球化衰退、孕育衰退以及石墨漂浮等[21]. 而對(duì)于鑄造環(huán)節(jié)，主要是氣孔、夾渣、縮孔以及縮松等缺陷. 如圖5(a) 所示，鑄件本體部分無(wú)氣孔缺陷；支座鑄件前座與連接側(cè)壁有較多的縮孔和縮松缺陷，利用軟件測(cè)量得到單個(gè)鑄件縮松縮孔總體積約 35.68 cm3，如圖5(b) 所示.

(a) 無(wú)氣孔缺陷(b) 縮松與縮孔缺陷圖5 初始工藝鑄件缺陷Fig.5 Casting defects of the initial process

2 鑄造工藝優(yōu)化與模擬結(jié)果分析

初始工藝方案模擬結(jié)果表明，支座鑄件前座與連接側(cè)壁有較多的縮孔和縮松缺陷. 有研究表明，縮短鑄件厚壁部分的凝固時(shí)間，既可防止石墨漂浮、球墨畸變、晶間偏析和出現(xiàn)碎塊狀石墨等缺陷，又可使石墨化膨脹提前發(fā)生，增加自補(bǔ)縮能力，一般鐵液的凝固時(shí)間應(yīng)控制在2 h之內(nèi)[22-23]. 在后座壁厚部位設(shè)置冷鐵，平衡鑄件的壁厚差，并在補(bǔ)縮系統(tǒng)和激冷系統(tǒng)的組合作用下，使鑄件形成順序凝固. 因此，對(duì)工藝方案的改進(jìn)如下：1) 在前座軸孔內(nèi)壁布置4塊厚度為20 mm的石墨冷鐵，用以加快前座與連接側(cè)壁過(guò)渡區(qū)域的凝固速率，同時(shí)保證重要工作部位的組織致密性；2) 在前座與連接側(cè)壁過(guò)渡區(qū)域熱節(jié)上方布置相同規(guī)格的壓邊冒口，對(duì)該部位有一定的補(bǔ)縮作用. 優(yōu)化后的鑄造工藝方案示意圖如圖6 所示.

圖6 優(yōu)化后的鑄造工藝方案示意圖

圖7 為優(yōu)化方案的模擬結(jié)果. 如圖7(a) 所示，鑄件本體部分無(wú)氣孔缺陷；如圖7(b) 所示，鑄件本體部分，孔隙度5%以上的縮松、縮孔缺陷基本消除；本文QT500-7的碳當(dāng)量為3.54%，由圖7(d) 得到膨脹量約為0.45%，利用軟件測(cè)得縮松部位體積僅為2.03 cm3，則殘余缺陷可以通過(guò)球鐵石墨化自補(bǔ)縮消除；如圖7(c) 所示，鑄件本體部分基本在2 h以內(nèi)完全凝固. 因此，優(yōu)化后的工藝方案是合理的. 改進(jìn)后的鑄造工藝方案，鑄件質(zhì)量為699.2 kg，澆注系統(tǒng)及冒口部分總質(zhì)量為268.8 kg；待鑄件最高溫度冷卻至600 ℃左右打箱；鑄件熱處理采用去應(yīng)力退火. 該方案的工藝出品率約為72.2%.

(a) 氣孔缺陷

(b) 縮松和縮孔缺陷

(c) 凝固時(shí)間

(d) 碳當(dāng)量對(duì)球墨鑄鐵膨脹量的影響

3 結(jié) 論

本文嚴(yán)格控制QT500-7的化學(xué)成分，在熔煉環(huán)節(jié)采用MATLAB優(yōu)化爐料配比，得到各元素精確比例，并進(jìn)行較為充分的球化孕育處理，從而獲得質(zhì)量較好的鐵液. 利用ProCAST軟件對(duì)支座的鑄造過(guò)程進(jìn)行模擬，根據(jù)均衡凝固的原則對(duì)原工藝的冷鐵和壓邊冒口進(jìn)行調(diào)整. 改進(jìn)后工藝模擬結(jié)果顯示：鑄件本體部分無(wú)氣孔缺陷；當(dāng)碳當(dāng)量為3.54%，球鐵膨脹量約為0.45%時(shí)，剩余孔隙度超過(guò)5%的縮松缺陷體積僅為2.03 cm3，缺陷可以通過(guò)球鐵石墨化自補(bǔ)縮來(lái)消除.