曼恩L23H 型柴油機機架澆注系統設計及改進

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，必須具備高質量和高精密度。機架外形尺寸大，形狀復雜，內外部質量要求高，要進行密封性試驗和超聲探傷，不允許出現影響裝配及使用性能的缺陷。公司前期生產的機架在上大平面及軸承擋位置容易出現氣孔、渣眼、砂眼等鑄造缺陷，不能很好滿足使用要求。通過優化鑄造工藝設計，重新設計澆注系統，生產出的機架鑄件表面質量高，有效解決了鑄造缺陷的產生，鑄件質量穩定。

1 鑄件結構特點和生產技術要求

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

機架結構如圖1 所示，共有6 個缸，缸孔直徑為300 mm，缸孔中心距為370 mm；缸孔外側為凸輪軸腔，最小壁厚為15 mm；缸孔下側為軸承擋，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，內外結構復雜，鑄件重量3 490 kg.材質要求為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 形態石墨≥90%，尺寸4 級～6級，不允許出現Ⅰ、Ⅱ型石墨形態；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域、主軸承螺栓孔區域、缸蓋螺栓孔連接區域和主軸承螺栓連接區域以及腳底板區域進行超聲波檢查。

圖1 6L23H 機架簡圖

2 原L23H 機架澆注系統分析及存在問題

2.1 原澆注系統工藝及生產實踐

圖2 為原澆注系統，采用過橋式分別從缸孔側和腳板爪側引入金屬液，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擋渣目的，再通過陶瓷管作為內澆道從機架的底部進入鐵水實現底注。另在腳板爪側上箱位置開設內澆道，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。其中缸孔側直澆道為φ80 mm，橫澆道為梯形，尺寸為40/50/H70 mm，內澆道φ20 mm×10 道，直澆道、橫澆道、內澆道截面積之比為1.6∶2∶1，為半封閉式結構；腳板爪側直澆道直徑為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，內澆道尺寸φ20 mm×7 加上箱腳板爪處7 道50 mm×6 mm 扁平內澆道，直澆道、一級橫澆道、二級橫澆道、內澆道截面積之比為1.2∶1.5∶2∶1，也為半封閉式結構。

圖2 6L23H 機架原澆注系統工藝圖

采用原澆注系統生產的機架存在一定的鑄造缺陷，缺陷主要集中在上箱外側面（操縱側）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Magma 模擬分析

圖3 為利用Magma 軟件對充型過程模擬結果，可以看出，一是腳板爪側底部陶瓷管內澆口位置鐵水沖入速度過快（大于2.0 m/s），造成鐵水飛濺；二是腳板爪側上部內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、卷氣和紊流現象并進一步破壞了底部平穩的充型過程，促進二次氧夾渣和氣孔的產生。內澆口金屬液速度過快，也增加了沖砂的風險。同時發現，缸孔側陶瓷管內澆口流速正常，較平穩，對腳板爪側鐵水的沖擊較小，影響不大。

圖3 原澆注系統模擬分析

2.3 問題分析

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

2）從L23H 機架的結構特點分析，L23H 機架上箱結構基本為大平面，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緩慢充型而不能有紊流現象，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）原澆注系統采用座包固定在上砂箱平面，占據了較大面積，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清理的成本和難度。

3 鑄造工藝優化設計

基于上述分析，結合多年機架類鑄件生產經驗，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，產生紊流形成二次氧化夾渣。針對此問題對6L23H 機架澆注系統進行重新設計，采用單邊拔塞、泡沫陶瓷過濾片開放式及純底注澆注系統。該種澆注系統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充型[3]。

3.1 澆注系統設計

重新設計澆注系統總體分為兩個部分，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，該部分位于鐵水進入型腔的初始時段，一是利用澆注系統自身的擋渣、集碴能力，二是保證金屬液的快速充型。澆注系統的第二部分為開放式澆注系統，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，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=1∶1.4∶2.

圖4 改進后的澆注系統結構

3.1.1 直澆道截面積

由上，直澆道2 截面積最小，根據奧贊公式[4]：

式中：G—澆注重量，取4 150 kg；μ—流速系數，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，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.

以上數據代入公式（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 內澆道和橫澆道面積

根據澆注系統各部分比例關系得：?

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=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

結合鑄件結構，重新設計的澆注系統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，重新設計澆注系統過濾能力足夠。

3.2 改進后澆注系統充型模擬

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，內澆口位置金屬液流速≤0.5 m/s，型腔內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，無起伏現象，從而有效減少了鑄件渣眼、砂眼等鑄造缺陷的產生。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生。

圖5 改進后澆注系統充型模擬

3.3 澆注系統模具優化

根據以上設計重新布置澆注系統，通過均勻分布能很好實現鑄件模具及澆注系統模具在5/6/7/8/9缸數之間的同步更換，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的面積，以方便操作。

3.4 冒口及冷鐵設置

根據均衡凝固理論，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，以實現同時凝固防止產生縮松缺陷。

4 生產驗證

該6L23H 機架工藝優化改進后相繼投產超過百臺，在生產過程中要注重加強對冷鐵質量和泥芯質量的過程控制。經過清理及加工驗證，機架外觀質量良好，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，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量如圖6 所示。

圖6 工藝優化后生產出的鑄件實體照片

5 結論

1）機架澆注系統優化設計后，澆注過程十分平穩，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條件和鑄件外觀質量。

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，能保證充型過程的平穩和減少一次氧化渣、避免二次氧化渣的產生，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外部質量。

3）該機架鑄件的澆注系統優化設計同樣適應于灰鐵材質機架，同時也為后續類似結構鑄件的工藝設計提供有力依據。