單輥
破碎機主要用于燒結廠對燒結礦進行破碎處理，以滿足高爐生產的需要。其星輪的工作環境非常惡劣，破碎的燒結礦溫度高達600℃以上，并且承受著很大的摩擦力和沖擊力。盡管星輪表面堆焊較厚，且為耐腐蝕、耐摩擦、耐沖擊的金屬，但其壽命最長也只有4個月，一般3個月就得更換一次。因此，提高其鑄件品質具有很大的經濟效益。該工件的技術要求為組織致密，內部不允許有縮孔、縮松、裂紋、氣孔等鑄造缺陷，必需經過超聲波探傷檢查。鑄件輪廓尺寸1500 mm×1500 mm×185mm，質量600 kg，材質為ZG40Cr。本文首先采用傳統的鑄造工藝設計方法確定星輪的初始鑄造工藝，再通過Z-Cast軟件對初始工藝進行模擬計算，根據計算結果提出改進措施及優化工藝，最終確定了合適的鑄造工藝，消除了鑄件缺陷，得到了質量合格的鑄件。
1、鑄造工藝設計
1.1工藝方案的確定
根據星輪的結構特點和使用要求，確定其澆注位置及分型面。澆注時輪轂水平放置，分型面選在中間最大截面處，金屬液從鑄件底部引入型腔，在鑄件厚大部位上部設置冒口對鑄件的體收縮進行補足，以實現自下而上的順序凝固，造型材料為水玻璃砂，澆注溫度1580℃。工藝方案如圖1所示。
1.2澆注系統的設計
鑄鋼的鑄造性能較差，澆注系統結構應盡量簡單，保證充型快而平穩，確定為底注式澆注系統：采用漏包澆注，其保溫性能好，流出的鋼液夾雜物少，無需采用結構復雜的澆洼系統撇渣。選用包孔的直徑∮40 mm;采用一個直澆道，尺寸為∮60 mm;一個橫澆道，尺寸為∮60 mm；一個內澆道，尺寸為∮60 mm。
1.3冒口設計
根據模數法計算出鑄件模數，確定在星輪四個熱節位置上部各采用一個圓柱形冒口，尺寸為∮190 mm×190 mm，保證對鑄件補縮。
2、凝固過程的計算機模擬
2.1工藝I模擬結果及分析
凝固過程對鑄件的最終品質具有重要作用，縮孔、縮松等缺陷都是在鑄造的凝固過程中產生的。將鑄件的STL格式文件導入Z-Cast模擬軟件，進行網格劃分、參數設置，使用水玻璃砂造型，鑄型初始溫度25℃。對初始工藝進行凝固模擬，其結果如圖2所示，深色表示未凝固或半固態，淺色表示已經完全凝固。可以看出，當凝固時間進行到t=510 s時，星輪四個側臂、澆注系統蓄熱量少，首先凝固，見圖2(a)；當t=1 321 s時，澆注系統結束凝固，四個側臂已有明顯凝固，見圖2(b)；當t=2 228 s時，凝固過程向鑄件中部延伸，四個冒口開始對鑄件的凝固收縮進行補縮，凝固過程進一步進行，見圖2(c)；當t=2 450 s時，液相區還未延伸到冒口根部，冒口上部已經明顯凝固，見圖2(d)；當t=2 600s時，鑄件內出現四部分孤立液相區，分別由四個冒口進行補縮，但冒口根部只殘留有少量液態金屬，見圖2(e)；當t=3 500 s時，冒口結束凝固，鑄件內還有大量液態金屬，由于這四部分孤立液相區的凝固收縮得不到額外金屬液的補足，在凝固的最后階段，必然會出現縮孔、縮松缺陷，見圖2(f)。初始工藝縮孔、縮松分布預測如圖3所示。工藝I中，冒口的補縮能力不能滿足鑄件凝固收縮的要求，缺陷主要產生于冒口下部四部分孤立液相區部位。縮孔、縮松延伸到了鑄件內部，由于縮孔、縮松面積過大，必然嚴重影響鑄件的使用性能，造成鑄件報廢，需進行工藝改進。
2.2工藝11模擬結果及分析
根據工藝I模擬結果分析，原工藝中鑄件實現了自下而上的順序凝固，冒口也起到了補縮作用，只是由于冒口的補縮能力不足，導致其先于鑄件凝固，在最后凝固階段鑄件內還殘留有大量液態金屬，造成鑄件不能得到很好的補縮，形成嚴重的縮孔、縮松缺陷。為保證獲得致密鑄件，加大冒口模數，將冒口尺寸改為∮210 mm×210 mm，使熱節上移，促使冒口最后凝固，將缺陷留在冒口之中，其他參數不變，工藝Ⅱ模型如圖4所示
將工藝II三維模型轉化為STL格式文件，導入Z-Cast軟件，對其進行網格劃分和參數設置，對鑄件的凝固過程再次進行模擬，結果見圖5。可以看出，凝固時間t=997 s時，澆注系統、星輪四個側臂前端已經凝固，見圖5(a); t=2 262 s時，凝固過程向鑄件中部延伸，冒口開始補縮，見圖5(b); t=2 895 s時，凝固過程繼續向鑄件中間部位延伸，四個冒口持續對鑄件進行補縮，見圖5(c); t=3 527 s時，鑄件內的液態金屬即將分割為四部分孤立液相區，由四個冒口分別補縮，見圖5(d): t=4 371 s時，孤立液相區延伸至四個冒口根部，冒口即將結束對鑄件的補縮，見圖5(e)；t=4 845 s時，冒口結束凝固，鑄件內還殘留少量液態金屬，冒口的補縮能力仍然不夠，仍需進行工藝改進，見圖5(f)。
2.3工藝Ⅲ模擬結果及分析
根據工藝II模擬結果可知，由于冒口的補縮能力略小造成鑄件缺陷，只需繼續增加冒口尺寸，便可使工藝II中出現的微小孤立液相區轉移到冒口中。但這樣勢必造成金屬液的大量浪費。在保證鑄件品質前提下，為進一步提高工藝出品率，根據鑄件結構，決定采用兩個對稱的大冒口對鑄件進行補縮，每個冒口負責補縮兩個熱節，冒口尺寸為∮260 mm×310 mm，工藝IⅡ如圖6所示。
對工藝III進行凝固模擬，其結果如圖7所示。可以看出，t=2 643 s時，鑄件的熱節位置轉移到了兩大冒口根部區域，凝固過程向熱節部位延伸，見圖7(b): t=2 926 s時，鑄件內的液態金屬即將分割為兩部分孤立液相區，見圖7(c): t=3 493 s時，兩個大冒口負責對兩部分孤立液相區分別補縮，見圖7(d); t=4 513 8時，孤立液相區延伸到了冒口根部，冒口繼續進行補縮，見圖7(e)；t=5 589 s時，工藝I、工藝II中鑄件出現的孤立液相區已經消失，鑄件已經全部凝固，孤立液相區延伸到了大冒口，缺陷將出現在冒口中，見圖7(f)。
工藝ni模擬的缺陷預測如圖8所示，鑄件內部沒有發現縮孔、縮松缺陷，縮孔、縮松已經成功轉移到了冒口中。冒口內金屬溫度始終處于鑄件的最高狀態，實現了從鑄件到冒口的順序凝固，節約了金屬，保證了鑄件品質。采用工藝III進行了試生產，一年來生產了100多件星輪，沒有發現縮松、縮孔、氣孔等缺陷，得到了致密鑄件。實際生產的鑄件如圖9所示。
3、結論
1)工藝I采用分散冒口不能很好地補縮鑄件，冒口先于鑄件凝固，冒口的補縮能力不足，造成了工藝I中縮孔、縮松缺陷的產生。
2)工藝II將冒口尺寸適當增大，但仍不能實現對鑄件的圓滿補縮。此時，工藝II已不適合繼續增大冒口尺寸。
3)工藝IⅡ采用兩個對稱大冒口對鑄件進行補縮，每個冒口負責兩個熱節。模擬結果顯示鑄件實現了順序凝固，無缺陷產生，經實際生產驗證，工藝IⅡ是比較合適的。
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