球铁无冒口工艺

xiayaxi · 发表于 2009-5-14 22:03:32

无冒口铸造是一种理想化,必须对铸件产品的技术要求进行分析才可使用.

student · 发表于 2009-5-15 09:45:35

楼上.件尺寸2000x1500mm厚250mm.QT600-3球铁盘.冲天炉.全加工,不得有铸造缺陷.想采用无冒口方法,如何做好.请帮忙提一些参考意见.

会飞的兔子 · 发表于 2009-7-21 16:23:40

有道理。

KAKAKAKA · 发表于 2009-7-21 19:27:16

楼上的我们早就用无冒口生产风电件了，另外请大家注意的是，我们谈无冒口，不要再提冒口，顶多算出气口，我们这样就OK。有事请教。

冬日阳光 · 发表于 2009-7-21 19:33:47

大家共同学习一下吧！
球墨铸铁件无冒口铸造可行性分析与实践（转载）
球墨铸铁件无冒口铸造可行性分析与实践
球铁的石墨化膨胀到底有多大？膨胀是否足以完全抵消收缩？无冒口铸造是否可能？实现无冒口铸造须具备哪些条件？本节将介绍笔者的认识和实践体会。
1.1 球铁水态冷却、凝固过程的体积变化
球铁件缩松、缩孔的产生与其液态冷却和凝固过程的体积变化密切相关。在已有的报道中，各人的试验方法和条件不同，结果也不同。如 C E Bates 和 B.Patterson [1] 用预制的球铁件加工成 φ 12.7 × 7.01mm 的圆片状试样，放入与其精密配合的石墨铸型内，试样顶面压放一只可以浮动的活塞，将试样连同铸型一起加热到 1250 0 C ，然后让其随铸型一同冷却，根据活塞的位置测定试样的体积变化。其中一组试样成分（ W B /% ）为： 3.57 C ， 2.78 Si ， 4.5 CE ， 0.075 Mg ，其 CE 值正好为石墨漂浮临界值（见下文），较有代表性，试验结果如图 1 所示，体积变化为：（先共晶）膨胀→收缩→（共晶）膨胀→收缩。最后结果是有净膨胀 0.8% ～ 1% 。

图 1 球铁在 1250 0 C~ 1050 0 C 的体积变化 [1]
B P Winter 等人 [2] 的试验 [2] 用黏土砂干型，试样尺寸为φ 91 × 229 mm ，竖直放置底注，内浇道靠近试样处设有冷铁，使浇注结束时，内浇道迅速凝固，切断浇注系统的补缩。试样顶部设有一个直径为 25mm ，有电加热的溢流冒口，根据冒口内液面的升降来计算试样的体积变化（冒口直径比试样直径小得多，可以将试样的液面升降放大，便于测量）。铁水成分（ W B /% ）为： 3.5 C ， 2.51Si （ 4.34 CE ）， 0.32 Mn ， 0.009 S ， 0.049 P ， 0.08Ni ， 0.05 Cr ， 0.03 Mo ， 0.02 Cu ， 0.032 Mg ；浇注温度为 1357 ℃ 。结果发现球铁试样在浇注后体积一直在收缩，其中液态收缩量为 2.0 % ，凝固收缩量为 2.7% ，如图 2 所示。

图 2 1357 0 C 浇注的球铁的体积收缩
   文献 [1] 的试样始冷温度只有 1250 ℃ ，而一般铸件的正常浇注温度是 1350 ℃ 左右，过热度增加 100 ℃ ，液态收缩增加 1.6 ％～ 1.8 ％（按文献 [1] 、 [6] ，每 100 ℃ 过热的液态收缩分别为 1.6 ％或 1.8 ％，按文献 [2] 的测量数据推算约为 1.69 ％）。如果加上这部分液态收缩，再考虑到文献 [1] 作者的声明：由于试样凝固后顶面不平整，导致测得的膨胀量偏大，而且试样内部还可能有显微缩松，图 1 中体积变化的最终结果就不是膨胀了。在文献 [2] 的试验中，可能是由于试样尺寸较大，冷速慢，石墨形核速度相对较慢，而且已形成的核心还可能重新被熔解而消失，所以没有出现石墨析出高峰而引起膨胀大于收缩的情况，加上 CE 也较低，石墨析出量较少，因而收缩始终大于膨胀，体积变化结果是收缩积累不断增大。
由于铸件的凝固实际上都是不平衡凝固，平衡相图不适合实际铸件的凝固分析 [3] 。为此， R.W.Heine 建立了更切合铸铁件实际凝固情况的铸铁凝固相图 [4] ，并用该相图对铸铁凝固过程的体积变化重新进行计算，结果认为灰铁和球铁凝固都可能膨胀或收缩，取决于工艺条件和冶金条件。而在典型的铸造工艺条件和铸件尺寸下，多半情况是灰铁膨胀，球铁收缩。其中含 2.4 ％ Si ， 3.5 ％和 3.7 ％ C 的灰铸铁在 1155 ℃ （共晶凝固温度）凝固时，体积膨胀分别为 0.17 ％和 0.71 ％；同样成分的球铁在 1155 ℃ 凝固时，体积收缩分别为 1.85 ％和 1.35 ％；后者如果再加上 11350 ℃→ 1155 ℃ 的液态收缩（ 3.12%~3.51% ），收缩量就相当大了。实际生产中，灰铸铁的 C 、 Si 量要比上述数值低得多，加上液态收缩其凝固结果实际上也应当是收缩。
上述分析说明，球铁和灰铸铁水态冷却和凝固过程体积变化的实际结果都是收缩。至于有些报道说，实测膨胀量比按铁水密度和石墨密度差计算的结果大，这可能是铸件在凝固过程中产生体积膨胀的原因是多方面的，除了石墨化膨胀之外，还可能有其他因素：例如气体含量高也会引起铸件膨胀；此外，如上所述，测量误差、共晶团之间的显微缩松等也可能引起测量结果偏大。
球墨铸铁缩孔、缩松问题探讨(1.球墨铸铁件无冒口铸造可行性分析与实践)

1.2 型腔尺寸在铸件浇注和冷却过程中的变化
型腔尺寸在铸件浇注和冷却过程中的变化是影响缩松形成的另一个重要因素。文献 [5] 的作者对铸铁金属型和湿砂型的型腔尺寸变化进行了测量，并同步测绘了铸件的冷却曲线，结果是：金属型在浇注过程中，型腔迅速扩大，但此时铁水可以补充进入型腔，故这部分型腔扩大对缩松形成不会有影响。浇注结束时，型腔扩大即停止并转为持续向内缩小（图 3 ），显然对减少缩松有利。湿砂型在浇注开始之后，型腔迅速扩大，而后仍以减速度继续不断地扩大，直至共晶凝固结束为止（图 4 ），显然会增大铸件缩松倾向。文献 [2] 的试验对干砂型的尺寸变化的测量结果是：从浇注结束到共晶凝固初期，型腔迅速扩大，而后一直保持不变，直至凝固结束时，型腔略微缩小（图 5 ），这种变化对防止缩松也是比较有利的。

图 3 金属型变形（型壁向外移动）曲线与铸件的冷却曲线 [5]

图 4. 黏土砂湿型的变形（型壁向外移动）曲线与铸件的冷却曲线 [5]

图 5 球铁试样体积、黏土砂型尺寸及试样与砂型间隙的变化 [2]
　　由于各种铸型的型腔尺寸在浇注过程中就已发生变化，因而用浇注前的型腔尺寸或模样尺寸与铸件尺寸比较来判断铸件外形胀大与否只能作为近似参考，不可能是准确的依据，所谓“高刚度铸型”，应当是指型腔的铁水进出口凝固封闭后，型腔尺寸保持不变或缩小的铸型。而由于各种铸型的型腔在浇注过程中都胀大，这部分膨胀量可以全部或部分抵消铸件凝固后冷却至室温期间的固态收缩量，因此，一般说来，如果铸件尺寸不大于或小于合型前的型腔尺寸，即可以近似地认为型腔在凝固期间没有胀大。

1.3 　球铁件无冒口铸造可行性论证
   C. Renold 等人 [6] 最早用计算方法进行论证：假设铁水过热温度为 232 ℃（推算浇注温度大约为 1380 ℃），按液态体缩率 1.6 ％／ 100 ℃ 计算，液态收缩量为 3.75 ％；凝固体收缩率按无石墨化的钢的数据为３％；体积收缩总量为 6.75 ％。他们认为每 1 ％的碳石墨化能使体积增加 3.5 ％，因此只需要 6.75 ／ 3.5 ＝ 1.93 ％的碳石墨化就可以抵消收缩。假如球铁含 3.5 ％ C ， 2.5 ％ Si ，就有 2.5 ％的碳以石墨碳形式析出，还有 0.6 ％多余。因而认为“只要铸型刚度足够，就不会产生缩松”。
文献 [5 ， 7] 认为上述计算中的石墨化膨胀量和过热温度两个数据取得不当，主张前者采用文献 [8] 的数据２％。这是根据 Fe 3 C 分解变成石墨的体积变化计算得到的。过热温度按当时（上世纪 60 年代）国内一般工厂的浇注温度上限 1300 ℃ ，以及球铁共晶凝固温度 1150 ℃ 计算，只有 150 ℃ ，扣除铁水在浇注系统流动过程中的温降约 50 ℃ ，实际为 100 ℃ ，总收缩量为 4.6 ％，需要有效石墨碳量为 2.3 ％，仍旧少于 2.5 ％。因而仍然赞同文献 [6] 的结论。
　　文献 [9] 认为，石墨并非由 Fe 3 C 析出，而是直接由铁水析出，故不应采用文献 [8] 的推算方法。他们根据灰铸铁（ 3.65 % C ， 2.7 % Si ）的液态和固态密度的测量值进行推算得到每析出 1 ％石墨的体积膨胀量为 2.02% ≈ 2% 。结果仍与文献 [8] 相近。按此膨胀率，笔者计算如下：根据文献 [10] 含 Si 量为 2.5% 的铸铁，共晶奥氏体含碳量约为 1.54% ；而根据文献 [11] 则约为 1.6% 。据此，文献 [5-7] 所用成分（ 3.5 ％ C ， 2.5 ％ Si ）的石墨碳析出量只有 3.5% －（ 1.54~1.6 ）％＝ 1.9%~1.96% ，膨胀量只有 3.8%~3.92% （如果按照 [4] 计算，膨胀量还要少）。为了防止夹渣、皮下气孔，国内从上世纪 80 年代始，通过采用铸造焦熔炼和感应炉双联，浇注温度一般都提高到 1350 ℃ 以上，参照文献 [5 、 7] 的估计，扣除浇注系统内温降 50 ℃（其实这部分温降也产生收缩，只不过在浇注过程中及时得到弥补而已。严格地说，在分析球铁的自补缩能力时，此温度降不应扣除），过热度为 150 ℃ ，液态收缩为 2.4%~2.7% ，加上凝固收缩３ % ，总收缩量为 5.4%~5.7%, 显然不可能全部由石墨化膨胀抵消。因此，不管采用何种工艺，球铁件总是需要外部补缩的。下面将用实例证明。

1.4 　无冒口铸造实践
为了验证无冒口铸造的可行性，早在 1963 年，锡柴就与西安交大铸造教研室合作，对 4A 110 柴油机球铁曲轴（４缸，φ 90~ 126mm ， 77.5kg ）采用无冒口工艺铸造系统地进行了试验研究 [12 、 13] （图 6 ）。紧接着，锡柴又在 1964~1965 年进行了道奇 T － 234 型汽车球铁曲轴（ 6 缸φ 70mm ， 70kg ）无冒口铸造试验和小批量生产 [14] （图 8 ）。这是国内、外最早的球铁曲轴无冒口铸造试验研究和小批生产。之后，上世纪 70 年代，无冒口工艺又用于大型柴油机飞轮生产。 1993 年， 6300ZC 曲轴（外径φ 220 mm ，内径φ 70mm ， 1500kg ）采用干型无冒口工艺试验也获得成功 [15] （图 9 ）。

图 6. 4A 110 型球铁曲轴无冒口铸造试验最后确定工艺（每型浇注重量 165kg ，拔塞包浇注，浇注时间 10~12s ，浇注温度 1280~ 1300 ℃ ， 6 道内浇道截面均为 17 × 17mm 三角形）

图 7 道奇 T-234 型球铁曲轴无冒口小批生产工艺（浇注重量 80kg ，浇注时间 14~16s ， 1280~ 1300 ℃ ，）

图 8. 6300ZC 球铁曲轴无冒口铸造试验确定工艺（浇注重量 1600kg ，浇注时间 18~20s ，浇注温度 1350~ 1370 ℃ ）
通过对４Ａ 110 和 T-234 曲轴逐层铣切解剖，并在剖面上进行磁力探伤检查， 6300ZC 曲轴采用表面磁探和内部超探，证实球铁曲轴采用无冒口工艺铸造是可能的，但并非如同文献 [6] 的推测，只要碳当量和铸型刚度高就可以了，必须全面具备下列条件：
（１）采用高刚度的铸型，防止铸件在凝固期间胀大（我们采用的是反复樁紧的高紧实度的黏土砂干型）。
（２）在不发生石墨漂浮的前提下，采用尽可能高的碳当量（ 3.6~3.8 ％ C ， 2.4~2.6 ％ Si ， 4.3~4.5 ％ CE ），适当的孕育，确保充分石墨化。
（３）采用多道内浇道分散进铁，并用冷铁调节配合，尽可能使铸件各部分同时开始、并同步进行冷却和凝固。从防止石墨化膨胀压力松弛、提高石墨化膨胀利用率考虑，内浇道应在浇注后较快凝固；但内浇道也不能凝固过早，否则液态补缩时间太短，补缩量小，铸件材料含量少，总膨胀量会减少（详见下文）。因此，扁而薄的内浇道未必是最好的截面形状。经过对比之后，采用的是三角形截面（其中 4A 110 曲轴的内浇道是 17 × 17 mm ）。
（４）大量使用冷铁，强化铸件冷却，使铁水进入型腔后，铸件外层迅速冷却、凝固，在内浇道及铸件心部的液态通道凝固封闭之前提早完成一部分收缩，形成体积空缺，及时从液态通道获取补缩液体，增大内浇道的进铁量（亦即增大外部补缩量），提高浇注系统的补缩效果；此外，通过使铸件外层提早凝固结壳，还可以防止铸件胀大。当时由于没有铸造焦和电炉，浇注温度很低（ 1280~ 1300 ℃ ） , 经过多次试验调整后，每根 4A 110 曲轴的冷铁用量仍然多达 47kg ，冷铁／铸件重量比为 60 ％；道奇曲轴相应为 40.5kg 和 58 ％。（同样的曲轴使用冒口补缩工艺时，冒口重量只不过 20 kg 左右）。
（５）适当降低浇注温度，减少液态收缩（浇注温度高，液态收缩增大，冷铁需用量要增大）。
试验和小批生产证明，球铁的碳当量较高，有较大的石墨化膨胀量，但在一般浇注温度下，并不足以完全抵消液态和凝固收缩，因而在无冒口条件下，必须充分利用浇注系统进行补缩。因此，“无冒口铸造”决不是“无补缩铸造”。“冒口补缩工艺”与“无冒口工艺”的区别仅在于前者是大量集中补缩，因而往往采用顺序凝固；后者是分散多点、少量、快速补缩，为此希望尽量达到各区段同时开始、同步进行由表及里的凝固，以防止各区段互相抽吸铁水。
为了验证浇注系统是否有补缩作用，文献 [5] 的作者用水泥型浇注 80mm × 80mm × 100mm 的试块，不加冒口，通过在浇注后不同时间（ 0 ｓ、 5 ｓ、 10 ｓ）切断内浇道的方法，观察试样的缩松变化，结果发现，浇道切断越早，缩松越严重（缩松体积分别为 22.0 、 11.4 、 9 .5 cm 3 ，内浇道不切断为 8cm 3 ）。这说明浇注系统是有一定的补缩作用的。实际上这种补缩作用在浇注过程中已在进行：先入型的铁水在型壁的冷却下开始液态冷却和凝固，由于所产生的石墨化膨胀不能全部抵消液态收缩和凝固收缩，因而产生净收缩而形成体积空缺，使浇注系统可以通过铸件心部尚未堵塞的液态通道及时补充铁水，因此内浇道不宜凝固过早。而由于浇注系统通过直浇道、浇口杯向外敞开，成为卸压出口，因此内浇道截面也不能太大，以免凝固过迟，导致石墨化膨胀压力将液体挤出型腔。而在内浇道截面有限、通流时间较短的情况下，为了提高浇注系统的补缩能力，就必须强化铸件冷却，使铸件加速凝固收缩，型腔内及早产生体积空缺，让较多的铁水尽早进入型腔。在试验过程中，曾多次发现铸件某些部位出现表面缩陷，内部缩松，后来都是通过增加或加大冷铁，并对浇注系统作适当调整解决的。例如，在道奇曲轴无冒口工艺试验初期，曾在头、尾两端都发现表面缩凹，相应部位有内部缩松 [14] （图 9 ），原因是该处没有与冷铁接触，铸件外层不能在内浇道凝固之前及时凝固，完成部分收缩，因而未能及时得到补缩，引起内部缩松并形成负压，进而引起外部缩凹。后来通过加厚冷铁，使该部位直接与冷铁接触，加速其外层冷却和收缩，在内浇道凝固之前获得较多的外部补缩，问题才得到解决。这种情况与采用冒口补缩工艺铸造曲轴是不同的：有冒口充分补缩时，缩松处的外部往往不是缩凹，而是往外胀大，说明液态补缩充足，但铸型刚度不足，缩松是石墨化膨胀引起外形胀大造成的 ( 参看下文图 35) 。

图 9. 道奇曲轴无冒口铸造发现的内部缩松，外部缩凹现象 [14]
　　在国外的无冒口工艺研究中，比较有影响的是 S I Karsay 在上世纪 70 年代发表的观点。他提出的无冒口铸造条件是 [16-18] ：
（１）浇注温度必须低于 1350 ℃ ；
（２）铸件模数必须大于 2.5cm ；
（３）铁水冶金质量有利于石墨化， CE 最好在 4.2 ％～ 4.25 ％，孕育要充分；
（４）内浇道要适当的薄；
（５）铸型刚度要高；
（６）快浇。
　　我们的试验研究比 S I Karsay 观点的发表约早 10 年，与我们的结果比较，他提出的条件可能不够完善：
（１）没有要求强化铸件冷却，内浇道的补缩作用将会不足。
（２）没有强调分散进铁，同步凝固，难以避免凝固进程不同的铸件区段相互抽吸铁水，引起缩松。
（３）对铸件模数的限制未必合理。
在 S I Karsay 所列举的无冒口铸造实例中，既没有采用冷铁强化冷却，也没有建立同时凝固条件。例如他所列举的轮形铸件 [18] ，只采用两道内浇道在外圆局部区段集中进铁（如图 10a ），而且不用冷铁。铸件既没有作内部探伤，也没有进行逐层铣切解剖，更没有在剖面上进行探伤，缩松能否消除，值得怀疑。笔者的实践以及文献报道（如 [19 ， 20] ）都证明，轮形或圆盘形铸件在无冒口的情况下，除了要用冷铁强化冷却之外，宜采用多道内浇道在轮缘外围分散进铁（如图 110b ），或者采用环形雨淋式浇注系统在轮毂顶部分散进铁（如图 10C ），确保铸件各部分同步冷却和凝固。如果采用局部集中进铁，缩孔、缩松总是难免的。

图 10 轮形铸件的三种无冒口铸造工艺
铸件模数大对采用无冒口工艺是有好处的，原因可能是：模数大，凝固速度慢，形核速度慢，共晶团数量相对较少，“糊状凝固”特点相对不明显，铸件内部的液态通道畅通时间较长，石墨化膨胀较迟，既有利于凝固前期让补缩铁水进入铸件内部，也有利于膨胀用于抵消凝固后期的收缩。但凝固过慢，铸件在内浇道封闭前尚未凝固收缩，由于没有体积空缺，会导致补缩液体不能及时进入型腔，使铸件不能获得足够的外部补缩。因此，铸件凝固速度越慢，越要强化冷却，冷铁用量越大。根据锡柴的实践，模数不能小于 2.5cm 的限制未必切合实际。如道奇 T-234 曲轴的模数只有 1.75cm ，照样获得成功；文献 [21] 的研究分析也证实，模数小于 2.5cm 的铸件也可以实现无冒口铸造。但也要指出，模数小的薄件，冷却速度快，石墨析出早，共晶团数量多，“糊状凝固”特点相对比较明显，固－液区扩展快，液态通道容易堵塞，即使采用冒口补缩也较困难，用浇注系统补缩（无冒口工艺）也就更为困难，都会因为液态通道堵塞过早造成外部补缩不足而引起内部缩松和表面缩凹。但大型壳体类薄壁件情况有所不同：一方面由于凝固时间相对较长，液态通道封闭较迟，对液补有利；另一方面，由于内腔砂芯体积大，浇注后受热膨胀（根据 International Meehanite Metal Co.Ltd., UK 提供的资料，砂芯体胀率最大可达４％。膨胀与否、膨胀率大小与砂芯材料、尺寸、浇温、铸件凝固时间、断面厚薄等因素有关）可以抵消部分收缩，因此也可以实现无冒口铸造。例如：
1)各种机床的柜形铸件和其他机械设备的机身壳体，壁厚都较薄，模数较小（小于或远小于 2.5cm ），一般都可以采用无冒口铸造。
2) 锡柴的 16V300 柴油机球铁缸体，主要壁厚为 18mm （模数小于 1 cm ），重 20t ，采用底注浇注系统，缸盖面朝下，先后使用粘土砂干型和呋喃砂型浇注都获得成功。原因是冷速较慢，除石墨化膨胀自补和外补较好外，砂芯膨胀也起到很大的补缩作用。该铸件的主轴承座部位壁厚近约 120mm ，虽然没有冒口补缩，也没有冷铁激冷，并没有发生缩松；而与之相配的轴承盖（厚度与轴承座相同）单独铸造，就必须采用冒口补缩，原因也是前者有砂芯膨胀补缩，后者没有这项补缩。
3) 车用发动灰铁机气缸体也与之相似，主要壁厚一般为 4~ 6mm ，模数更小，一般都采用侧置卧浇无冒口工艺，而且采用湿型生产，不设置任何形式的冒口。即使个别缸体在顶部设置溢流冒口，其作用只不过是排气、排渣，或者防止万一型腔泄漏时（例如浇注后铸型跟随流水线移动而引起砂芯松动时）可以补充铁水，并没有补缩作用。这些缸体的轴承座部位壁厚一般也有 30~50mm ，甚至更厚，即使顶部设热冒口，也不可能通过 4~ 6mm 的薄壁对轴承座进行远距离补缩，由于砂芯膨胀的补缩作用，主轴承部位并不因为没有冒口补缩而产生缩孔、缩松；而与其配套的轴承盖，壁厚相同，由于单独铸造，没有砂芯膨胀补缩，一般都要采用冒口补缩，否则往往要产生缩孔、缩松。
然而对于较小的薄壁壳体件，情况有所不同：由于冷速快，不但液补较差，而且由于铸件在砂芯尚未热透、尚未膨胀之前铸件早已凝固结壳，故其砂芯膨胀不能起补缩作用。（也有个别实例证明，这类铸件通过大幅度提高浇注温度，如 1440~1460 0 C ，使铸件推迟凝固结壳，使砂芯相对提早膨胀，也可以使它们的砂芯起到补缩作用 ) ；而砂芯较小的厚大件（如锡柴的 6300 和 8G300 大型空心曲轴，轴颈外径分别为 220 和 280mm ，内孔砂芯直径为 75 和 100 mm ，重量 1.6 和 3t ），由于铸件凝固缓慢，砂芯膨胀时，铸件还是液态，型腔尚未关闭，只会将液体挤出型腔，因而也不可能通过砂芯膨胀得到补缩。
上述实例说明，铸铁件能够实现无冒口铸造，不能一律归功于石墨化膨胀的自补缩作用，型芯的体积膨胀，以及型腔缩小（亦即型壁向内膨胀）往往也起到重要作用。因此，模数大小的影响不能一概而论。
关于碳当量控制，我们从尽量增大石墨膨胀量考虑，在不发生石墨漂浮的前提下采用尽量高的碳当量。早在 1964 年，我们用厚度约为 0.5mm 的全白口薄片试样定碳，解决了球化后碳量分析不准问题，以 4A 110 曲轴为主要对象，统计出球铁出现石墨漂浮的临界碳当量是 4.55% [22] 。英国铸铁研究学会 1986 年发表的研究结果是 4.50% [23] ，与我们 22 年前的测定结果基本一致。 40 年来，我们对中、大件一直采 4.3%-4.5% ，小件采用 4.4%-4.7% 的碳当量，明显高于 S I Karsay 推荐的数值，到底那一种选择对防止缩孔、缩松是否有利有待进一步验证。
   关于浇注速度，在浇注温度相同的情况下，浇注速度越快，进入铸型内的铁水温度越高，对防止夹渣（特别是铁水氧化产生的二次渣）是有利的，但液态收缩必然增大，因此而对防止缩孔、缩松未必有利。实践证明，在确保各道内浇道同时进铁的前提下，适当降低浇注速度，延长充型时间，可以增加铁水在浇注过程中的温度降低，降低型内铁水温度，相应减少液态收缩，对防止缩孔、缩松反而有利。

1.5 　无冒口铸造对铸型的要求
　　在 4A 110 曲轴各次无冒口铸造试验中，对各档轴颈直径的型腔和铸件尺寸全部进行了测量。 226 组尺寸全部为收缩，平均收缩率为 -2.45 ％。为了对比，对湿型（震动造型＋风枪打实）曲轴也测量了 60 组尺寸，全部为膨胀，平均膨胀率为＋ 1.88 ％。由于测量难度较大，准确度较差，而且，如前所述，型腔在浇注过程中还有所扩大，但仍能说明二者的差别：干型铸件收缩，湿型铸件膨胀。另外，在第一次试验中，曾在浇注后约 15min 发现砂型紧固螺栓被胀断（根据下文图 11 ，该曲轴凝固时间约为 23min ）；之后加强了螺栓，但浇注后仍发现在距离螺栓较远部位，上、下型之间出现缝隙。为何“膨胀力”如此大？原因可能是由于铸型内表面布满冷铁，兼有干型和金属型性质，型腔在铸件凝固期间缩小（图 3 、图 5 ） [5] ，与铸件膨胀力相抵触，因而除阻止铸件膨胀、并使铸件缩小之外，还将上、下型连同砂箱一起撑开。湿型与之不同：浇注后，型腔表面产生低强度的水分迁移层，使铸件容易膨胀；背砂则受热膨胀，砂块脱离箱壁、箱档向上隆起，更利于铸件胀大。因此，湿型不适合用于无冒口铸造，湿型铸件致密度和力学性能比干型低 [14] ，原因亦在于此；而干型要真正达到高刚度，还需配用高刚度的砂箱。
此外，上文已提到，用于无冒口铸造的铸型除了刚度高之外，还要求有较强的冷却能力。因此，除黏土砂干型之外，采用水泥砂型、覆砂铁型、金属型等效果更好。国外有人认为 [25] ，呋喃树脂自硬砂有高的抗压性能，适合于球铁无冒口铸造，笔者实践发现，这种看法不完全正确。 1993 年，我们在用干型无冒口工艺试制 6300ZC 大马力柴油机曲轴成功后，将全套工艺移植到呋喃树脂自硬砂型，投产结果却产生严重的缩松、缩孔，导致多起断轴事故。为了查明原因，除尺寸测量没有发现铸件胀大外，我们还对呋喃砂型曲轴和黏土砂干型曲轴进行材料密度测量对比（在严格规定的４个部位取样，避开有缩孔、缩松部位），并用几种模数不同的立方体试块进行凝固时间对比测定（测定方法：将热电偶置于试块心部，并与长图记录仪连接，测绘各试块的冷却曲线，根据冷却曲线测量凝固时间）。结果分别示于表 1 、表 2 和图 11 。

图 11 凝固时间与试块模数和铸型材料关系

表 2 凝固时间与试块模数和铸型材料关系
试块尺寸 /mm       50 × 50 × 50       75 × 75 × 75       100 × 100 × 100       200 × 200 × 200
模数 M/cm       0.83       1.25       1.66       3.33
凝固时间 / min
      呋喃树脂砂型 t1       3       9       15.6       72.6
      干砂型 t2       2.8       7.15       12.9       51.9
t1 / t2       1.07       1.25       1.20       1.4
由表１可知，呋喃砂型曲轴无缩松、缩孔部位的材料密度与黏土砂干型曲轴基本相同，说明只要浇注后不翻动铸型，呋喃砂型不会胀大，铸型刚度足够（呋喃树脂砂型铸件尺寸精度一般比粘土砂型铸件高与此也有一定关系）。而由表 2 和图 11 可见，呋喃砂的散热速度比黏土砂干型慢得多，而且模数越大，差别越大。对薄小件而言，凝固时间延长不多，内浇道的凝固时间几乎没有延长；但对厚大件 6300 曲轴而言，呋喃砂铸件的凝固时间约为黏土砂干型铸件的 1.4 倍，即使大幅度增加冷铁用量，由于冷铁外围的型砂散热缓慢，铸型冷速仍然偏慢，铸件不能在内浇道凝固前及时凝固收缩，造成液态补缩量不足，成为缩孔、缩松的原因。最后只好在增加冷铁的同时，采用冒口补缩、卧浇卧冷工艺。这个事实再次证明强化铸件冷却对无冒口铸造的重要性。

球铁的石墨化膨胀到底有多大？膨胀是否足以完全抵消收缩？无冒口铸造是否可能？实现无冒口铸造须具备哪些条件？本节将介绍笔者的认识和实践体会。
1.1 球铁水态冷却、凝固过程的体积变化
球铁件缩松、缩孔的产生与其液态冷却和凝固过程的体积变化密切相关。在已有的报道中，各人的试验方法和条件不同，结果也不同。如 C E Bates 和 B.Patterson [1] 用预制的球铁件加工成 φ 12.7 × 7.01mm 的圆片状试样，放入与其精密配合的石墨铸型内，试样顶面压放一只可以浮动的活塞，将试样连同铸型一起加热到 1250 0 C ，然后让其随铸型一同冷却，根据活塞的位置测定试样的体积变化。其中一组试样成分（ W B /% ）为： 3.57 C ， 2.78 Si ， 4.5 CE ， 0.075 Mg ，其 CE 值正好为石墨漂浮临界值（见下文），较有代表性，试验结果如图 1 所示，体积变化为：（先共晶）膨胀→收缩→（共晶）膨胀→收缩。最后结果是有净膨胀 0.8% ～ 1% 。

图 1 球铁在 1250 0 C~ 1050 0 C 的体积变化 [1]
B P Winter 等人 [2] 的试验 [2] 用黏土砂干型，试样尺寸为φ 91 × 229 mm ，竖直放置底注，内浇道靠近试样处设有冷铁，使浇注结束时，内浇道迅速凝固，切断浇注系统的补缩。试样顶部设有一个直径为 25mm ，有电加热的溢流冒口，根据冒口内液面的升降来计算试样的体积变化（冒口直径比试样直径小得多，可以将试样的液面升降放大，便于测量）。铁水成分（ W B /% ）为： 3.5 C ， 2.51Si （ 4.34 CE ）， 0.32 Mn ， 0.009 S ， 0.049 P ， 0.08Ni ， 0.05 Cr ， 0.03 Mo ， 0.02 Cu ， 0.032 Mg ；浇注温度为 1357 ℃ 。结果发现球铁试样在浇注后体积一直在收缩，其中液态收缩量为 2.0 % ，凝固收缩量为 2.7% ，如图 2 所示。

图 2 1357 0 C 浇注的球铁的体积收缩
   文献 [1] 的试样始冷温度只有 1250 ℃ ，而一般铸件的正常浇注温度是 1350 ℃ 左右，过热度增加 100 ℃ ，液态收缩增加 1.6 ％～ 1.8 ％（按文献 [1] 、 [6] ，每 100 ℃ 过热的液态收缩分别为 1.6 ％或 1.8 ％，按文献 [2] 的测量数据推算约为 1.69 ％）。如果加上这部分液态收缩，再考虑到文献 [1] 作者的声明：由于试样凝固后顶面不平整，导致测得的膨胀量偏大，而且试样内部还可能有显微缩松，图 1 中体积变化的最终结果就不是膨胀了。在文献 [2] 的试验中，可能是由于试样尺寸较大，冷速慢，石墨形核速度相对较慢，而且已形成的核心还可能重新被熔解而消失，所以没有出现石墨析出高峰而引起膨胀大于收缩的情况，加上 CE 也较低，石墨析出量较少，因而收缩始终大于膨胀，体积变化结果是收缩积累不断增大。
由于铸件的凝固实际上都是不平衡凝固，平衡相图不适合实际铸件的凝固分析 [3] 。为此， R.W.Heine 建立了更切合铸铁件实际凝固情况的铸铁凝固相图 [4] ，并用该相图对铸铁凝固过程的体积变化重新进行计算，结果认为灰铁和球铁凝固都可能膨胀或收缩，取决于工艺条件和冶金条件。而在典型的铸造工艺条件和铸件尺寸下，多半情况是灰铁膨胀，球铁收缩。其中含 2.4 ％ Si ， 3.5 ％和 3.7 ％ C 的灰铸铁在 1155 ℃ （共晶凝固温度）凝固时，体积膨胀分别为 0.17 ％和 0.71 ％；同样成分的球铁在 1155 ℃ 凝固时，体积收缩分别为 1.85 ％和 1.35 ％；后者如果再加上 11350 ℃→ 1155 ℃ 的液态收缩（ 3.12%~3.51% ），收缩量就相当大了。实际生产中，灰铸铁的 C 、 Si 量要比上述数值低得多，加上液态收缩其凝固结果实际上也应当是收缩。
上述分析说明，球铁和灰铸铁水态冷却和凝固过程体积变化的实际结果都是收缩。至于有些报道说，实测膨胀量比按铁水密度和石墨密度差计算的结果大，这可能是铸件在凝固过程中产生体积膨胀的原因是多方面的，除了石墨化膨胀之外，还可能有其他因素：例如气体含量高也会引起铸件膨胀；此外，如上所述，测量误差、共晶团之间的显微缩松等也可能引起测量结果偏大。
球墨铸铁缩孔、缩松问题探讨(1.球墨铸铁件无冒口铸造可行性分析与实践)

1.2 型腔尺寸在铸件浇注和冷却过程中的变化
型腔尺寸在铸件浇注和冷却过程中的变化是影响缩松形成的另一个重要因素。文献 [5] 的作者对铸铁金属型和湿砂型的型腔尺寸变化进行了测量，并同步测绘了铸件的冷却曲线，结果是：金属型在浇注过程中，型腔迅速扩大，但此时铁水可以补充进入型腔，故这部分型腔扩大对缩松形成不会有影响。浇注结束时，型腔扩大即停止并转为持续向内缩小（图 3 ），显然对减少缩松有利。湿砂型在浇注开始之后，型腔迅速扩大，而后仍以减速度继续不断地扩大，直至共晶凝固结束为止（图 4 ），显然会增大铸件缩松倾向。文献 [2] 的试验对干砂型的尺寸变化的测量结果是：从浇注结束到共晶凝固初期，型腔迅速扩大，而后一直保持不变，直至凝固结束时，型腔略微缩小（图 5 ），这种变化对防止缩松也是比较有利的。

图 3 金属型变形（型壁向外移动）曲线与铸件的冷却曲线 [5]

图 4. 黏土砂湿型的变形（型壁向外移动）曲线与铸件的冷却曲线 [5]

图 5 球铁试样体积、黏土砂型尺寸及试样与砂型间隙的变化 [2]
　　由于各种铸型的型腔尺寸在浇注过程中就已发生变化，因而用浇注前的型腔尺寸或模样尺寸与铸件尺寸比较来判断铸件外形胀大与否只能作为近似参考，不可能是准确的依据，所谓“高刚度铸型”，应当是指型腔的铁水进出口凝固封闭后，型腔尺寸保持不变或缩小的铸型。而由于各种铸型的型腔在浇注过程中都胀大，这部分膨胀量可以全部或部分抵消铸件凝固后冷却至室温期间的固态收缩量，因此，一般说来，如果铸件尺寸不大于或小于合型前的型腔尺寸，即可以近似地认为型腔在凝固期间没有胀大。

1.3 　球铁件无冒口铸造可行性论证
   C. Renold 等人 [6] 最早用计算方法进行论证：假设铁水过热温度为 232 ℃（推算浇注温度大约为 1380 ℃），按液态体缩率 1.6 ％／ 100 ℃ 计算，液态收缩量为 3.75 ％；凝固体收缩率按无石墨化的钢的数据为３％；体积收缩总量为 6.75 ％。他们认为每 1 ％的碳石墨化能使体积增加 3.5 ％，因此只需要 6.75 ／ 3.5 ＝ 1.93 ％的碳石墨化就可以抵消收缩。假如球铁含 3.5 ％ C ， 2.5 ％ Si ，就有 2.5 ％的碳以石墨碳形式析出，还有 0.6 ％多余。因而认为“只要铸型刚度足够，就不会产生缩松”。
文献 [5 ， 7] 认为上述计算中的石墨化膨胀量和过热温度两个数据取得不当，主张前者采用文献 [8] 的数据２％。这是根据 Fe 3 C 分解变成石墨的体积变化计算得到的。过热温度按当时（上世纪 60 年代）国内一般工厂的浇注温度上限 1300 ℃ ，以及球铁共晶凝固温度 1150 ℃ 计算，只有 150 ℃ ，扣除铁水在浇注系统流动过程中的温降约 50 ℃ ，实际为 100 ℃ ，总收缩量为 4.6 ％，需要有效石墨碳量为 2.3 ％，仍旧少于 2.5 ％。因而仍然赞同文献 [6] 的结论。
　　文献 [9] 认为，石墨并非由 Fe 3 C 析出，而是直接由铁水析出，故不应采用文献 [8] 的推算方法。他们根据灰铸铁（ 3.65 % C ， 2.7 % Si ）的液态和固态密度的测量值进行推算得到每析出 1 ％石墨的体积膨胀量为 2.02% ≈ 2% 。结果仍与文献 [8] 相近。按此膨胀率，笔者计算如下：根据文献 [10] 含 Si 量为 2.5% 的铸铁，共晶奥氏体含碳量约为 1.54% ；而根据文献 [11] 则约为 1.6% 。据此，文献 [5-7] 所用成分（ 3.5 ％ C ， 2.5 ％ Si ）的石墨碳析出量只有 3.5% －（ 1.54~1.6 ）％＝ 1.9%~1.96% ，膨胀量只有 3.8%~3.92% （如果按照 [4] 计算，膨胀量还要少）。为了防止夹渣、皮下气孔，国内从上世纪 80 年代始，通过采用铸造焦熔炼和感应炉双联，浇注温度一般都提高到 1350 ℃ 以上，参照文献 [5 、 7] 的估计，扣除浇注系统内温降 50 ℃（其实这部分温降也产生收缩，只不过在浇注过程中及时得到弥补而已。严格地说，在分析球铁的自补缩能力时，此温度降不应扣除），过热度为 150 ℃ ，液态收缩为 2.4%~2.7% ，加上凝固收缩３ % ，总收缩量为 5.4%~5.7%, 显然不可能全部由石墨化膨胀抵消。因此，不管采用何种工艺，球铁件总是需要外部补缩的。下面将用实例证明。

1.4 　无冒口铸造实践
为了验证无冒口铸造的可行性，早在 1963 年，锡柴就与西安交大铸造教研室合作，对 4A 110 柴油机球铁曲轴（４缸，φ 90~ 126mm ， 77.5kg ）采用无冒口工艺铸造系统地进行了试验研究 [12 、 13] （图 6 ）。紧接着，锡柴又在 1964~1965 年进行了道奇 T － 234 型汽车球铁曲轴（ 6 缸φ 70mm ， 70kg ）无冒口铸造试验和小批量生产 [14] （图 8 ）。这是国内、外最早的球铁曲轴无冒口铸造试验研究和小批生产。之后，上世纪 70 年代，无冒口工艺又用于大型柴油机飞轮生产。 1993 年， 6300ZC 曲轴（外径φ 220 mm ，内径φ 70mm ， 1500kg ）采用干型无冒口工艺试验也获得成功 [15] （图 9 ）。

图 6. 4A 110 型球铁曲轴无冒口铸造试验最后确定工艺（每型浇注重量 165kg ，拔塞包浇注，浇注时间 10~12s ，浇注温度 1280~ 1300 ℃ ， 6 道内浇道截面均为 17 × 17mm 三角形）

图 7 道奇 T-234 型球铁曲轴无冒口小批生产工艺（浇注重量 80kg ，浇注时间 14~16s ， 1280~ 1300 ℃ ，）

图 8. 6300ZC 球铁曲轴无冒口铸造试验确定工艺（浇注重量 1600kg ，浇注时间 18~20s ，浇注温度 1350~ 1370 ℃ ）
通过对４Ａ 110 和 T-234 曲轴逐层铣切解剖，并在剖面上进行磁力探伤检查， 6300ZC 曲轴采用表面磁探和内部超探，证实球铁曲轴采用无冒口工艺铸造是可能的，但并非如同文献 [6] 的推测，只要碳当量和铸型刚度高就可以了，必须全面具备下列条件：
（１）采用高刚度的铸型，防止铸件在凝固期间胀大（我们采用的是反复樁紧的高紧实度的黏土砂干型）。
（２）在不发生石墨漂浮的前提下，采用尽可能高的碳当量（ 3.6~3.8 ％ C ， 2.4~2.6 ％ Si ， 4.3~4.5 ％ CE ），适当的孕育，确保充分石墨化。
（３）采用多道内浇道分散进铁，并用冷铁调节配合，尽可能使铸件各部分同时开始、并同步进行冷却和凝固。从防止石墨化膨胀压力松弛、提高石墨化膨胀利用率考虑，内浇道应在浇注后较快凝固；但内浇道也不能凝固过早，否则液态补缩时间太短，补缩量小，铸件材料含量少，总膨胀量会减少（详见下文）。因此，扁而薄的内浇道未必是最好的截面形状。经过对比之后，采用的是三角形截面（其中 4A 110 曲轴的内浇道是 17 × 17 mm ）。
（４）大量使用冷铁，强化铸件冷却，使铁水进入型腔后，铸件外层迅速冷却、凝固，在内浇道及铸件心部的液态通道凝固封闭之前提早完成一部分收缩，形成体积空缺，及时从液态通道获取补缩液体，增大内浇道的进铁量（亦即增大外部补缩量），提高浇注系统的补缩效果；此外，通过使铸件外层提早凝固结壳，还可以防止铸件胀大。当时由于没有铸造焦和电炉，浇注温度很低（ 1280~ 1300 ℃ ） , 经过多次试验调整后，每根 4A 110 曲轴的冷铁用量仍然多达 47kg ，冷铁／铸件重量比为 60 ％；道奇曲轴相应为 40.5kg 和 58 ％。（同样的曲轴使用冒口补缩工艺时，冒口重量只不过 20 kg 左右）。
（５）适当降低浇注温度，减少液态收缩（浇注温度高，液态收缩增大，冷铁需用量要增大）。
试验和小批生产证明，球铁的碳当量较高，有较大的石墨化膨胀量，但在一般浇注温度下，并不足以完全抵消液态和凝固收缩，因而在无冒口条件下，必须充分利用浇注系统进行补缩。因此，“无冒口铸造”决不是“无补缩铸造”。“冒口补缩工艺”与“无冒口工艺”的区别仅在于前者是大量集中补缩，因而往往采用顺序凝固；后者是分散多点、少量、快速补缩，为此希望尽量达到各区段同时开始、同步进行由表及里的凝固，以防止各区段互相抽吸铁水。
为了验证浇注系统是否有补缩作用，文献 [5] 的作者用水泥型浇注 80mm × 80mm × 100mm 的试块，不加冒口，通过在浇注后不同时间（ 0 ｓ、 5 ｓ、 10 ｓ）切断内浇道的方法，观察试样的缩松变化，结果发现，浇道切断越早，缩松越严重（缩松体积分别为 22.0 、 11.4 、 9 .5 cm 3 ，内浇道不切断为 8cm 3 ）。这说明浇注系统是有一定的补缩作用的。实际上这种补缩作用在浇注过程中已在进行：先入型的铁水在型壁的冷却下开始液态冷却和凝固，由于所产生的石墨化膨胀不能全部抵消液态收缩和凝固收缩，因而产生净收缩而形成体积空缺，使浇注系统可以通过铸件心部尚未堵塞的液态通道及时补充铁水，因此内浇道不宜凝固过早。而由于浇注系统通过直浇道、浇口杯向外敞开，成为卸压出口，因此内浇道截面也不能太大，以免凝固过迟，导致石墨化膨胀压力将液体挤出型腔。而在内浇道截面有限、通流时间较短的情况下，为了提高浇注系统的补缩能力，就必须强化铸件冷却，使铸件加速凝固收缩，型腔内及早产生体积空缺，让较多的铁水尽早进入型腔。在试验过程中，曾多次发现铸件某些部位出现表面缩陷，内部缩松，后来都是通过增加或加大冷铁，并对浇注系统作适当调整解决的。例如，在道奇曲轴无冒口工艺试验初期，曾在头、尾两端都发现表面缩凹，相应部位有内部缩松 [14] （图 9 ），原因是该处没有与冷铁接触，铸件外层不能在内浇道凝固之前及时凝固，完成部分收缩，因而未能及时得到补缩，引起内部缩松并形成负压，进而引起外部缩凹。后来通过加厚冷铁，使该部位直接与冷铁接触，加速其外层冷却和收缩，在内浇道凝固之前获得较多的外部补缩，问题才得到解决。这种情况与采用冒口补缩工艺铸造曲轴是不同的：有冒口充分补缩时，缩松处的外部往往不是缩凹，而是往外胀大，说明液态补缩充足，但铸型刚度不足，缩松是石墨化膨胀引起外形胀大造成的 ( 参看下文图 35) 。

图 9. 道奇曲轴无冒口铸造发现的内部缩松，外部缩凹现象 [14]
　　在国外的无冒口工艺研究中，比较有影响的是 S I Karsay 在上世纪 70 年代发表的观点。他提出的无冒口铸造条件是 [16-18] ：
（１）浇注温度必须低于 1350 ℃ ；
（２）铸件模数必须大于 2.5cm ；
（３）铁水冶金质量有利于石墨化， CE 最好在 4.2 ％～ 4.25 ％，孕育要充分；
（４）内浇道要适当的薄；
（５）铸型刚度要高；
（６）快浇。
　　我们的试验研究比 S I Karsay 观点的发表约早 10 年，与我们的结果比较，他提出的条件可能不够完善：
（１）没有要求强化铸件冷却，内浇道的补缩作用将会不足。
（２）没有强调分散进铁，同步凝固，难以避免凝固进程不同的铸件区段相互抽吸铁水，引起缩松。
（３）对铸件模数的限制未必合理。
在 S I Karsay 所列举的无冒口铸造实例中，既没有采用冷铁强化冷却，也没有建立同时凝固条件。例如他所列举的轮形铸件 [18] ，只采用两道内浇道在外圆局部区段集中进铁（如图 10a ），而且不用冷铁。铸件既没有作内部探伤，也没有进行逐层铣切解剖，更没有在剖面上进行探伤，缩松能否消除，值得怀疑。笔者的实践以及文献报道（如 [19 ， 20] ）都证明，轮形或圆盘形铸件在无冒口的情况下，除了要用冷铁强化冷却之外，宜采用多道内浇道在轮缘外围分散进铁（如图 110b ），或者采用环形雨淋式浇注系统在轮毂顶部分散进铁（如图 10C ），确保铸件各部分同步冷却和凝固。如果采用局部集中进铁，缩孔、缩松总是难免的。

图 10 轮形铸件的三种无冒口铸造工艺
铸件模数大对采用无冒口工艺是有好处的，原因可能是：模数大，凝固速度慢，形核速度慢，共晶团数量相对较少，“糊状凝固”特点相对不明显，铸件内部的液态通道畅通时间较长，石墨化膨胀较迟，既有利于凝固前期让补缩铁水进入铸件内部，也有利于膨胀用于抵消凝固后期的收缩。但凝固过慢，铸件在内浇道封闭前尚未凝固收缩，由于没有体积空缺，会导致补缩液体不能及时进入型腔，使铸件不能获得足够的外部补缩。因此，铸件凝固速度越慢，越要强化冷却，冷铁用量越大。根据锡柴的实践，模数不能小于 2.5cm 的限制未必切合实际。如道奇 T-234 曲轴的模数只有 1.75cm ，照样获得成功；文献 [21] 的研究分析也证实，模数小于 2.5cm 的铸件也可以实现无冒口铸造。但也要指出，模数小的薄件，冷却速度快，石墨析出早，共晶团数量多，“糊状凝固”特点相对比较明显，固－液区扩展快，液态通道容易堵塞，即使采用冒口补缩也较困难，用浇注系统补缩（无冒口工艺）也就更为困难，都会因为液态通道堵塞过早造成外部补缩不足而引起内部缩松和表面缩凹。但大型壳体类薄壁件情况有所不同：一方面由于凝固时间相对较长，液态通道封闭较迟，对液补有利；另一方面，由于内腔砂芯体积大，浇注后受热膨胀（根据 International Meehanite Metal Co.Ltd., UK 提供的资料，砂芯体胀率最大可达４％。膨胀与否、膨胀率大小与砂芯材料、尺寸、浇温、铸件凝固时间、断面厚薄等因素有关）可以抵消部分收缩，因此也可以实现无冒口铸造。例如：
1)各种机床的柜形铸件和其他机械设备的机身壳体，壁厚都较薄，模数较小（小于或远小于 2.5cm ），一般都可以采用无冒口铸造。
2) 锡柴的 16V300 柴油机球铁缸体，主要壁厚为 18mm （模数小于 1 cm ），重 20t ，采用底注浇注系统，缸盖面朝下，先后使用粘土砂干型和呋喃砂型浇注都获得成功。原因是冷速较慢，除石墨化膨胀自补和外补较好外，砂芯膨胀也起到很大的补缩作用。该铸件的主轴承座部位壁厚近约 120mm ，虽然没有冒口补缩，也没有冷铁激冷，并没有发生缩松；而与之相配的轴承盖（厚度与轴承座相同）单独铸造，就必须采用冒口补缩，原因也是前者有砂芯膨胀补缩，后者没有这项补缩。
3) 车用发动灰铁机气缸体也与之相似，主要壁厚一般为 4~ 6mm ，模数更小，一般都采用侧置卧浇无冒口工艺，而且采用湿型生产，不设置任何形式的冒口。即使个别缸体在顶部设置溢流冒口，其作用只不过是排气、排渣，或者防止万一型腔泄漏时（例如浇注后铸型跟随流水线移动而引起砂芯松动时）可以补充铁水，并没有补缩作用。这些缸体的轴承座部位壁厚一般也有 30~50mm ，甚至更厚，即使顶部设热冒口，也不可能通过 4~ 6mm 的薄壁对轴承座进行远距离补缩，由于砂芯膨胀的补缩作用，主轴承部位并不因为没有冒口补缩而产生缩孔、缩松；而与其配套的轴承盖，壁厚相同，由于单独铸造，没有砂芯膨胀补缩，一般都要采用冒口补缩，否则往往要产生缩孔、缩松。
然而对于较小的薄壁壳体件，情况有所不同：由于冷速快，不但液补较差，而且由于铸件在砂芯尚未热透、尚未膨胀之前铸件早已凝固结壳，故其砂芯膨胀不能起补缩作用。（也有个别实例证明，这类铸件通过大幅度提高浇注温度，如 1440~1460 0 C ，使铸件推迟凝固结壳，使砂芯相对提早膨胀，也可以使它们的砂芯起到补缩作用 ) ；而砂芯较小的厚大件（如锡柴的 6300 和 8G300 大型空心曲轴，轴颈外径分别为 220 和 280mm ，内孔砂芯直径为 75 和 100 mm ，重量 1.6 和 3t ），由于铸件凝固缓慢，砂芯膨胀时，铸件还是液态，型腔尚未关闭，只会将液体挤出型腔，因而也不可能通过砂芯膨胀得到补缩。
上述实例说明，铸铁件能够实现无冒口铸造，不能一律归功于石墨化膨胀的自补缩作用，型芯的体积膨胀，以及型腔缩小（亦即型壁向内膨胀）往往也起到重要作用。因此，模数大小的影响不能一概而论。
关于碳当量控制，我们从尽量增大石墨膨胀量考虑，在不发生石墨漂浮的前提下采用尽量高的碳当量。早在 1964 年，我们用厚度约为 0.5mm 的全白口薄片试样定碳，解决了球化后碳量分析不准问题，以 4A 110 曲轴为主要对象，统计出球铁出现石墨漂浮的临界碳当量是 4.55% [22] 。英国铸铁研究学会 1986 年发表的研究结果是 4.50% [23] ，与我们 22 年前的测定结果基本一致。 40 年来，我们对中、大件一直采 4.3%-4.5% ，小件采用 4.4%-4.7% 的碳当量，明显高于 S I Karsay 推荐的数值，到底那一种选择对防止缩孔、缩松是否有利有待进一步验证。
   关于浇注速度，在浇注温度相同的情况下，浇注速度越快，进入铸型内的铁水温度越高，对防止夹渣（特别是铁水氧化产生的二次渣）是有利的，但液态收缩必然增大，因此而对防止缩孔、缩松未必有利。实践证明，在确保各道内浇道同时进铁的前提下，适当降低浇注速度，延长充型时间，可以增加铁水在浇注过程中的温度降低，降低型内铁水温度，相应减少液态收缩，对防止缩孔、缩松反而有利。

1.5 　无冒口铸造对铸型的要求
　　在 4A 110 曲轴各次无冒口铸造试验中，对各档轴颈直径的型腔和铸件尺寸全部进行了测量。 226 组尺寸全部为收缩，平均收缩率为 -2.45 ％。为了对比，对湿型（震动造型＋风枪打实）曲轴也测量了 60 组尺寸，全部为膨胀，平均膨胀率为＋ 1.88 ％。由于测量难度较大，准确度较差，而且，如前所述，型腔在浇注过程中还有所扩大，但仍能说明二者的差别：干型铸件收缩，湿型铸件膨胀。另外，在第一次试验中，曾在浇注后约 15min 发现砂型紧固螺栓被胀断（根据下文图 11 ，该曲轴凝固时间约为 23min ）；之后加强了螺栓，但浇注后仍发现在距离螺栓较远部位，上、下型之间出现缝隙。为何“膨胀力”如此大？原因可能是由于铸型内表面布满冷铁，兼有干型和金属型性质，型腔在铸件凝固期间缩小（图 3 、图 5 ） [5] ，与铸件膨胀力相抵触，因而除阻止铸件膨胀、并使铸件缩小之外，还将上、下型连同砂箱一起撑开。湿型与之不同：浇注后，型腔表面产生低强度的水分迁移层，使铸件容易膨胀；背砂则受热膨胀，砂块脱离箱壁、箱档向上隆起，更利于铸件胀大。因此，湿型不适合用于无冒口铸造，湿型铸件致密度和力学性能比干型低 [14] ，原因亦在于此；而干型要真正达到高刚度，还需配用高刚度的砂箱。
此外，上文已提到，用于无冒口铸造的铸型除了刚度高之外，还要求有较强的冷却能力。因此，除黏土砂干型之外，采用水泥砂型、覆砂铁型、金属型等效果更好。国外有人认为 [25] ，呋喃树脂自硬砂有高的抗压性能，适合于球铁无冒口铸造，笔者实践发现，这种看法不完全正确。 1993 年，我们在用干型无冒口工艺试制 6300ZC 大马力柴油机曲轴成功后，将全套工艺移植到呋喃树脂自硬砂型，投产结果却产生严重的缩松、缩孔，导致多起断轴事故。为了查明原因，除尺寸测量没有发现铸件胀大外，我们还对呋喃砂型曲轴和黏土砂干型曲轴进行材料密度测量对比（在严格规定的４个部位取样，避开有缩孔、缩松部位），并用几种模数不同的立方体试块进行凝固时间对比测定（测定方法：将热电偶置于试块心部，并与长图记录仪连接，测绘各试块的冷却曲线，根据冷却曲线测量凝固时间）。结果分别示于表 1 、表 2 和图 11 。

图 11 凝固时间与试块模数和铸型材料关系

表 2 凝固时间与试块模数和铸型材料关系
试块尺寸 /mm       50 × 50 × 50       75 × 75 × 75       100 × 100 × 100       200 × 200 × 200
模数 M/cm       0.83       1.25       1.66       3.33
凝固时间 / min
      呋喃树脂砂型 t1       3       9       15.6       72.6
      干砂型 t2       2.8       7.15       12.9       51.9
t1 / t2       1.07       1.25       1.20       1.4
由表１可知，呋喃砂型曲轴无缩松、缩孔部位的材料密度与黏土砂干型曲轴基本相同，说明只要浇注后不翻动铸型，呋喃砂型不会胀大，铸型刚度足够（呋喃树脂砂型铸件尺寸精度一般比粘土砂型铸件高与此也有一定关系）。而由表 2 和图 11 可见，呋喃砂的散热速度比黏土砂干型慢得多，而且模数越大，差别越大。对薄小件而言，凝固时间延长不多，内浇道的凝固时间几乎没有延长；但对厚大件 6300 曲轴而言，呋喃砂铸件的凝固时间约为黏土砂干型铸件的 1.4 倍，即使大幅度增加冷铁用量，由于冷铁外围的型砂散热缓慢，铸型冷速仍然偏慢，铸件不能在内浇道凝固前及时凝固收缩，造成液态补缩量不足，成为缩孔、缩松的原因。最后只好在增加冷铁的同时，采用冒口补缩、卧浇卧冷工艺。这个事实再次证明强化铸件冷却对无冒口铸造的重要性。

轻舞飞扬 · 发表于 2013-5-22 21:01:49

小管件可以用无冒口浇铸吗？

晨曦2008 · 发表于 2013-5-23 07:49:01

球铁无冒口铸造是充分利用石墨化膨胀和均衡凝固理论来实现，刚性好的型腔较大件较易实现无冒口铸造，而薄壁小件基本冒口铸造。

lzp580226 · 发表于 2013-5-23 14:54:57

二楼说的很好，球铁无冒口铸造可靠性差，我们也试过10公斤以内的小件，后来还是加了冒口。象10吨以上的风电的轮毂浇注系统应该很复杂，对于热节处还是应该加冒口，并采用冷铁以防止热节部位产生缩孔现象。

ZH112725 · 发表于 2013-5-23 17:10:09

我们大件没有试过无冒口铸造，有一些壁厚均匀，结构简单的小件用过。

光辉铸造 · 发表于 2013-5-24 17:06:35

愈读愈糊涂，太复杂的理论，有解决实际问题的例子吗，有图有理论计算的那种，深入浅出的

二代半农民 · 发表于 2013-5-24 21:46:52

回复 2# xiayaxi

冷冒口设计得当有一定的补缩作用，特别是对于孤立的小热节，或者远离内浇口的缩松区域

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