王 剛，劉付臣，徐 勝

（安慶中船柴油機有限公司，安徽 安慶 246001）

機架是組成柴油機的關(guān)鍵件，直接決定柴油機的使用壽命和安全可靠，必須具備高質(zhì)量和高精密度。機架外形尺寸大，形狀復雜，內(nèi)外部質(zhì)量要求高，要進行密封性試驗和超聲探傷，不允許出現(xiàn)影響裝配及使用性能的缺陷。公司前期生產(chǎn)的機架在上大平面及軸承擋位置容易出現(xiàn)氣孔、渣眼、砂眼等鑄造缺陷，不能很好滿足使用要求。通過優(yōu)化鑄造工藝設計，重新設計澆注系統(tǒng)，生產(chǎn)出的機架鑄件表面質(zhì)量高，有效解決了鑄造缺陷的產(chǎn)生，鑄件質(zhì)量穩(wěn)定。

1 鑄件結(jié)構(gòu)特點和生產(chǎn)技術(shù)要求

L23H 型機架是MAN 公司中速船用柴油機系列中的一種，結(jié)構(gòu)為直列式，分5/6/7/8 缸數(shù)機架。該系列機架初期材質(zhì)為HT300，后期隨著柴油機強化度PeCm 的提高，又增加一種QT400-15，目前兩種材質(zhì)均在生產(chǎn)使用。論文以6L23H 型QT400-15 機架為例介紹機架澆注系統(tǒng)設計與改進過程，實際生產(chǎn)中通過模具變換可以實現(xiàn)其他缸數(shù)和其他材質(zhì)機架的生產(chǎn)。

機架結(jié)構(gòu)如圖1 所示，共有6 個缸，缸孔直徑為300 mm，缸孔中心距為370 mm；缸孔外側(cè)為凸輪軸腔，最小壁厚為15 mm；缸孔下側(cè)為軸承擋，主要壁厚為80 mm；腳底板寬度為150 mm，厚度為30 mm；鑄件輪廓尺寸為2 395 mm × 915 mm × 1 212 mm，壁厚相差較大，內(nèi)外結(jié)構(gòu)復雜，鑄件重量3 490 kg.材質(zhì)要求為QT400-15；附鑄試塊抗拉強度Rm≥390 MPa，屈服強度Rp0.2≥250 MPa，延伸率≥15%，布氏硬度135 HB～180 HB；基體組織中鐵素體含量≥85%；V 形、VI 形態(tài)石墨≥90%，尺寸4 級～6級，不允許出現(xiàn)Ⅰ、Ⅱ型石墨形態(tài)；化學成分為：w（C）3.3%～3.8%，w（Si）2.2%～2.5%，w（Mn）＜0.15%，w（P）＜0.08%，w（S）＜0.02%，w（Mg）0.03%～0.06%.要求對缸蓋螺栓孔區(qū)域、主軸承螺栓孔區(qū)域、缸蓋螺栓孔連接區(qū)域和主軸承螺栓連接區(qū)域以及腳底板區(qū)域進行超聲波檢查。

圖1 6L23H 機架簡圖

2 原L23H 機架澆注系統(tǒng)分析及存在問題

2.1 原澆注系統(tǒng)工藝及生產(chǎn)實踐

圖2 為原澆注系統(tǒng)，采用過橋式分別從缸孔側(cè)和腳板爪側(cè)引入金屬液，通過設計阻流道降低鐵水流速，通過設計多級橫澆道來實現(xiàn)擋渣目的，再通過陶瓷管作為內(nèi)澆道從機架的底部進入鐵水實現(xiàn)底注。另在腳板爪側(cè)上箱位置開設內(nèi)澆道，期望在澆注后期液面上升到該位置時能從此處進入鐵水降低溫度差，以利于鑄件的凝固。其中缸孔側(cè)直澆道為φ80 mm，橫澆道為梯形，尺寸為40/50/H70 mm，內(nèi)澆道φ20 mm×10 道，直澆道、橫澆道、內(nèi)澆道截面積之比為1.6∶2∶1，為半封閉式結(jié)構(gòu)；腳板爪側(cè)直澆道直徑為φ80 mm，一級橫澆道尺寸為40/50/H70 mm，二級橫澆道兩處均為30/40H60 mm，內(nèi)澆道尺寸φ20 mm×7 加上箱腳板爪處7 道50 mm×6 mm 扁平內(nèi)澆道，直澆道、一級橫澆道、二級橫澆道、內(nèi)澆道截面積之比為1.2∶1.5∶2∶1，也為半封閉式結(jié)構(gòu)。

圖2 6L23H 機架原澆注系統(tǒng)工藝圖

采用原澆注系統(tǒng)生產(chǎn)的機架存在一定的鑄造缺陷，缺陷主要集中在上箱外側(cè)面（操縱側(cè)）和上箱大平面，缺陷類型多為夾渣、氣孔和夾砂。

2.2 原澆注系統(tǒng)Magma 模擬分析

圖3 為利用Magma 軟件對充型過程模擬結(jié)果，可以看出，一是腳板爪側(cè)底部陶瓷管內(nèi)澆口位置鐵水沖入速度過快（大于2.0 m/s），造成鐵水飛濺；二是腳板爪側(cè)上部內(nèi)澆口從開始就有鐵水進入后直接沖入底部，與底部金屬液形成飛濺、卷氣和紊流現(xiàn)象并進一步破壞了底部平穩(wěn)的充型過程，促進二次氧夾渣和氣孔的產(chǎn)生。內(nèi)澆口金屬液速度過快，也增加了沖砂的風險。同時發(fā)現(xiàn)，缸孔側(cè)陶瓷管內(nèi)澆口流速正常，較平穩(wěn)，對腳板爪側(cè)鐵水的沖擊較小，影響不大。

圖3 原澆注系統(tǒng)模擬分析

2.3 問題分析

1）原澆注系統(tǒng)設計過于復雜，金屬液速度過快，上、下內(nèi)澆口同時進鐵水，造成鐵水飛濺、對沖、卷氣、紊流等，容易產(chǎn)生夾渣、氣孔和夾砂缺陷[1]。

2）從L23H 機架的結(jié)構(gòu)特點分析，L23H 機架上箱結(jié)構(gòu)基本為大平面，極大增加了氣孔、夾渣物上浮和從溢流冒口排出的難度。

3）從球墨鑄鐵特性分析，應充分保證金屬液的平穩(wěn)緩慢充型而不能有紊流現(xiàn)象，防止Mg、O、S 等元素生成氧化渣。實際的雙邊澆注流速過快，很難保證不生成二次氧化夾渣[2]。

4）原有的澆注系統(tǒng)是僅靠橫澆道的撇渣作用來阻止鐵水中的氧化渣進入型腔，實際上其作用有限，加之半封閉式的澆注系統(tǒng)使得鐵水流速過快，極大地削弱了橫澆道的撇渣作用。

5）原澆注系統(tǒng)采用座包固定在上砂箱平面，占據(jù)了較大面積，導致鑄件上平面溢流冒口不能擺放，同時座包固定過程的操作性也較差，存在碰倒、撞松冒口等風險；同時為最大程度增加充型過程中的氣、渣上浮后排出，澆注時需從溢流冒口處溢出鐵水，造成鐵水浪費，增加了出氣冒口進入鐵水后被封死的風險和后續(xù)清理的成本和難度。

3 鑄造工藝優(yōu)化設計

基于上述分析，結(jié)合多年機架類鑄件生產(chǎn)經(jīng)驗，確定導致機架鑄造缺陷原因為澆注過程中鐵水充型不平穩(wěn)，產(chǎn)生紊流形成二次氧化夾渣。針對此問題對6L23H 機架澆注系統(tǒng)進行重新設計，采用單邊拔塞、泡沫陶瓷過濾片開放式及純底注澆注系統(tǒng)。該種澆注系統(tǒng)設計能保證鐵水快速充滿型腔的同時，降低鐵水流速，同時充分利用泡沫陶瓷過濾片對鐵水進水凈化和降低流速，最大程度保證鐵水的快速平穩(wěn)充型[3]。

3.1 澆注系統(tǒng)設計

重新設計澆注系統(tǒng)總體分為兩個部分，先封閉后開放，如圖4 所示。設計思路為：澆系第一部分為半封閉式澆注系統(tǒng)，該部分位于鐵水進入型腔的初始時段，一是利用澆注系統(tǒng)自身的擋渣、集碴能力，二是保證金屬液的快速充型。澆注系統(tǒng)的第二部分為開放式澆注系統(tǒng)，在保證金屬液流量和澆注時間前提下最大程度降低金屬液流速，使得充型過程平穩(wěn)，對型腔無沖刷。兩部分各單元截面積比例按第一部分ΣF直1∶ΣF橫1∶ΣF直2=1.3∶1.6∶1；第二部分ΣF直2∶ΣF橫2∶ΣF內(nèi)=1∶1.4∶2.

圖4 改進后的澆注系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

3.1.1 直澆道截面積

由上，直澆道2 截面積最小，根據(jù)奧贊公式[4]：

式中：G—澆注重量，取4 150 kg；μ—流速系數(shù)，取0.41；t—澆注時間，s；Hp—平均靜壓力頭高度，mm.

澆注時間：

式中：S1—系數(shù)，取1.1；σ—鑄件主要壁厚，取15 mm，求得澆注時間t 為43 s.

金屬液面上升速度復核：

式中：（hc為砂型中鑄件高度），符合鐵水最小上升速度的要求（對于主要壁厚10 mm～40 mm，V上升最小為10 mm/s～20 mm/s）；

對于底注式，平均靜壓力頭高度Hp=H0-0.5hc=1 610-0.5×915=115 cm.

以上數(shù)據(jù)代入公式（1），得ΣF直2=71 cm2.實際選用兩個φ70 mm 陶瓷管，單個截面積為38.5 cm2，總截面積為77 cm2.

3.1.2 內(nèi)澆道和橫澆道面積

根據(jù)澆注系統(tǒng)各部分比例關(guān)系得：?

ΣF直1=1.3×77=91 cm2，實際采用φ110 mm 陶瓷管，截面積為95 cm2；

ΣF橫1=1.6×77=123 cm2，實際采用截面積為120 cm2；

ΣF橫2=1.4×77=107.8 cm2，實際采用截面積為110 cm2；

ΣF內(nèi)=2×77=154 cm2，實際采用16×φ35 mm，截面積為154 cm2.

3.1.3 陶瓷泡沫過濾片過濾能力計算驗證

結(jié)合鑄件結(jié)構(gòu)，重新設計的澆注系統(tǒng)共使用陶瓷泡沫過濾片16 片，型號FOSECO SEDEX 120×120×22/10 PPI，按照其過濾能力0.02 kg/mm2，和單片有效過濾截面積S濾=120×120=14 400 mm2，陶瓷泡沫過濾片能夠有效過濾的鐵水中質(zhì)量為：M濾=16×14 400×0.02=4 608 kg，機架毛坯及冒口總重量約為4 150 kg，綜合上述計算和過濾片過濾能力會隨充型時間減弱，重新設計澆注系統(tǒng)過濾能力足夠。

3.2 改進后澆注系統(tǒng)充型模擬

利用Mgama 軟件進行充型模擬，如圖5 所示?？梢钥闯鲋匦略O計的澆注系統(tǒng)，內(nèi)澆口位置金屬液流速≤0.5 m/s，型腔內(nèi)金屬液面上升速度基本是在0.2 m/s 左右，型腔里的金屬液液面上升十分平穩(wěn)，無起伏現(xiàn)象，從而有效減少了鑄件渣眼、砂眼等鑄造缺陷的產(chǎn)生。加之整個充型時間控制在43 s 左右，鑄型溫度分布比較均勻，也有效抑制了鑄件縮松、縮孔等鑄造缺陷的產(chǎn)生。

圖5 改進后澆注系統(tǒng)充型模擬

3.3 澆注系統(tǒng)模具優(yōu)化

根據(jù)以上設計重新布置澆注系統(tǒng)，通過均勻分布能很好實現(xiàn)鑄件模具及澆注系統(tǒng)模具在5/6/7/8/9缸數(shù)之間的同步更換，確保工藝的通用性。實際澆注時采用單邊座包拔塞式澆注，以保證壓力高度和整個充型過程平穩(wěn)不斷流。座包預存鐵水1 000 kg，選用的座包模具基本尺寸為1 800 mm × 500 mm×500 mm，伸出砂箱外的座包部分用水平支撐架固定，以最大程度減小座包砂箱在鑄件砂箱上占據(jù)的面積，以方便操作。

3.4 冒口及冷鐵設置

根據(jù)均衡凝固理論，6L23H 機架不設專用的補縮冒口，只在上箱大平面位置設置出氣冒口，同時保證出氣冒口的總截面積大于內(nèi)澆道總截面積的1.5 倍以上，以利于快速充型和排氣。同時由于砂箱高度限制，在上砂箱頂部設置圍砂冒口將冒口拔高200 mm 左右，以減小重力差造成澆注過程中液面回落。在主軸承檔、缸孔面、腳板爪等壁厚相差較大位置處設置外冷鐵，以實現(xiàn)同時凝固防止產(chǎn)生縮松缺陷。

4 生產(chǎn)驗證

該6L23H 機架工藝優(yōu)化改進后相繼投產(chǎn)超過百臺，在生產(chǎn)過程中要注重加強對冷鐵質(zhì)量和泥芯質(zhì)量的過程控制。經(jīng)過清理及加工驗證，機架外觀質(zhì)量良好，精加工后各加工面均無鑄造缺陷。同時，將該工藝改進推廣至其他缸數(shù)和其他類型機架，均獲得了成功。由于取消了原雙邊拔塞澆注系統(tǒng)，鑄型合箱后圍砂操作性大大提高，鑄件工藝出品率也得到較大提高，由原來的74%提高至84%.改進后的鑄件表面質(zhì)量如圖6 所示。

圖6 工藝優(yōu)化后生產(chǎn)出的鑄件實體照片

5 結(jié)論

1）機架澆注系統(tǒng)優(yōu)化設計后，澆注過程十分平穩(wěn)，有效消除了機架氣孔、夾渣、砂眼等鑄造缺陷，保證了機架各項性能符合技術(shù)條件和鑄件外觀質(zhì)量。

2）采用單邊拔塞、帶泡沫陶瓷過濾片的純底注開放式澆注系統(tǒng)，能保證充型過程的平穩(wěn)和減少一次氧化渣、避免二次氧化渣的產(chǎn)生，利用球墨鑄鐵均衡凝固原理和石墨的自補縮能力，能有效提高柴油機機架內(nèi)外部質(zhì)量。

3）該機架鑄件的澆注系統(tǒng)優(yōu)化設計同樣適應于灰鐵材質(zhì)機架，同時也為后續(xù)類似結(jié)構(gòu)鑄件的工藝設計提供有力依據(jù)。