張延京，楊　忠，李建平，李俊英，楊　通

(西安工業(yè)大學(xué) 材料與化工學(xué)院，西安 710021)

?

雙金屬液澆注灰/蠕復(fù)合鑄鐵工藝研究*

張延京，楊忠，李建平，李俊英，楊通

(西安工業(yè)大學(xué) 材料與化工學(xué)院，西安 710021)

為了得到兼顧強(qiáng)韌性和導(dǎo)熱性的復(fù)合鑄鐵，設(shè)計(jì)了四種雙金屬液-液澆注工藝.澆注雙金屬液時(shí)，統(tǒng)一采用底注式澆注系統(tǒng)澆注下層金屬液，改變澆注上層金屬液的澆注系統(tǒng)，上層金屬液澆注速度選擇為5 cm·s-1，兩種金屬液澆注間隔時(shí)間選擇為20 s，下層金屬液澆注高度超過(guò)理論結(jié)合面15 mm.利用計(jì)算機(jī)數(shù)值模擬方法研究了金屬液充型過(guò)程，并與實(shí)際澆注結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比驗(yàn)證.研究結(jié)果表明：采用縫隙扇形式澆注系統(tǒng)，制備出的灰/蠕復(fù)合鑄鐵的抗拉強(qiáng)度達(dá)到205 MPa，高于HT200灰鑄鐵，其500 ℃時(shí)導(dǎo)熱系數(shù)為36 W·(m·k)-1，高于RuT300蠕墨鑄鐵.

計(jì)算機(jī)數(shù)值模擬；雙金屬澆注；灰/蠕復(fù)合鑄鐵；導(dǎo)熱系數(shù)

gray/co MPacted graphite composite cast iron;thermal conductivity

傳統(tǒng)均質(zhì)鑄鐵材料制造的柴油機(jī)缸蓋由于無(wú)法同時(shí)兼顧導(dǎo)熱性和強(qiáng)韌性能，致使國(guó)內(nèi)外高功率柴油機(jī)氣缸蓋服役時(shí)常發(fā)生熱應(yīng)力開(kāi)裂問(wèn)題[1-4].由于灰鑄鐵基體中的石墨呈細(xì)長(zhǎng)片狀分布，石墨的連通程度較高，所以灰鑄鐵具有良好的導(dǎo)熱性[5-6]，但石墨尖端處會(huì)對(duì)基體產(chǎn)生割裂作用，所以導(dǎo)致灰鑄鐵的強(qiáng)韌性較差.而蠕墨鑄鐵由于石墨形態(tài)呈蠕蟲(chóng)狀，石墨尾部比較圓鈍，對(duì)基體的割裂程度較弱，所以其具有較高的強(qiáng)韌性，抗疲勞性能較好[7-8]，但由于石墨之間相互連通性較差，其導(dǎo)熱性能不如灰鑄鐵[9].為綜合利用灰鑄鐵和蠕墨鑄鐵各自的優(yōu)異性能，將兩種材料復(fù)合應(yīng)用于高功率柴油發(fā)動(dòng)機(jī)缸體缸蓋上，是解決高功率柴油機(jī)長(zhǎng)時(shí)間工作時(shí)由于導(dǎo)熱性能差以及強(qiáng)度不足造成應(yīng)力開(kāi)裂的有效途徑.

復(fù)合鑄鐵材料是指由兩種或兩種以上的鑄鐵材料通過(guò)一定的工藝復(fù)合而成的界面結(jié)合良好的鑄鐵材料，其力學(xué)性能和熱物理性能可以根據(jù)鑄件的服役要求設(shè)計(jì).文獻(xiàn)[10]采用高鉻鑄鐵-鋼雙液水平澆注雙工藝實(shí)現(xiàn)了挖掘機(jī)斗齒齒根與齒尖部位的雙金屬?gòu)?fù)合，明顯提升了斗齒根部的強(qiáng)度和齒尖的耐磨性.文獻(xiàn)[11]通過(guò)復(fù)合鑄造將合金白口鑄鐵澆注在鋼軸芯上，借助冶金復(fù)合工藝將兩種金屬熔合在一起制成復(fù)合榨軸，測(cè)得頂面硬度HRC49.8-52.1，根部硬度HRC48.6-50.3.熔合部位約40%～70%，生產(chǎn)成本下降50%，使用壽命約提高1倍.文獻(xiàn)[12]采用鑲鑄式復(fù)合鑄造以及固-液式復(fù)合鑄造出內(nèi)部為普通鋼，外層為貝氏體耐磨鋼的破碎機(jī)碎齒，其抗拉強(qiáng)度為310～370 MPa，硬度為HRC50-60，沖擊韌性為20～55 J·cm-2.以上幾種雙金屬液復(fù)合制備工藝，沒(méi)有充分考慮到兩種金屬液在澆注過(guò)程中產(chǎn)生的液體攪動(dòng)影響，也沒(méi)有對(duì)鑄件的結(jié)合部位微觀組織進(jìn)行研究.本文結(jié)合柴油機(jī)缸蓋的實(shí)際生產(chǎn)，采用雙金屬液-液澆注工藝澆注下層為灰鑄鐵，上層為蠕墨鑄鐵的灰/蠕復(fù)合鑄鐵，研究了澆注工藝對(duì)雙金屬結(jié)合部位微觀組織結(jié)構(gòu)及宏觀力學(xué)性能的影響，制備出兼顧強(qiáng)韌性和導(dǎo)熱性的復(fù)合鑄鐵，克服了傳統(tǒng)均質(zhì)柴油機(jī)氣缸蓋不能同時(shí)兼顧導(dǎo)熱性和強(qiáng)韌性的問(wèn)題，為后續(xù)將灰/蠕鐵雙金屬液澆注工藝應(yīng)用到缸蓋實(shí)體鑄造中提供了可行的參數(shù).

1　試驗(yàn)方案

1.1雙金屬澆注系統(tǒng)的設(shè)計(jì)及工藝參數(shù)優(yōu)化

為了研究不同澆注系統(tǒng)對(duì)雙金屬液澆注過(guò)程中上下層金屬液攪動(dòng)情況，本實(shí)驗(yàn)利用Anycasting軟件模擬了雙金屬液-液澆注工藝中金屬液在鑄型中的流動(dòng)場(chǎng)，澆注下層金屬液的澆道均設(shè)為底注式澆道，通過(guò)改變澆注上層金屬液的澆道設(shè)計(jì)了四種澆注系統(tǒng)，如圖1所示.

圖1中，四者澆注下層金屬液的澆道均采用底注式澆注系統(tǒng)，澆注上層金屬液的澆道設(shè)計(jì)的澆注系統(tǒng)各不相同.圖1(a)采用中注式澆注系統(tǒng)澆注上層金屬液；圖1(b)澆注系統(tǒng)將澆注系統(tǒng)的內(nèi)澆道與鑄型型壁相切；圖1(c)將上層中注式澆道與鑄件連接處的橫澆道設(shè)置為向上45°；圖1(d)中，澆注上層金屬液的澆注系統(tǒng)設(shè)計(jì)成扇形縫隙式澆注系統(tǒng)，將直澆道與鑄件之間從下向上直接開(kāi)一個(gè)扇形的連通區(qū)域，使鐵液澆注進(jìn)直澆道后的液面在鑄型中逐層上升.

1.2雙金屬液-液實(shí)際澆注驗(yàn)證

根據(jù)金屬液在四種澆注系統(tǒng)中的充型模擬結(jié)果，選擇最優(yōu)的澆注系統(tǒng)進(jìn)行灰鑄鐵/蠕墨鑄鐵雙金屬液-液實(shí)際澆注工藝驗(yàn)證.采用兩臺(tái)GGW-001型中頻感應(yīng)熔煉爐熔煉鐵液，兩種鑄鐵同時(shí)熔煉，鐵液化學(xué)成分(w/%)見(jiàn)表1，其中灰鑄鐵中75硅鐵孕育劑加入量為0.4%，蠕墨鑄鐵中孕育劑加入量為0.8%，稀土鎂蠕化劑加入量為0.4%.在澆注的鑄件結(jié)合部位截取金相試樣、導(dǎo)熱試樣和拉伸試樣.

采用NIKON EPIPHOT300型金相顯微鏡進(jìn)行金相組織觀察；利用FLASHLINETM 5000激光脈沖導(dǎo)熱儀測(cè)量試樣的導(dǎo)熱系數(shù)，導(dǎo)熱試樣取樣部位在鑄件灰/蠕理論分界面附近自下向上以10 mm等間隔，依次在灰鑄鐵區(qū)域、灰/蠕結(jié)合區(qū)域以及蠕鐵區(qū)域取5組試樣，并分別標(biāo)記為1～5號(hào).按照GB/T 228-2002加工成 ?10 mm的拉伸試樣，采用CMT5105A型電子萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行試樣的抗拉強(qiáng)度測(cè)試.

圖1　四種澆注系統(tǒng)設(shè)計(jì)

鑄鐵類(lèi)別CECSiMnPS灰鑄鐵4.53.82.10.2≤0.008蠕墨鑄鐵4.53.82.10.2

2　結(jié)果及分析

2.1不同澆注系統(tǒng)中雙金屬液的流動(dòng)場(chǎng)模擬結(jié)果

通過(guò)對(duì)金屬液充型過(guò)程模擬，可以看出金屬液粒子的運(yùn)動(dòng)軌跡.進(jìn)而獲悉金屬液在鑄型中的流動(dòng)狀態(tài)及大致運(yùn)動(dòng)方向，從而判斷上層金屬液通過(guò)不同澆注系統(tǒng)澆注進(jìn)鑄型中對(duì)下層金屬液產(chǎn)生的影響，如圖2所示.

圖2　四種澆注系統(tǒng)中流體流動(dòng)軌跡

從圖2(a)～2(c)可以看出，澆注上層金屬液的澆注系統(tǒng)均為封閉中注式澆注系統(tǒng)，兩種金屬液發(fā)生嚴(yán)重?fù)交飕F(xiàn)象，主要是因?yàn)樵O(shè)計(jì)的澆注上層金屬液的澆道不利于金屬液的逐層上升，當(dāng)上層金屬液沒(méi)過(guò)前三種澆注系統(tǒng)時(shí)，此時(shí)若繼續(xù)澆注金屬液，則澆道位于金屬液下部，澆注系統(tǒng)變成了底注式澆注，而底注式澆注系統(tǒng)容易帶起下部的金屬液，使金屬液在澆注過(guò)程中不能平穩(wěn)上升，導(dǎo)致上下層金屬液摻混嚴(yán)重.而圖2(d)采用了縫隙扇形式澆注系統(tǒng)，有利于金屬液充型時(shí)液面的平穩(wěn)上升，所以上層金屬液在填充過(guò)程中向下發(fā)生摻混的現(xiàn)象不如圖2(a)～2(c)嚴(yán)重.

2.2上層金屬液不同澆注速度模擬結(jié)果

從澆注系統(tǒng)的模擬結(jié)果發(fā)現(xiàn)，采用縫隙扇形式澆注系統(tǒng)對(duì)雙金屬液澆注時(shí)，對(duì)下層金屬液產(chǎn)生的攪動(dòng)影響較弱，所以確定澆注下層金屬液的澆道采用底注式澆道，上層金屬液澆道采用扇形縫隙式澆道較為合理.澆注過(guò)程中澆注系統(tǒng)影響兩種金屬液的流動(dòng)狀態(tài)，上層金屬液的澆注速度,兩種金屬液澆注間隔時(shí)間以及液面上升高度等工藝參數(shù)也會(huì)對(duì)界面結(jié)合部位產(chǎn)生影響.本文在選定澆注系統(tǒng)的前提下，重點(diǎn)研究上層金屬液澆注速度的改變對(duì)澆注過(guò)程產(chǎn)生的影響.

澆注過(guò)程工藝參數(shù)設(shè)定為：型砂與鑄件換熱系數(shù)h為500 W·(m2·K)-1[13]，采用SOLA-VOF差分法[14]進(jìn)行充型過(guò)程壓力場(chǎng)和速度場(chǎng)的迭代求解，采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε雙方程模型模擬金屬液充型過(guò)程中的紊流狀態(tài)[15].澆注過(guò)程中下層金屬液的澆注速度保持不變，下層金屬液充型高度超過(guò)圖1(a)中灰/蠕理論分界面15 mm，目的在于使上層金屬液受到下部金屬液的浮力作用，減少對(duì)下層金屬液的沖擊.上層金屬液澆注速度v分別選取5 cm·s-1、10 cm·s-1和20 cm·s-1，兩種金屬液澆注間隔時(shí)間設(shè)定為20 s.模擬結(jié)果如圖3所示.

圖3　上層金屬液不同澆注速度的模擬結(jié)果

從圖3可以看出，上層金屬液粒子從縫隙扇形式澆道進(jìn)入鑄型后，粒子沿澆道底部的斜坡向上運(yùn)動(dòng)，由于下層金屬液浮力的作用，上層金屬粒子在鑄型中的運(yùn)功軌跡呈上拋運(yùn)動(dòng)，最終流向鑄型另一側(cè)并碰撞型壁，之后一部分上層金屬液粒子沿原方向被彈回，一部分上層金屬液粒子會(huì)向下運(yùn)動(dòng)，與下層金屬液發(fā)生一定的擾動(dòng)摻混現(xiàn)象，使下層平穩(wěn)層的金屬液粒子發(fā)生運(yùn)動(dòng).當(dāng)上層金屬液澆注速度為5 cm·s-1時(shí)，上層金屬液對(duì)下層金屬液擾動(dòng)較弱，下層平穩(wěn)層的高度約為65 mm.而隨著上層金屬液的澆注速度增大，擾動(dòng)層逐漸增大，當(dāng)澆注速度為20 cm·s-1時(shí)，平穩(wěn)層完全消失.

2.3實(shí)際鑄件澆注結(jié)果

圖4(a)～4(c)為在光學(xué)顯微鏡下拍攝到的從灰鑄鐵向蠕墨鑄鐵過(guò)渡的灰/蠕復(fù)合鑄鐵結(jié)合層區(qū)域.圖4(a)中石墨呈細(xì)小片狀分布，為灰鑄鐵區(qū)域；圖4(b)中石墨形態(tài)從左到右依次由片狀石墨向蠕蟲(chóng)狀石墨過(guò)渡，石墨形態(tài)及尺寸分布較均勻；圖4(c)中石墨為蠕蟲(chóng)狀分布，為蠕墨鑄鐵區(qū)域.在澆注蠕鐵過(guò)程中，上層蠕鐵鐵液會(huì)對(duì)下層灰鐵鐵液產(chǎn)生一定的擾動(dòng)，導(dǎo)致灰/蠕分界面下移.因此，從金相試樣可以看出，灰/蠕分界層高度略低于灰/蠕理論分界面10 mm，即下部灰鐵高度約為55～65 mm，與之前模擬結(jié)果吻合.

通過(guò)室溫拉伸測(cè)試，試樣的抗拉強(qiáng)度達(dá)到205 MPa，將試樣的斷裂部位進(jìn)行拋光觀察金相組織，發(fā)現(xiàn)斷口處為灰鑄鐵組織，說(shuō)明試樣斷裂部位為灰鑄鐵區(qū)域.而測(cè)得相同成分的灰鑄鐵的抗拉強(qiáng)度約為200 MPa，蠕墨鑄鐵為320 MPa，說(shuō)明制備的灰/蠕復(fù)合鑄鐵的抗拉強(qiáng)度略高于灰鑄鐵的強(qiáng)度，但不及蠕墨鑄鐵.在鑄件不同部位測(cè)得不同溫度時(shí)的導(dǎo)熱系數(shù)，如圖5所示.

圖4　復(fù)合鑄鐵結(jié)合部位石墨形態(tài)

由圖5可以看出，鑄件不同部位的導(dǎo)熱系數(shù)隨著溫度的升高均降低，從灰鑄鐵區(qū)域向蠕墨鑄鐵區(qū)域過(guò)渡時(shí)導(dǎo)熱系數(shù)逐漸降低，且在500 ℃時(shí),測(cè)得灰/蠕結(jié)合部位導(dǎo)熱系數(shù)為36 W·(m·k)-1，高于RuT300蠕墨鑄鐵的導(dǎo)熱系數(shù)(30～31 W·(m·k)-1).說(shuō)明制備的灰/蠕復(fù)合鑄鐵的導(dǎo)熱性能優(yōu)于蠕墨鑄鐵.

圖5　復(fù)合鑄鐵不同區(qū)域?qū)嵯禂?shù)測(cè)試結(jié)果

3　結(jié) 論

1) 采用底注式澆注系統(tǒng)澆注下層金屬液，采用縫隙扇形式澆注系統(tǒng)澆注上層金屬液，上層金屬液澆注速度為5 cm·s-1，兩種金屬液澆注間隔時(shí)間設(shè)定為20 s時(shí)，上層金屬液澆注進(jìn)鑄型時(shí)對(duì)下層金屬液的擾動(dòng)程度較小.可以制備出結(jié)合層較平穩(wěn)，石墨形態(tài)漸變的灰/蠕復(fù)合鑄鐵組織.

2) 制備出的灰/蠕復(fù)合鑄鐵的抗拉強(qiáng)度達(dá)到205 MPa，略高于普通灰鑄鐵，灰/蠕復(fù)合鑄鐵灰鐵的導(dǎo)熱性能高于普通蠕墨鑄鐵.

3) 本試驗(yàn)只進(jìn)行了兩種流動(dòng)性相近的灰/蠕復(fù)合鑄鐵的澆注，沒(méi)有系統(tǒng)研究對(duì)于兩種流動(dòng)性差別較大的金屬液復(fù)合澆注試驗(yàn)，后續(xù)可進(jìn)行不同流動(dòng)性金屬液的復(fù)合澆注研究，以得到組織和性能不同的復(fù)合結(jié)構(gòu)材料.

[1]王晨.柴油機(jī)汽缸蓋熱-機(jī)械強(qiáng)度有限元分析[D].哈爾濱:哈爾濱工程大學(xué),2010.

WANG Chen.The Finite Element Analysis of Thermal Intensity and Mechanical Strength for Cylinder Head of a Diesel Engine[D].Harbin:Harbin Engineering University,2010.(in Chinese)

[2]孫文廣.船用柴油機(jī)主要零部件故障原因及案例分析[D].大連:大連海事大學(xué),2011.

SUN Wenguang.Failure Causes and the Cases Analysis for the Main Parts of the Marine Diesel Engine[D].Dalian:Dalian Maritime University,2011.

(in Chinese)

[3]XU X L,YU Z W.Failure Analysis of a Diesel Engine Cylinder Head[J].Engineering Failure Analysis,2006,13(7):1101.

[4]ZHANG Q,ZUO Z X,LIU J X.Failure Analysis of a Diesel Engine Cylinder Head Based on Finite Element Method[J].Engineering Failure Analysis,2013,34(8):51.

[5]范洪遠(yuǎn),唐正華,李偉.碳對(duì)鑄鐵導(dǎo)熱性的影響規(guī)律[J].機(jī)械工程材料,1996,20(2):44.

FAN Hongyuan,TANG Zhenghua,LI Wei.The Influence of Carbon on the Thermal Conductivity of Cast Iron[J].Materials for Mechanical Engineering,1996,20(2):44.(in Chinese)

[7]楊通,李利君,李燕.Al-Si-Cr-Mo合金蠕鐵熱物性的研究[J].西安工業(yè)學(xué)院學(xué)報(bào),1994,14(1):14.

YANG Tong,LI Lijun,LI Yan.Investigation on the Thermophysical Properties of Al-Si-Cr-Mo Alloyed Co MPacted Graphite Cast Iron[J].Journal of Xi’an Institute of Technology,1994,14(1):14.(in Chinese)

[8]楊通,郭永春,李建平,等.薄壁蠕墨鑄鐵的組織與性能研究[J].鑄造,2008,57(3):270.

YANG Tong,GUO Yongchun,LI Jianping,et al.Microstructure and Mechanical Properties of Thin-section Compacted Graphite Cast Iron[J].Foundry,2008,57(3):270.(in Chinese)

[9]陶棟.高性能蠕墨鑄鐵強(qiáng)韌性與導(dǎo)熱性研究[D].西安:西安工業(yè)大學(xué),2014.

TAO Dong.Strength-Toughness Properties and Thermal Conductivity Research of High Performance Co MPacted Graphite Iron[D].Xi’an:Xi’an Technological University,2014.(in Chinese)

[10]孫家仲,賈淑芹,李榮凡,等.雙金屬液復(fù)合鑄造斗齒的過(guò)渡區(qū)水力模擬試驗(yàn)[J].沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2001，23(3):189.

SUN Jiazhong,JIA Shuqin,LI Rongfan,et al.Hydraulic Simulated Test of Transitional Zone of Dipper Teeth for Bimetal Composite Cast[J].Journal of Shenyang University of Techmology，2001，23(3):189.(in Chinese)

[11]姚三久,崔慶喜.復(fù)合鑄造榨油機(jī)榨軸[J].熱加工工藝,1997(4):29.

YAO Sanjiu,CUI Qingxi.Composite Casting Squeezing Axle of Squeezing Machine[J].Hot Working Technology,1997(4):29.(in Chinese)

[12]亓愈,單佳濱.復(fù)合鑄造在分級(jí)破碎機(jī)中的應(yīng)用[J].煤礦機(jī)械,2009,30(12):195.

QI Yu,SHAN Jiabin.Compound Casting Recovers in Sizing Crusher Application[J].Coal Mine Machinery,2009,30(12):195.(in Chinese)

[13]李日,馮傳寧.界面換熱系數(shù)和型砂熱物性參數(shù)對(duì)凝固過(guò)程影響程度的比較[J].鑄造技術(shù),2015,36(2):389.

LI Ri,FENG Chuanning.Influence of Interface Heat Transfer Coefficient and Thermal Physical Parameters of Mold Sand on Solidification Process[J].Foundry Technology,2015,36(2):389.

(in Chinese)

[14]邱偉,高志強(qiáng),柳百成.用改進(jìn)的SOLA-VOF法模擬鑄造充型過(guò)程[J].清華大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),1997,37(11):42.

QIU Wei,GAO Zhiqiang,LIU Baicheng.Numerical Simulation of Mold Filling of Casting with an Improved SOLA-VOF Method[J].Journal of Tsinghua University (Science and Technology),1997,37(11):42.(in Chinese)

[15]陳勇.基于CAE技術(shù)的鑄件的澆注系統(tǒng)設(shè)計(jì)及工藝優(yōu)化[D].南昌:南昌大學(xué),2009.

CHEN Yong.The Design of Casting System Based on the CAE Technology and Optimization of the Cast Porcess[D].Nanchang:Nanchang University,2009.(in Chinese)

(責(zé)任編輯、校對(duì)潘秋岑)

Research on Double Melt Casting Technology of Gray/Compacted Graphite Composite Cast Iron

ZHANGYanjing,YANGZhong,LIJianping,LIJunying,YANGTong

(School of Materials and Chemical Engineering,Xi’an Technological University,Xi’an 710021,China)

In order to obtain both high toughness and thermal conductivity of composite cast iron,four kinds of double melt casting system were designed.The lower of molten metal was poured using the bottom gating system,changing the gating system of upper molten metal.The casting velocity of upper molten metal was 5 cm·s-1,and the interval of the casting time between the double metal was 20 s.The pouring height of the lower molten metal was higher than theoretical binding boundry by 15 mm.Computer simulation was used for filling process of the cast iron melt,and experiments of casting verified the simulation results.The results show:Using the slit sector system,the tensile strength of gray/co MPacted graphite composite cast iron achieved 205 MPa,which was higher than that of HT200 gray cast iron.Its thermal conductivity at 500 ℃ achieved 36 W·(m·k)-1,which was higher than that of the RuT300 co MPacted graphite iron.

computer numerical simulation;double melt casting;

10.16185/j.jxatu.edu.cn.2016.08.013

2015-10-27

國(guó)家自然科學(xué)基金(51201120)；陜西省教育廳產(chǎn)業(yè)化資助項(xiàng)目(2012JC13)

張延京(1991-),男,西安工業(yè)大學(xué)碩士研究生.

李建平(1956-),男,西安工業(yè)大學(xué)教授,主要研究方向?yàn)榻饘倩鶑?fù)合材料.E-mail:jpli0416@yahoo.com.cn.

文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A

1673-9965(2016)08-0676-06