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1、如公法线长度变动量、径跳、齿形公差与齿向公差一 般均不会超差, 能符合图纸要求。 ( 编辑: 王惠愚) 1995年12月11日收到初稿; 1996年6月18日收到修改稿。 球铁行星架的铸造工艺 东方电机股份有限公司铸造分厂 ( 德阳 618000) 马德生 【 提要】分析了球铁行星架传统铸造工艺的缺点,提出采用浇、冒合一的工艺方法和设置工艺防 变筋的措施,较好地防止了铸件产生的缩孔、缩松和变形等铸造缺陷,效果显著。 关键词:球铁 缩孔 变形 冒口 球墨铸铁呈糊状凝固特征,容易产生缩孔、缩松 缺陷。 在热节部位安放冷铁是常采取的解决缩孔、 缩松 缺陷的工艺措施之一。 但是在批量生产的情况下, 对
2、铸 件的多处孤立热节安放冷铁很不方便, 并且成型冷铁 的制做和回收都存在困难。 而合理地开浇、冒口系统, 既能解决充填和补缩问题,又可以简化生产操作。 D85型液压齿轮变速箱球铁行星架是一个非常典 型的球铁铸件,单件毛重32kg,轮廓尺寸为316 211mm, 一般壁 厚9mm, 最大壁厚40mm, 最小壁厚 7mm, 是由四层辐板和3组C 形立筋连结而成的。 辐板 上的凸台和 C 形立筋为孤立热节点,多达27处。 铸件 在成形和退火过程中, 薄壁处易发生变形。 经多次工艺 改进和生产试验,终于解决了铸造缺陷,获得健全铸 件。 球铁行星架是采用粘土砂干型、水玻璃砂芯铸造 的。 为了尽量减少辐板
3、上的热节壁厚, 将凸台上小内孔 铸出, 仅留3mm 的加工余量, 不放斜度, 并且为方便 脱模, 内孔采用对半嵌套结构。 用5t/ h 的冷风冲天炉 进行熔炼, 铁水出炉温度要求大于1430, 用冲入法 进行球化处理。 先后用底注慢浇冷冒口、 底注慢浇无冒 口和底注快浇冷冒口工艺分别进行了浇注试验。 底注 慢浇工艺和底注快浇工艺分别如图1、图2所示。 底注漫浇工艺的直浇道直径为25mm, 3道内浇道 指向 C 形立筋。 按冒口的设计又可分为4种形式, 即 在铸件顶部 C 形立筋部位安放3个 70150mm 的顶 冒 口;在铸件顶部 C 形立筋部位放1个80 150mm 的侧明冒口; 在铸件顶部
4、立筋部位放1个 9070150mm 的压边冒口; 不放冒口, 只在铸件 顶部 C 形立筋部位设置3个303mm 的出气片。 生 产试验表明, 采用以上4种形式的底注慢浇工艺生产的 球铁行星架铸件均有收缩缺陷。 底注快浇工艺的浇注系统开设在铸件外侧, 直浇 道直径为45mm, 内浇道6个, 采用圆环形冒口补缩。 用 图1 底注慢浇工艺示意图 这种工艺生产的铸件,与底注慢浇工艺相比,各种铸 造缺陷都有所减轻, 但质量仍不稳定。 采用上述工艺生产的球铁行星架产生收缩缺陷的 原因是: 底注铁水经型腔而进入冒口,其温度低于 型腔内被补缩铁水温度, 因此在冒口根部易产生缩孔 和缩松缺陷; 铸件的3组 C
5、形立筋是孤立热节, 又是 浇注通道。 由于铁水的充填和补缩流动, 恶化了冷却条 件, 使立筋部位晚于其它部位凝固, 易产生缩松缺陷。 根据上述工艺分析, 制定了浇、冒口系统合一的 新工艺方案,铸造工艺如图3所示。 该工艺的冒口设在 C 形立筋的外侧, 与直浇道合一, 高出铸件120mm; 3 层立筋均设有冒口颈, 即呈阶梯式浇注系统。 按铸件需 要的补缩时间和补缩量确定冒口和冒口颈的截面积。 经计算, 冒口即直浇道的直径为76mm; 铁水经浇口进 入冒口 ( 即直浇道) , 浇口的直径为28mm。 浇口与冒口 颈 ( 即内浇道) 截面比为11. 15, 即浇注系统是阶梯 46 铸造1996.
6、8 图2 底注快浇工艺 图3 浇、冒口系统合一的铸造工艺 式开放体系。 采用这种工艺, 由于浇口杯下 部的浇口是浇注系统中的最小截面 积, 挡渣能力强, 操作方便; 又由于 铁水经各层内浇道分层进入型腔, 充型平稳, 充型能力强, 铁水流经路 径短, 热损失小, 且直浇道 ( 冒口) 内的铁水温度始终高于型腔内铁水 温度, 有利于充型和补缩。 采用此工 艺生产的球铁行星架质量稳定,组 织致密, 无缩松、 缩孔、 夹渣、 冷隔 等缺陷, 铸件质量显著提高。 另外, 铸件的4层辐板是由3组 C 形立筋相连结的, 在清理和退火 时极易产生变形,特别是中间两层 辐板有可能变成波浪形。 为此, 在辐 板
7、的每个凸台上设置7mm 的工 艺防变筋, 用以连结上下两层辐板, 每个铸件增加12根防变筋。 改变铸 件结构后, 无论是在清理、 退火, 还 是在运输吊装过程中,铸件均未出 现过变形。 经过多次工艺改进, 采用浇、冒口系统合一的工 艺, 并增设工艺防变筋, 较好地解决了球铁行星架的 缩孔、缩松及变形等问题,产品质量稳定, 取得了良 好效果。 ( 编辑: 田秀全) 1996年1月23日收到初稿; 1996年4月28日收到修改稿。 表1 ZGMn13的化学成分 ( % ) CM nSiPS 0. 91. 31114 0. 8 0. 07 0. 04 ZGMn13的抗拉强度与伸长率关系的统计分析 四
8、川联合大学 ( 成都 610065) 沈保罗 对于大多数钢而言, 塑性升高往往意味着强度的下 降。 与一般结构材料不同, ZGMn13的强度和伸长率可 同时增加。 但是 ZGMn13的抗拉强度 ( Rb) 与伸长率 ( D) 之间到底存在着什么关系, 目前还不十分清楚。 本 文通过 大量 生产数 据统 计分 析,揭示 了 ZGMn13的强度与伸长率的关系, 并查清了影响这种 关系的主要因素。 ZGMn13是在0. 75吨和1. 5吨工频感应炉中熔炼 的, 其成分控制范围见表1。 原料用普通废钢, 锰铁, 返 回料。 采用无氧化法熔炼, 钢水熔清后用适量纯铝和稀 土硅合金脱氧。 出钢温度1500
9、1580。 在浇注铸件的 时候浇注基尔试块。 抗拉试样从基尔试块上切取, 试样 直径10mm, 标距长度100mm。 拉伸试验在国产100吨 拉伸试验机上进行。 用拉断后的试样做金相分析( 测定 奥氏体晶粒度, 评定碳化物和夹杂物级别) , 选取3年 中的数据进行统计分析。 ZGMn13的抗拉强度 ( Rb) 与伸长率 ( D10) 之间的 关系,通过线 性回归处理得 到 如 下 关 系 式: Rb( MPa) = 8. 48D10+ 498 相关系数 r= 0. 88 由图可见, 伸长率较低时,Rb的分散度较大,而 伸长率较高时, Rb的分散度较小。 表24分别表示 ZGMn13的伸长率与晶粒度、碳 化物级别和夹杂物级别之间的关系。 表2 ZGMn13的伸长率与晶粒度的关系 晶粒度( 级)11. 522. 533. 54 平均伸长率( % )23. 720. 925. 222. 222. 821. 320. 0 表3 ZGMn13的伸长率与碳化物级别的关系 碳化物 级别 2345 22A2B33A3B44A4B5A5B 平均伸长率 ( % ) 31. 1 24. 1 21. 7 25. 6 24. 8 25. 4 20. 0 15. 1 18. 6 10. 0 11. 7 28. 325.417. 611. 3 47 铸造1996. 8
