在对闸片支撑板铸件结构特点和工艺要求分析的基础上ꎬ利用ＳｏｌｉｄＷｏｒｋｓ设计了两冒口的铸造工艺ꎮ通过ＰｒｏＣＡＳＴ软件模拟仿真了铸件的充型、凝固过程和缩松缩孔分布ꎮ针对存在的缺陷ꎬ提出两种工艺改进方案ꎬ并进行仿真比较ꎬ最终采用了三冒口的铸造工艺ꎮ小批试制后经检测ꎬ闸片支撑板理化性能均达到了ＱＴ５００－７材料标准ꎬ质量满足无损检测技术要求ꎮ关键词:闸片支撑板 铸造工艺优化 ＰｒｏＣＡＳＴ中图分类号:ＴＧ２４４ 文献标识码:Ａ 文章编号:１００２－６８８６(２０２０)０３－００３０－０４Ｃａｓｔｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓ ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ ｏｆ ｓｕｐｐｏｒｔ ｐｌａｔｅｓ ｂａｓｅｄ ｏｎ ＰｒｏＣＡＳＴＳＵＮ ＪｉａｎꎬＸＩＥ ＢａｏｚｈｉꎬＭＩＡＯ ＸｉａｏｊｉꎬＨＵＡＮＧ ＺｈｉｄｅＡｂｓｔｒａｃｔ:Ｂａｓｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｆｅａｔｕｒｅｓ ａｎｄ ｐｒｏｃｅｓｓ ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓ ｏｆ ｓｕｐｐｏｒｔ ｐｌａｔｅｓ ｆｏｒ ｂｒａｋｅ ｐａｄꎬｗｅ ｄｅｓｉｇｎｅｄｔｈｅ ｉｎｉｔｉａｌ ｃａｓｔｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓ ｗｉｔｈ ｔｗｏ ｒｉｓｅｒｓ ｂｙ ＳｏｌｉｄＷｏｒｋｓ. Ｔｈｅ ｆｉｌｌｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓꎬｓｏｌｉｄｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｐｒｏｃｅｓｓ ａｎｄ ｓｈｒｉｎｋａｇｅ ａｎｄ ｐｏｒｏｓｉｔｙｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｓｕｐｐｏｒｔ ｐｌａｔｅｓ ｗｅｒｅ ｓｉｍｕｌａｔｅｄ ｂｙ ＰｒｏＣＡＳＴ. Ａｉｍｉｎｇ ａｔ ｔｈｅ ｅｘｉｓｔｉｎｇ ｄｅｆｅｃｔｓꎬｔｗｏ ｉｍｐｒｏｖｅｄ ｃａｓｔｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓｅｓｗｅｒｅ ｐｒｏｐｏｓｅｄ. Ｗｅ ｃｏｍｐａｒｅｄ ｔｈｅ ｔｗｏ ｎｅｗ ｐｒｏｃｅｓｓｅｓ ｔｈｒｏｕｇｈ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎꎬａｎｄ ａｄｏｐｔｅｄ ｔｈｅ ｐｒｏｃｅｓｓ ｗｉｔｈ ｔｈｒｅｅ ｒｉｓｅｒｓ. Ｓｍａｌｌｂａｔｃｈ ｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ ｔｅｓｔ ｐｒｏｖｅｄ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｐｈｙｓｉｃａｌ ａｎｄ ｃｈｅｍｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｓｕｐｐｏｒｔ ｐｌａｔｅｓ ａｌｌ ｍｅｔ ｔｈｅ ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓ ｏｆＱＴ５００－７ ａｎｄ ｎｏ ｄｅｆｅｃｔｓ ｗｅｒｅ ｆｏｕｎｄ ｂｙ Ｘ－ｒａｙ ｔｅｓｔｉｎｇ.Ｋｅｙｗｏｒｄｓ:ｓｕｐｐｏｒｔ ｐｌａｔｅｓꎬｃａｓｔｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓ ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎꎬＰｒｏＣＡＳＴ高铁动车组盘形制动用闸片支撑板ꎬ起支撑闸片抱紧制动盘ꎬ将动能转变为热能ꎬ达到减速或停止的目的ꎮ支撑板结构如图１:左、右支撑板铸件对称ꎬ轮廓尺寸４０６ ｍｍ×１４８ ｍｍ×２７ ｍｍꎬ约重６ ５ ｋｇꎬ材料牌号为ＱＴ５００－７ꎬ球化级别应达到或优于３级ꎻ铸件组织的石墨大小应达到或优于５级ꎻ去应力退火后要求达到抗拉强度大于５００ ＭＰａꎬ屈服强度大于３２０ ＭＰａꎬ伸长率大于７％ꎬ布氏硬度ＨＢＷ在１７０~２３０之间ꎮ支撑板在制动过程中受较大冲击ꎬ不允许有裂纹、冷隔、缩孔、夹渣等铸造缺陷存在ꎮ１ 铸造工艺分析及设计如图１所示ꎬ支撑板板厚度１９ ｍｍꎬ加强筋厚度８ ｍｍ、左右两端宽度１８ ｍｍ、上下两侧宽度１２ ｍｍꎬ整个铸件的壁厚较均匀ꎮ考虑经济性ꎬ采用一箱多图１ 支撑板铸件图件生产ꎻ因闸片支撑板左、右结构对称ꎬ故采用一箱两件铸造ꎬ后处理时再将其分割开ꎻ为便于冒口的放置ꎬ铸件位置为支撑板平面向上ꎬ加强筋朝下ꎻ分型面设在支撑板的上表面ꎮ支撑板与加强筋左右两端连接处厚２７ ｍｍ宽１８ ｍｍ是铸件中最厚大处ꎬ易形成热节ꎬ产生缩松缩孔ꎬ降低铸件的强度ꎮ为获得大的补缩压力ꎬ便于浮渣与排气ꎬ在热节位置的正上方ꎬ采用了两个圆柱形明冒口[１]ꎮ因支撑板属于典型的高度尺寸不大、水平尺寸０３较大的中小型铸件ꎬ故浇注系统采用了中注式ꎬ即内浇道设在铸件的中部ꎻ为避免液体金属在支撑板中部进入铸件后分流ꎬ充型凝固后易产生冷隔缺陷ꎬ内浇道设置在支撑板长度方向的一端ꎮ ““24J图２ 原铸造工艺基于以上分析ꎬ用３Ｄ建模软件ＳｏｌｉｄＷｏｒｋｓ对铸件及浇注系统进行三维实体建模ꎮ如图２所示ꎬ三维实体模型由三部分组成ꎬ分别是铸件本体、浇注系统和冒口ꎮ建模时ꎬ因各部分材料相同ꎬ组合成一个实体ꎻ为节省计算资源ꎬ采用虚拟铸型ꎬ未建立实际的砂箱模型ꎮ２ 铸造工艺模拟２.１ 网格划分首先在ＰｒｏＣＡＳＴ２０１６的Ｍｅｓｈ模块中对铸件、图３ 初始方案的有限元模型浇注系统和冒口进行网格划分ꎬ经几何清理、装配、相交检查后划分面网格、生成体网格ꎮ然后在Ｃａｓｔ模块中增加虚拟砂箱ꎬ尺寸取２倍的零件尺寸ꎬ并计算热深度[２－３]ꎮ有限元模型如图３ꎮ２.２ 初始条件与边界条件铸件材质是ＱＴ５００ꎬ铸型材料为潮模砂ꎻ合金液充填采用重力填充ꎬ进行热场和流场计算ꎻ充型时间１０ ｓꎬ采用模拟系统自带的流量计算公式ꎬ得到流量参数为１.８ ｋｇ/ ｓꎬ浇注温度为１４００ ℃ꎮ砂箱的初始温度设置为常温２５ ℃ꎻ铸件与铸型的界面换热系数为８００ Ｗ/ (ｍ２ Ｋ)[４]ꎮ采用虚拟铸型ꎬ铸型外表面与大气绝热ꎬ不需要设置空冷ꎻ进行流动分析ꎬ需要在整个铸件外表面(除去浇口位置)加上ｗａｌｌ边界条件ꎬ以保证铸件外表面节点的速度为０ꎮ２.３ 仿真结果分析[４－５]图４为不同时刻铸件的充型形态ꎮ整个充型过程较平稳ꎬ无明显飞溅和冲击现象ꎻ左右速度基本一致ꎬ冒口最后充满ꎻ避免了夹砂、卷气、气孔和浇不足等缺陷的发生ꎮ5 T 5 T5TPM5MJR5 T 5 T图４ 不同时刻铸件的充型形态(℃)图５为不同时刻铸件的凝固分数ꎮ铸件的凝固区域距内浇口由远及近顺序进行ꎬ先铸件后冒口ꎬ最后浇道ꎮ １００ ｓ时铸件主体已基本完全凝固ꎬ５４０ ｓ时整个浇注系统已全部凝固ꎮ5 T 5 T 5 T5 T 5 T 5 T图５ 不同时刻铸件的凝固分数#$“图６ 铸件的缩松缩孔分布图图６为铸件的缩松缩孔分布图ꎬ采用Ｃｕｔ－ｏｆｆ查看ꎬ设置显示范围为０ ７％ ~ １００％ꎮ从图中可以发现缩松缩孔集中在Ａ与Ｂ处(窄的加强筋中间位置与支撑板接触处)和Ｃ处(浇口部分)ꎮ１３３ 工艺优化及数值模拟３.１ 优化方案冒口和浇口的缩松缩孔缺陷对铸件质量没有影响ꎻ加强筋处产生缩松缩孔的原因ꎬ是设置的原冒口距离缺陷处较远ꎬ此处凝固晚于与冒口的补缩通道ꎬ导致补缩通道凝固后阻塞ꎬ在凝固过程中体积收缩得不到补充ꎮ针对两冒口浇注方案ꎬ铸件中部加强筋处有显著的缩松缩孔缺陷ꎬ提出两种改进工艺方案如图３所示:方案１在支撑板中部另增加一个冒口ꎬ以便对此处热节进行补缩ꎻ方案２在背面加强筋中部增加两个矩形冷铁(材料为铸铁)ꎬ以提高此处的冷却速度ꎬ尺寸为１２ ｍｍ×１０ ｍｍ×１０５ ｍｍꎮ IU BU U CU 图７ 两种改进的铸造工艺３.２ 数值模拟改进后方案１和方案２的仿真分析过程与初始方案基本相同ꎮ只是方案２加冷铁后ꎬ需要设置冷铁与铸件、冷铁与铸型之间的换热系数分别为１５００Ｗ/ (ｍ２ Ｋ)和１０００ Ｗ/ (ｍ２ Ｋ)ꎻ在设定边界条件Ｗａｌｌ时ꎬ铸件外表面需要增加去除冷铁与铸件的四个接触面ꎮ图８为改进后方案１和方案２的铸件缩松缩孔分布图ꎮ从图中可知ꎬ两种改进方案均消除了铸件中的缩松缩孔缺陷ꎻ方案１的缩孔只存在于增加的冒口(Ｄ与Ｆ处)和直浇道(Ｅ处)ꎻ方案２的缩孔只存在于远端冒口(Ｋ处)和直浇道(Ｈ处)ꎮ因方案２放置冷铁会增加造型难度ꎻ冷铁的使用次数及温度需要严格控制ꎻ且冷铁易上锈ꎬ故最终采用更易实施和控制的改进方案１三冒口方案进行试制验证ꎮ%&'),U BU U CU 图８ 改进后的铸件缩松缩孔分布图４ 试制结果在实际试制过程中ꎬ出铁温度１５４０±１０ ℃ꎬ浇注温度１４１０ ~１３６０ ℃ꎬ浇注时间１０ ｓꎮ经测定铸件图９ 铸件显微组织的化学成分为:Ｃ３ ４３８、 Ｓｉ ２. ２４０、Ｍｎ ０.２６２、Ｐ ０.０２４、Ｓ ０. ０１２、Ｃｒ ０. ０２３、Ｃｕ ０. ４２８、Ｍｇ０. ０４９ꎮ图９所示为铸件实物取样的金相组织ꎬ测得球化石墨的大小为６级ꎬ球化率达９０％ꎬ珠光体Ｐ６０％ꎬ碳化物和磷共晶均小于１％ [６]ꎮ对浇注的铸件本体取样进行力学性能测试ꎬ测试结果为:抗拉强度σｂ≥ ６７７ ＭＰａꎬ屈服强度σ０. ２≥３４８ ＭＰａꎬ断后伸长率１３％以上ꎮ表面硬度ＨＢＷ２２４ꎬ且经探伤检测未发现气孔、夹碴、缩松缩孔、裂纹、冷隔缺陷ꎮ５ 结语运用ＰｒｏＣＡＳＴ对支撑板的铸造工艺进行数值模拟及缺陷分析ꎻ针对原工艺的铸造缺陷进行了优化设计并进行数值模拟和试制生产ꎮ结果表明:三冒口工艺方案得到的铸件ꎬ理化性能均满足产闸片支撑板的技术要求ꎮ参考文献[１] 赵成志ꎬ张贺新.铸造工艺设计与实践[Ｍ].北京:机械工业出版社ꎬ２０１７.２３柱塞阀运动副高温时的间隙理论计算及有限元仿真分析杨繁隆ꎬ冯万平ꎬ杨顺为ꎬ林崇诚ꎬ陆 欢(江南阀门有限公司ꎬ浙江温州３２５０１３)摘 要:高温柱塞阀在工作过程中出现了动作卡顿、导向杆被拉伤的情况ꎬ认为是运动副在高温条件下尺寸增加造成原有配合间隙不足ꎮ推导出运动副在高温工况、活塞拉力作用下间隙增量公式ꎬ计算得到运动副由２５ ℃逐渐升至３５０ ℃后间隙增加了０.２１３７７ ｍｍꎬ使用有限元软件得到间隙增加了０.２０１７８ ｍｍꎬ两者相差不大ꎬ表明了本次分析的可靠性ꎮ根据上述分析结果ꎬ将高温柱塞阀运动副整体公差由原来的０.１ ｍｍ提高至０.４ ｍｍꎬ动作卡顿和导向杆拉伤问题得到显著改善ꎮ关键词:高温柱塞阀 运动副 热膨胀 间隙计算中图分类号:ＴＨ１３４ 文献标识码:Ａ 文章编号:１００２－６８８６(２０２０)０３－００３３－０４Ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ａｎｄ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｔｈｅ ｃｌｅａｒａｎｃｅｏｆ ｐｌｕｎｇｅｒ ｖａｌｖｅ ｋｉｎｅｍａｔｉｃ ｐａｉｒ ａｔ ｈｉｇｈ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅＹＡＮＧ ＦａｎｌｏｎｇꎬＦＥＮＧ Ｗ ａｎｐｉｎｇꎬＹＡＮＧ ＳｈｕｎｗｅｉꎬＬＩＮ ＣｈｏｎｇｃｈｅｎｇꎬＬＵ ＨｕａｎＡｂｓｔｒａｃｔ:Ｔｈｅ ｐｒｏｂｌｅｍｓ ｏｆ ｔｈｅ ｈｉｇｈ－ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｐｌｕｎｇｅｒ ｖａｌｖｅ ｇｅｔｔｉｎｇ ｓｔｕｃｋ ｉｎ ｏｐｅｒａｔｉｏｎ ａｎｄ ｔｈｅ ｇｕｉｄｅ ｒｏｄ ｂｅｅｎ ｄａｍａｇｅｄｄｕｒｉｎｇ ｔｈｅ ｗｏｒｋｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓ ａｒｅ ｃｏｎｓｉｄｅｒｅｄ ｔｏ ｂｅ ｃａｕｓｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｏｆ ｔｈｅ ｓｉｚｅ ｏｆ ｔｈｅ ｋｉｎｅｍａｔｉｃ ｐａｉｒ ａｎｄ ｔｈｅ ｄｅｃｒｅａｓｅ ｏｆｔｈｅ ｃｌｅａｒａｎｃｅ ｕｎｄｅｒ ｈｉｇｈ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎ. Ｗｅ ｄｅｄｕｃｅｄ ｔｈｅ ｆｏｒｍｕｌａ ｏｆ ｃｌｅａｒａｎｃｅ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｕｎｄｅｒ ｈｉｇｈ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｃｏｎｄｉ￣ｔｉｏｎ ａｎｄ ｐｉｓｔｏｎ ｐｕｌｌｉｎｇ ｆｏｒｃｅꎬａｎｄ ｆｉｇｕｒｅｄ ｏｕｔ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｃｌｅａｒａｎｃｅ ｉｎｃｒｅａｓｅｄ ｂｙ ０.２１３７７ ｍｍ ａｆｔｅｒ ｔｈｅ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｇｒａｄｕａｌｌｙ ｉｎ￣ｃｒｅａｓｅｄ ｆｒｏｍ ２５ ℃ ｔｏ ３５０ ℃. Ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ａｎａｌｙｓｉｓ ｓｈｏｗｅｄ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｃｌｅａｒａｎｃｅ ｉｎｃｒｅａｓｅｄ ｂｙ ０. ２０１７８ ｍｍ. Ｔｈｅ ｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｗａｓ ｓｍａｌｌꎬｓｈｏｗｉｎｇ ｔｈａｔ ｔｈｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ｗａｓ ｒｅｌｉａｂｌｅ. Ｂａｓｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ｒｅｓｕｌｔｓꎬｗｅ ｉｎｃｒｅａｓｅｄ ｔｈｅ ｏｖｅｒａｌｌ ｔｏｌｅｒａｎｃｅ ｏｆ ｔｈｅ ｈｉｇｈ－ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｐｌｕｎｇｅｒ ｖａｌｖｅ ｋｉｎｅｍａｔｉｃ ｐａｉｒ ｆｒｏｍ ０.１ ｍｍ ｔｏ ０. ４ ｍｍꎬｔｈｕｓ ｓｏｌｖｉｎｇ ｔｈｅ ｐｒｏｂｌｅｍｓ ｏｆ ｔｈｅ ｐｌｕｎｇｅｒ ｖａｌｖｅ ｇｅｔｔｉｎｇｓｔｕｃｋ ａｎｄ ｔｈｅ ｇｕｉｄｅ ｒｏｄ ｂｅｅｎ ｄａｍａｇｅｄ.Ｋｅｙｗｏｒｄｓ:ｈｉｇｈ－ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｐｌｕｎｇｅｒ ｖａｌｖｅꎬｋｉｎｅｍａｔｉｃ ｐａｉｒꎬｔｈｅｒｍａｌ ｅｘｐａｎｓｉｏｎꎬｃｌｅａｒａｎｃｅ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ [２] 李日.铸造工艺仿真ＰｒｏＣＡＳＴ从入门到精通[Ｍ].北京:中国水利水电出版社ꎬ２０１０.[３] 骆祎岚ꎬ夏春礼ꎬ范金辉ꎬ等.基于ＰｒｏＣＡＳＴ的云溪环保砂铸造工艺[Ｊ].铸造ꎬ２０１７ꎬ６６(１２):１３０４－１３０７.[４] 张晓光ꎬ韩文ꎬ韦洲ꎬ等.基于ＰｒｏＣＡＳＴ的支架铸件浇注系统优化设计[Ｊ].热加工工艺ꎬ２０１９ꎬ４８(１):９５－９７.[５] 李铷寅. ２５０Ｋｍ/ ｈ高铁制动铸造工艺研究[Ｄ].马鞍山:安徽工业大学ꎬ２０１７.[６] 恽达明ꎬ黄之德.基于ＰｒｏＣＡＳＴ的密接式车钩Ｕ型接头铸造工艺优化[Ｊ].铸造技术ꎬ２０１７ꎬ３８(５):１２２５－１２２７.基金项目:常州工业职业技术学院２０１８年企业科技项目ꎬ年产１８００吨精密启动电机铸件(编号:Ｂ０１８０９０)ꎻ常州工业职业技术学院２０１８年企业科技项目ꎬ塑料橡胶密炼成型一体机的研发(编号:Ｂ０１８１２６)ꎮ作者简介:孙剑(１９８２－)ꎬ男ꎬ江苏扬州人ꎬ海沃机械(中国)有限公司技术主管ꎬ大学本科ꎬ工程师ꎮ研究领域:机械设计及自动化ꎮ收稿日期:２０１９－１１－２８３３
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