前轴承座上半铸件铸造工艺方案设计与模拟优化

杜孙毅，高金桥，蔡嘉楠，杨弋涛

（上海大学 材料科学与工程学院，上海 200444）

前轴承座是汽车前悬架系统的一个重要组成部分，通常被安装在车身底盘上方，用于支撑和固定前车轮转动的轴承。此外在航空领域，飞机的起落架上，也需要使用前轴承座来支撑和固定飞机的轮子[1]。前轴承座的作用是保持车轮和悬挂系统连接稳定，提供车轮支撑和运动的轴承支持，从而使车辆行驶更加平稳和舒适。前轴承座通常具有足够的强度和刚性，可以承受车辆行驶过程中的各种力和负荷[2]。

灰口铸铁是一种常用的铸造合金材料，具有易于铸造、机械性能良好的特点，适用于承受中小负载和冲击的场合，抗震性能好、可加工性好和成本低等优点，适用于零件和模具制造、汽车零部件和机械结构等领域[3]。前轴承座主要起到连接的作用，受力情况复杂，为了保证该零件具有良好的综合性能，铸造时应避免缩松缩孔、气孔、夹砂等缺陷的产生[4]。

本文将以HT-250 灰口铸铁为铸造材料，通过分析铸件的结构特点，对轴承座前半铸件的浇注系统、冒口、冷铁等部位进行设计。利用铸造模拟软件ProCAST 对浇注过程中的金属液充型、凝固传热以及缩松缩孔缺陷进行模拟分析。综合考虑铸件的结构特性，并对浇注系统进行多次优化。通过分析模拟结果，不断优化冒口、冷铁尺寸和位置，最终达到预防和消除缩孔缩松等铸造缺陷的目的。

1 零件工艺性分析

前轴承座上半支撑轴承，固定轴承外圈的三维结构实体图如图1 所示。外形尺寸为1085 mm×810 mm×380 mm，最大壁厚为150 mm，最小壁厚为20 mm，净重566 kg。腔体结构复杂，金属液充型较为困难，且部分结构转折处壁厚差较大，容易产生热节。注油孔为细长的弧形空腔，使得砂芯在金属液充型时容易损坏。零件整体结构相对对称，上下大平面均为重要加工面。技术要求铸件不允许有影响使用性能的缩孔、缩松、气孔、夹砂等缺陷。

图1 铸件三维结构示意图

前轴承座上半属于中型铸件，小批量生产，采用手工造型生产方式[5]。为确保铸件有较高的尺寸精度和表面质量，造型材料选用粘结强度大、耐热性好、发气量较小的呋喃脲醛树脂砂。根据铸造技术要求，铸造工艺的参数选择如下：尺寸公差等级为CT13，机械加工余量为G，铸件收缩率为0.9%，浇冒口的切削余量选为3 mm，依据铸件的质量和壁厚以及工艺手册，查得铸件冷却时间为1 h[6]。

2 铸造工艺设计及分析

2.1 浇注位置及分型面选取

根据铸件的特点，我们确定了两种浇注位置和分型面，如图2 所示。

图2 两种浇注位置和分型面

通过分析对比以上两种方案可以了解到它们的不同特点：

方案一可以很好的保证轴承槽的精度，方便合型，充型平稳，可避免浇不均的现象。缺点是轴承底座在上面，导致表面精度不高，因此需要增加加工余量最后进行加工。且底部有较多厚壁，容易形成热节。方案二将轴承座底面放置在底部，保证轴承座底面的精度，并且可以防止产生砂眼、气孔、夹渣等缺陷。缺点是合型的时候需要翻转上砂箱，容易对砂型造成损坏。

考虑到方案一在凝固时的型腔上窄下宽，不利于补缩，容易形成热结和缩松缩孔，且用大量外加冷铁也无法较好地消除这些缺陷，故决定选择方案二的浇注方式。

2.2 浇注系统设计

2.2.1 浇注系统类型的选择

浇注系统不仅承当金属液充型通道的作用，而且要保证金属液充型时流动平稳，排气通畅，便于挡渣，并有利于调节金属液凝固的温度场，减少铸件的凝固缺陷[7]。结合浇注系统设计的原则，初步设计的方案如图3 所示。

图3 浇注系统示意图

采用底注式浇注系统，其特点是内浇道基本上在充满状态下工作，充型平稳，可避免金属液发生激溅、氧化及由此而形成铸件缺陷[6]。浇注系统类型采用半封闭式浇注系统，既有一定的挡渣能力，又能保证适中的金属液流速，适用于各类灰铸铁件。对于中型灰铁件，根据《铸造工艺设计手册》[8]各浇道的截面积比选取为ΣA直:ΣA横:ΣA内:=1:1.25:0.83。

2.2.2 阻流截面的计算

根据《铸造工艺设计手册》[8]，对于浇注重量在1000 kg 以下的中、大型铸铁件，可按式（1）计算：

式中：t 为浇注时间，单位s；δ 为铸件平均壁厚，单位mm（对于结构复杂的铸件，δ 取主要部分的壁厚）；S1为系数，一般情况下，取S1=2，当有外、内冷铁而需快浇时，取S1=1.7～1.9[8]；GL为铁水重量，单位kg。

最终计算得出浇注时间为43 s。

直浇道要有最低高度，以形成足够的压力，使铸件轮廓清晰，避免浇不到。直浇道高度通常与上型高度相等，可用压力角来检验上型高度是否足够。参考《铸造工艺设计手册》[8]最小剩余压头（上型高度）HM的计算：

HM=Ltanα （2）

式中：L 为金属液的流程，即铸件最高最远点至直浇道中心线的水平距离，单位mm；α 为压力角，单位（°）；HM为最小剩余压头（上型高度），单位mm。

最终计算得出上砂箱到铸件顶面的高度应大于170 mm，静压头Hp为360 mm[8]。

使用阻流截面设计法，根据奥赞公式[8]计算浇道最小截面积：

式中：Ag为浇注系统最小断面积，单位cm2；G 为流经阻流截面处的金属液总质量，单位kg，取700；ρ 为金属液密度，单位g/cm3，取7.2；t 为充型总时间，单位s，取43；μ 为充填全部型腔时，浇注系统阻流截面的流量系数，取0.5[8]；Hp为充填全部型腔时的平均计算压力头，单位cm，取36；g为重力加速度（981 cm/s2）。

将参数带入公式可得Ag为17 cm2。

2.2.3 各浇道尺寸设计

根据《铸造工艺设计手册》[8]，各浇道的截面比分别为ΣA直:ΣA横:ΣA内:=1.2:1.5:1，可得直浇道的面积20.4 cm2，小径取50 mm，大径取62 mm，长度约为600 mm。

横浇道的总面积为25.5 cm2，设有两条梯形横浇道，一条的面积为12.75 cm2。

内浇道的总面积为17 cm2，设有4 条梯形内浇道，一条的面积为4.25 cm2。

2.2.4 浇口杯设计

浇口杯分为漏斗形和池型两大类，本次工艺采用池型浇口杯[8]，浇口杯二维图如图4 所示。

图4 浇口杯二维图

浇口杯的容量为125 kg，相应尺寸为：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 铸造工艺方案的模拟及分析

本次工艺采用了UG 三维建模软件进行了实体绘制，导入ProCAST 中进行面网格和体网格的划分，在修正无误后，铸件模型2Delements 数为120164，3Delements 数为2272604。浇注温度为1350 ℃，浇注时间为43 s。

3.1 模拟结果及分析

3.1.1 充型过程

对原始铸件进行充型过程模拟，充型速度场如图5 所示。从图5a 和图5b 可以看出铁液在1.9 s 左右进入铸件，在10 s 左右铺满铸件底部，充满整个型腔的时间为43 s。本次设计浇注方式为双侧底注，但在最开始的时候铸件两边是分开的，在金属液进入后没有产生两边的对流。铁液在中间圆环处产生了对流，如图5c 所示，但这时的流速相对比较稳定，液面开始平稳上升，所以不会造成很大的影响。图5d 可以发现，气体全部集中到了铸件顶部，主要由型腔里的空气组成，后期可以加设冒口或者排气针予以解决[9]。

图5 铸造充型速度场

铸件在充型过程的温度场变化如图6 所示。图6a 可以看出铸件在充型过程中顶部薄壁部分温度较低。因为方形孔及底座冷却效果较好，导致中心部分最后冷却，故方形孔与铸件底座的中间部分产生了过热区域。由图6b 的温度分布可以看出，整个铸件冷却的趋势是从右到左，从下到上。可根据其凝固趋势进行最后优化。

图6 铸造充型温度场

3.1.2 凝固过程缺陷分析

底注式浇注缺陷主要存在于四处地方，如图7 所示第一是顶部右边三块小凸台处，第二是顶部较厚凸台处，第三是铸件侧边孔和底座中间过热处，第四是浇注系统处。计算得到缩孔体积占总体积的0.48%。

图7 底注式浇注缩松缩孔缺陷示意图

铸件顶部较厚，铁液未能及时补缩，存在凹陷现象，且为最后凝固部分，存在热节，如图8 所示。可通过增设冒口解决收缩问题，同时解决气体排出以及顶部凹陷现象[10]；底部两侧增设冷铁，加速冷却。

图8 底注式浇注缩凹示意图

3.2 第一次优化

3.2.1 冒口初步设计与计算

冒口尺寸计算公式如下：

式中：MC为设置冒口部位的铸件的模数，VC为冒口颈处铸件体积，AC冒口颈处散热面积。

式中：dR为冒口颈直径，MC为设置冒口部位的铸件的模数。

按《铸造工艺手册》的灰铁件顶明冒口设计原则，如图9a 所示，通常取DR=（1.55～2.0）dR。和HR=（2～4）DR作为冒口的尺寸[8]。如图9b 所示，在左侧凸台处设置三个冒口，每个冒口DR约为60 mm，HR为182.16 mm。在右侧凸台处设置一个冒口，冒口DR约为60 mm，HR为181 mm。

图9 冒口形状示意图

凝固时，物体的体积越大、散热面积越小，模数就越大，凝固时间越长。因此采用4 个直径为60 mm，高181 mm 的冒口，如图9 所示。

3.2.2 冷铁的位置设计

根据初步模拟结果的分析，冷铁设计的位置为铸件两侧方形孔与轴承底座的中心部位，此处设置冷铁可以改善铸件的凝固顺序，力求铸件产生一个自下而上的顺序凝固，在重力的作用下能够得到上方的金属液补缩，形成致密的组织，保证铸件探伤部位的质量[11]；其次，在这个部位设置冷铁，使得该处金属液受到激冷作用，减少缺陷形成，且细化该处晶粒，优化机械性能[12]。

冷铁的尺寸计算如下式：

式中：δ 为外冷铁厚度，T 为铸件热节圆直径。

通过模拟得到冷铁放置处的热节圆直径为75 mm，计算可得外冷铁厚度为30 mm，长度选择100 mm，冷铁的放置位置如图10 所示。

图10 冷铁位置分布图

3.3 第一次优化结果及分析

通过增设冒口对浇注系统进行第一次优化，如图11 所示，此时缺陷数量已经有了明显的减少。尤其是顶部最厚的地方，因为有了冒口的补缩，缩松与缩凹都消失了。但还是存在以下问题，铸件两侧（孔和底座中心部位）仍有明显缺陷；冒口分布不合理，顶部右侧小凸台凝固较慢，没有得到补缩，产生了缩松；如图12 所示，顶部冒口数量稍多，导致这个部位的凝固较慢，产生热节，并且左边冒口的尺寸偏小。

图11 初次优化缩松缩孔示意图

图12 初次优化热节示意图

3.4 铸造工艺第二次优化

根据上述存在的问题，首先对冷铁的数量有了一定的调整，从原先的两个变为四个，其次在顶部的另外两个小凸台处加了两个小冒口，主要用来消除缩松缩孔，最后把较大凸台处的三个冒口合并为两个冒口，并且尺寸有了一定的增大。修改过后的冷铁数量和冒口位置如图13 所示。

图13 二次优化改良方案示意图

左侧凸台处冒口的尺寸做如下调整：在较厚凸台处设置两个冒口，每个冒口DR约为90 mm，HR为270 mm。右侧凸台处冒口的尺寸做如下调整：在较厚凸台处设置三个冒口，每个冒口DR约为41 mm，HR为123.5 mm。

3.5 铸造工艺的二次优化结果分析

3.5.1 二次优化充型过程分析

对冒口与冷铁的数量和尺寸进行优化设计后，铸件的充型速度场如图14a 所示，铁液在2 s左右进入铸件，在10 s 左右铺满铸件底部。从金属液进入型腔直至充满共需42 s。图14b 显示，铸造过程气体主要集中在金属液上方，所设冒口正好在铸件顶部，故气体最后从冒口中排出。相应的充型温度场如图15 所示。

图14 二次优化铸造充型速度场

图15 二次优化充型温度场

从图15a 可以看出整个铸件的温度分布较为均匀，方形孔和底座之间部位因增设了冷铁，使充型过程中的温度和周围保持一致，从而很好的消除了此处的缺陷。从图15b 中可以看出因增加了保温冒口，铸件最后凝固的部位集中在顶部凸台部位，并且这个部位得到冒口中金属液的补缩。

3.5.2 二次优化浇注过程缺陷分析

充型结束后，铸件的凝固收缩图如图16 所示。从图中可以看出铸件中缺陷有了很好的改善，关键部位的缺陷已经全部消除，大部分缺陷主要集中在浇注系统内，对整个铸件的质量无影响。从图17 可以看出，因为增设的冒口是保温冒口，冒口里面的金属液未凝固，热节也集中在冒口中，铸件部分也不再有热节，总体补缩效果良好。优化后的浇注系统如图18 所示。

图16 二次优化缩松缩孔示意图

图17 二次优化热节示意图

图18 优化后的浇注系统

3.6 最终铸造工艺方案

经过模拟分析，最终确定最佳工艺为底注式的浇注方式，先将轴承底座面向上进行分模造型,合型后将砂箱反过来浇注，避免铸件工作部位处于铸件顶部、探伤部分整体处于铸件下部，在重力作用下首先凝固，得到致密的组织，保证质量检测结果，提高铸件的工作性能。造型方法采用的是手工造型，两箱造型；造型材料选择碱性酚醛树脂自硬砂；浇注系统为半封闭底注式，ΣA直:ΣA横:ΣA内=1:1.25:0.83；顶部左侧凸台增设两个冒口，右侧凸台增设三个小冒口；铸件两侧过热半封闭部分各放置两块冷铁；工艺出品率为η=90.5%。

4 结语

本次铸件前轴承座上半通过一系列的工艺设计及数值模拟分析，最终形成无缩凹、缺陷极少的铸件。其主要工艺有：（1）浇注方式选择底注式，浇注系统选择半封闭式浇注系统，这种浇注方法充型平稳，极大的减少了缺陷的产生；（2）通过初次数值模拟分析得到，铸件的主要缺陷集中在顶部，观察金属液最后到达的地方以及在顶部相应处增设冒口，此处的冒口有三大用途，分别是实现补缩的效果、避免顶部因凝固先后顺序不同而造成的缩孔、排气的效果；（3）本次设计冷铁添加的原则为按需增设、精准添加、能少则少，故我们只在铸件两侧分别添加了两块冷铁，完美的消除了此处的缺陷。