趙向軍 譚勇敢 周忠毅 吳 凱

中車戚墅堰機車車輛工藝研究所有限公司,常州,213166

0 引言

美國某公司生產的缸徑230系列兩沖程大功率柴油機是當今世界使用范圍最廣的一類中速柴油機，廣泛運用于機車、船舶、工業(yè)發(fā)電等領域。該型號柴油機由于其比功率高、油耗低、檢修方便等特點，深受用戶青睞，據統(tǒng)計已在世界70多個國家累計銷售70 000多臺，其中有40 000多臺仍在運行[1]。龐大的保有量使得維修市場對配件需求旺盛，缸套作為易耗件更是供不應求。為此，國內多家公司先后爭相研制此系列缸套，耗費了大量人力物力，但由于230系列缸套結構復雜，涉及精密鑄造、釬焊、激光淬火、異形孔珩磨等特殊工藝，加工難度大，制造成本高，故國內一直未能攻克技術難點進行批量生產。

對于柴油機氣缸套的加工工藝，國內外眾多學者從缸套材料及成形工藝[2-3]、內孔強化技術[4]、平臺網紋珩磨[5-6]等不同方面進行了相關研究并取得了一定的成果。但多數研究以單一要素為對象或以學術和試驗研究為主，并未進行多要素綜合性研究，也未從產業(yè)化及工程應用方面給出具體指導意見。

因此，在理論研究的基礎上，結合工程應用實際開展230型氣缸套加工工藝的研究，提高國產化技術水平和產品研制質量，降低生產成本，具有重要的技術意義和經濟意義。

1 缸套結構特點分析

氣缸套是柴油機最重要的部件之一，其主要功用是與氣缸蓋、活塞共同構成發(fā)動機的燃燒室，并對活塞起導向作用[7]。氣缸套內表面受高溫高壓燃氣和往復活塞側向力的直接作用，其工作環(huán)境很惡劣。

本文研究的缸徑為230 mm的兩沖程柴油機氣缸套結構復雜(圖1)，由合金鑄鐵缸套本體、水套、進水口法蘭、分水器和連接螺柱等組成。缸套本體中部設有18個掃氣口用于掃入新鮮空氣；缸套的冷卻腔體由缸套本體和水套組合而成，并以掃氣口為界分為上下兩腔，通過掃氣口立柱中間設置的水孔相通，柴油機工作時，缸套冷卻腔內充滿循環(huán)流動的冷卻液用于冷卻缸內受燃燒影響的高溫零部件；進水口法蘭焊接在下水套上，分水器裝配在進水口法蘭中部，以防止高壓冷卻液沖擊缸套孔壁，以上二者組合構成了冷卻液的入口；缸套上端缸蓋墊表面設有12個出水孔和8個連接螺柱，螺柱用于連接缸頭和缸套，出水孔和缸頭冷卻內腔相通，構成了氣缸的冷卻循環(huán)回路。與常規(guī)柴油機氣缸套相比，該缸套具有以下特點。

圖1 缸套結構簡圖Fig.1 The profile structure of cylinder liner

(1)冷卻腔由缸套本體和水套釬焊組合而成，二者材料不同，非整體鑄造。常規(guī)的濕式氣缸套冷卻腔部分由缸套與機體通過密封圈密封配合而成，部分整體鑄造而成；裝配式冷卻腔由于受機體形狀限制，冷卻液分布不均勻，導致冷卻效果差[8]，而且冷卻液容易銹蝕機體；整體鑄造式水腔上下腔連接通道清砂困難容易堵塞，同時加工殘留內腔的鐵屑等污物無法徹底清理，而且若鑄造工藝不過關會導致水腔壁厚偏差大，冷卻效果欠佳。釬焊組合冷卻腔中水套由碳鋼機械加工而成，壁薄且厚度均勻，焊前可清理通水通道和內腔，能輕松解決以上問題。但此種設計理念國內少見，異種材料釬焊冷卻腔工藝性及可靠性未知。

(2)缸套內孔異形，非標準圓柱孔。內孔按特征分為上直孔段、中鼓形段和下直孔段三段，上直孔段和下直孔段為直徑相同的圓柱孔，中鼓形段為一段弧形，最高點處直徑比直孔段直徑大0.4 mm，并要求各連接處光滑過渡。此種設計可提高掃氣效率，優(yōu)化掃氣口附近油膜分布，減少活塞環(huán)通過掃氣口時與缸套之間的磨損。經查閱資料[3]，國內各種型號發(fā)動機缸套均無此種結構設計，無經驗可參考。

(3)內孔上直孔段、中鼓形段需激光淬火強化處理。要求表面硬化率為100%，淬硬層表面硬度大于HRC 55，深度大于0.6 mm。激光淬火后缸套內孔耐磨性大幅提高，可以延長缸套的使用壽命，但表面硬化率100%需淬火帶重疊才能實現，重疊區(qū)域二次淬火容易出現缺陷[9]，工藝難度大。

(4)整個內孔需平臺網紋珩磨處理。平臺珩磨網紋可以改善缸套內表面的油膜分布，優(yōu)化磨合性能，減少拉缸機率，減少機油消耗[10]。本缸套珩磨后直孔段和鼓形段表面要求均勻一致，表面粗糙度Ra達到0.9 μm，網紋參數要求也較高。關于異形內孔的珩磨加工方法未見公開報道，存在技術盲區(qū)。

2 缸套加工工藝研究

針對該缸套的結構特點，經反復論證和試驗，設計的加工工藝路線如下：缸體鑄造→粗加工→時效處理→半精加工→釬焊水套→焊接進水口法蘭→精加工→內孔激光淬火→內孔珩磨→組裝配件→水壓試驗→成品。下面針對鑄造、釬焊、淬火、珩磨等關鍵工藝作深入研究。

2.1 缸體鑄造

2.1.1材料性能要求

缸套本體材料為合金灰鑄鐵，即在灰鑄鐵中加入適量的Cu、Cr、Mo等合金元素，以提高其機械強度和熱強度?；w組織要求珠光體90%以上，A型石墨90%以上，石墨等級3～5級。性能要求抗拉強度大于或等于250 MPa，本體硬度為220～260 HBW。同時要求機械加工后內孔、端面等關鍵部位表面無缺陷；鑄件內部經射線探傷，缺陷等級不能超過2級。

2.1.2鑄造工藝難點

(1)該缸套結構復雜，不規(guī)則型腔較多，非加工面面積大，表面質量要求高，鑄造難度大。

(2)鑄件長達610 mm，最大壁厚差30 mm，所有部位組織和硬度滿足圖紙要求有很大難度。

(3)掃氣口立柱中的18個通水孔直徑僅8 mm，壁厚只有4 mm，造型困難，成形難度大，澆鑄時砂芯容易偏移造成壁厚不均而引發(fā)漏水。

(4)掃氣口附近結構獨特，無法補縮，容易出現縮松等鑄造缺陷。

2.1.3鑄造工藝設計

針對以上特點，本缸套毛坯主體砂芯為覆膜砂泥芯，并且從下至上設置6個。覆膜砂泥芯強度高，表面質量好，使用覆膜砂作為關鍵結構部位的泥芯，保證了缸套復雜結構處的表面質量。同時，掃氣口立柱中18個直徑為8 mm的通水孔泥芯采用鋼筋芯骨固定，增加了強度，防止?jié)茶T時鐵水沖偏或沖斷。澆鑄系統(tǒng)設計成頂雨淋澆注工藝(圖2)，鐵水由缸套上部進入型腔，頂部放置發(fā)熱冒口補縮。采用MAGMA鑄造模擬軟件對該方案進行凝固模擬分析，設置澆注溫度為1 370 ℃，澆注時間為10 s，采用呋喃樹脂砂造型，模擬結果如圖3所示。從凝固過程可以看出，鐵水自下而上順序凝固，可保證鑄件各部位組織致密、性能達標。

圖2 澆鑄工藝 圖3 凝固模擬分析Fig.2 Pouring system Fig.3 Solidification simulation

2.1.4鑄造工藝驗證

按以上工藝制作缸套毛坯，首輪試制發(fā)現缸套上端面出現鑄造缺陷。經分析，原因是鐵水從上部直接澆入型腔，沖刷底部型腔使腔內殘留的砂粒、熔煉爐渣等漂浮至鑄件上部導致夾渣和砂孔，為此，改進毛坯結構，加大缸套上部端面的加工余量，將缺陷“上移”，保證粗加工后可完全去除鑄造缺陷，既可以解決該問題，也可以保證缸蓋墊表面組織致密。改進工藝后，鑄件表面美觀，內部質量、微觀組織、力學性能等均能滿足圖紙要求。

2.2 缸套本體與水套釬焊

2.2.1釬焊分析

缸套為柴油機動力組關鍵零部件，其摩擦磨損性能、冷卻及密封效果對柴油機的工作性能和使用壽命有著非常大的影響，故缸套本體和水套的焊接是否可靠異常關鍵，為此，缸套本體和水套的釬焊需滿足以下要求。

(1)釬焊后不改變母材性能，即缸套本體和水套的基體組織、力學性能等焊接前后不能發(fā)生改變。

(2)釬焊要求釬料能有效潤濕鑄鐵和低碳鋼，與母材結合良好，釬縫連續(xù)且厚度均勻，組織致密，不得有裂紋。

(3)釬焊接頭滿足密封性要求，即冷卻腔充滿75 ℃左右熱水，加壓0.7 MPa保壓至少5 min，不得有任何泄漏。

2.2.2釬焊工藝設計

為滿足以上要求，焊前預處理、釬劑和釬料的選擇、釬焊接頭和工藝方案的設計等至關重要。

(1)預處理。釬焊預處理是否得當是能否獲得優(yōu)質焊縫的重要因素之一。除了常規(guī)的除油和除氧化物處理之外，鑄鐵件釬焊前應對待焊表面進行去石墨處理，防止游離的石墨阻礙釬料對母材的潤濕，影響釬焊質量[11]。清除鑄件表面石墨的方法多樣，結合本缸套的結構特點和工藝經濟性，在常規(guī)預處理的基礎上，通過對待焊表面進行全方位噴砂處理的方式實現。實際操作中，將待焊表面進行嚴格的噴砂，徹底掩蓋機械加工紋路，獲得均勻一致的凹凸粗糙狀表面，方能達到去除游離石墨的目的。

(2)釬劑和釬料。釬料的選擇原則是其液相線溫度需低于母材固相線至少40 ℃，能潤濕母材并有良好的漫流性。為此，本工藝選用含Cr、Zn、Cd、Ni等合金元素的銀基釬料，該釬料釬焊溫度低于灰鑄鐵的奧氏體轉變溫度，可保證缸套的組織和性能不受釬焊熱循環(huán)影響，同時可以提高釬縫的釬著率和結合強度。確定釬料后，根據釬料的固液相溫度范圍和工藝適用性選用釬劑。本工藝選用主要成分為硼酸、硼砂、氟硼酸鉀等的膏狀釬劑，其作用溫度范圍為550～850 ℃，與已選的銀基釬料匹配。該釬劑比普通銀釬劑漫流性好，滲透性更強，能有效配合銀基釬料進行缸套本體和水套的釬焊。

(3)釬焊接頭。根據該缸套特點，釬焊接頭設計為管管套接式，套接配合的間隙需根據理論計算和工件實際情況設計。根據經驗，異種材料焊接推薦的釬焊間隙為0.05～0.13 mm，該間隙為工件達到釬焊溫度時的間隙。但由于水套和缸套本體材料不同，膨脹系數有差異，加熱時水套的膨脹量比本體大，若按常規(guī)設計，釬焊部位配合間隙過大會造成釬料流失，不易形成有效的釬縫，故接頭間隙需根據膨脹后的尺寸設計?？紤]加工誤差等因素，結合各材料的膨脹系數進行理論計算，并在試驗的基礎上，設計常溫狀態(tài)下缸套本體與水套過盈配合，過盈量為0.35 mm左右，保證加熱至釬焊溫度時獲得正確的釬焊間隙。

同時，考慮到工藝經濟性和批量生產可靠性，本缸套采用感應釬焊或爐中釬焊的方式實施釬焊，此兩種方法決定了釬料必須提前放置在釬縫附近區(qū)域，工藝上通過在釬焊接頭附近加工工藝槽(上下水套上下部各兩處)，預先放置絲狀釬料的方式實現。通過以上方式，形成的釬焊接頭如圖4所示。

圖4 釬焊接頭結構Fig.4 Structure of brazing joint

(4)釬焊工藝。將缸套本體和水套釬焊部位精加工至焊前尺寸，除油除銹并噴丸處理；工藝槽內放置釬料后，均勻刷涂釬劑；將水套加熱膨脹后裝配到缸套本體上；為保證釬焊可靠，按照圖5所示的加熱曲線，將工件加熱至釬料液相線溫度以上，釬料熔化后通過毛細作用填充接頭間隙，冷卻后形成釬縫；焊后清理殘留的釬劑，防止腐蝕缸套本體。

圖5 釬焊加熱曲線Fig.5 Heating curve of brazing

2.2.3釬焊后檢測

焊后檢查接頭部位情況如圖6所示，釬縫宏觀形貌均勻美觀，釬著率高。釬縫微觀組織致密，未發(fā)現裂紋、夾雜等缺陷。釬縫寬度均勻，約200 μm。檢查缸套本體和水套的性能以及微觀組織，未發(fā)現有任何變化。按設計要求進行水壓試驗，取10個樣件測試均未發(fā)現滲漏。說明釬焊工藝設計合理，滿足缸套使用要求。

(a)宏觀形貌 (b)釬縫寬度(100×)圖6 釬焊檢測Fig.6 Brazing test

2.3 激光淬火

2.3.1激光淬火分析

本缸套內孔淬火面積大，達2 190 cm2；要求表面100%硬化，淬火帶需重疊，要防止重疊區(qū)域熔化；淬硬層深度要求高，考慮加工余量，深度至少大于0.55 mm；同時，整個淬火區(qū)域變形量要控制在0.03 mm以內，否則后續(xù)珩磨難以加工且加工余量大，影響有效淬硬層深度?？朔陨想y點對激光設備和淬火工藝要求極高。

激光淬火的效果決定于激光功率密度和基材對激光的吸收率，通過調整激光器輸出功率、淬火光斑大小、掃描速度以及吸光涂料狀況等可有效改善激光功率密度和基材對激光的吸收率，從而達到良好的淬火效果[12]。針對本缸套的特點，如何權衡各因素并合理搭配工藝參數成為淬火成功與否的關鍵。

2.3.2淬火工藝設計

為了獲取最佳的淬火工藝參數，對缸套取樣進行淬火正交試驗，篩選各因素的關系和各水平的優(yōu)劣趨勢，選擇三個因子，并各取三個水平：①激光輸出功率1 800 W、2 200 W、2 500 W；②激光掃描線速度5 mm/s、8 mm/s、12 mm/s；③激光光斑直徑5 mm、8 mm、12 mm。

淬火吸光劑選常規(guī)商用涂料，激光器選用5 kW連續(xù)輸出式CO2激光器，鏡頭采用聚集鏡或積分鏡，淬火帶重疊寬度設定為1 mm。試驗總共進行27次，部分試驗因表面熔化嚴重、變形較大等原因，整理數據時均已剔除，表1為篩選后典型的試驗數據。

表1 典型淬火試驗數據

根據試樣實驗結果，激光輸出功率選用2 200～2 500 W、光斑直徑控制在10～12 mm，線速度設為5～8 mm/s時，淬硬層深度和硬度可滿足設計要求，可以按此參數指導整只缸套的淬火。

2.3.3淬火后檢測

按試驗確定的參數進行缸套實物小批量生產，隨機取樣檢測，如圖7所示。淬火帶宏觀形貌均勻連續(xù)，覆蓋率100%。微觀組織以細針狀馬氏體為主，有少量殘余奧氏體，無貝氏體、萊氏體等不良組織。淬火帶外觀良好，重疊區(qū)域無熔化、孔洞等缺陷。檢測微觀組織，淬火帶中心區(qū)域和重疊區(qū)域表面硬度均滿足圖紙和使用要求。

(a)宏觀形貌 (b)微觀組織(25×)圖7 淬硬層檢測Fig.7 Hardening layer test

2.4 內孔珩磨

2.4.1珩磨分析

氣缸套是柴油機主要的摩擦副之一，其珩磨網紋的分布情況(如角度、表面特性)對發(fā)動機機油消耗率、串氣量及磨合有明顯的影響[13]。氣缸套平臺網紋珩磨工藝比較成熟，一般要經過粗珩、精珩、平臺珩磨3個過程。粗珩的目的主要是得到正確的缸套內孔形狀和尺寸，并且內孔表面粗糙度應達到適應后續(xù)加工的基本表面粗糙度，精珩是為了形成均勻的交叉網紋，平臺珩是為了形成平臺支承面。

常規(guī)缸套內孔為標準圓柱形，普通的珩磨頭也只能珩磨標準圓柱形內孔，異形內孔設計及珩磨方法未見公開報道。張明興等[14]發(fā)明了一種可同時實現精珩和平頂珩磨的珩磨頭，僅僅解決了在普通珩磨設備上難以增加平頂珩磨的問題；楊沁等[15]研究了一種可調節(jié)的珩磨頭機構，可以根據內孔的體積實時調節(jié)油石的徑向進給量，保證了內孔的加工精度，但也只能珩磨規(guī)則圓柱孔；戴利收等[16]通過設計一個導向裝置，解決了珩磨加工時待加工面容易與油石碰傷，無法保證加工面表面粗糙度的問題，延長了油石的使用壽命。以上文獻為代表的多數研究僅僅是在油石進給控制、珩磨精度優(yōu)化、珩磨效率提升等方面進行了改進研究，本質上還是只能實現單一孔徑內孔或外圓的珩磨，無法實現異形內孔的珩磨。

故本缸套異形內孔珩磨無成熟技術或工藝可以利用，需創(chuàng)新性設計專用珩磨頭。同時，本缸套平臺網紋要求較高，油石的材質和硬度、珩磨壓力和珩磨往復次數等各工藝參數需試驗后確定。

2.4.2珩磨頭及珩磨工藝設計

(1)異形內孔珩磨頭設計。如圖8所示，異形內孔珩磨頭設計打破了常規(guī)珩磨頭的設計思路，通過以下結構特征組合實現異形內孔的珩磨：①將常規(guī)的油石長度方向平行于珩磨頭軸線固定改為垂直于珩磨頭軸線固定，保證珩磨頭主軸上下往復移動時油石工作面能緊貼在異形內孔表面，避免油石卡住或斷裂。②將油石的頂出機構由常規(guī)的上下部均為剛性同步頂出改為上部彈性下部剛性不同步頂出。上部彈性頂出通過臺階頂銷和彈簧作用實現，下部剛性頂出通過圓柱頂銷作用實現。上下部頂出機構配合實現油石的柔性和傾斜頂出，保證異形內孔珩磨時油石能時刻緊貼異形待珩磨面。③將油石的橫向和縱向截面由常規(guī)的直線形修整為圓弧形，以適應所加工工件橫截面的曲率半徑變化(圓形)和縱截面的曲率半徑變化(曲線形狀)。以上結構特征保證了油石能夠時刻緊貼待珩工件曲內孔表面并能隨形珩磨，實現異形內孔的珩磨加工。根據以上思路設計異形內孔珩磨頭經實際使用驗證穩(wěn)定有效，已獲得國家發(fā)明專利授權。

圖8 異形內孔珩磨頭Fig.8 Structure of honing head for non-circular hole

(2)珩磨工藝設計。該缸套內孔結構分為上直孔段、下直孔段和掃氣口鼓形段三段，從熱處理方式上又分為淬火段和不淬火段。簡言之，就是同一內孔表面各處狀態(tài)不同，同一次珩磨行程各處磨削量不同，從而導致珩磨工藝較為復雜。經多次試驗，得出高效的珩磨工藝要點如下：首先，三段結構異形內孔一次珩磨在原理上無法實現，需分段珩磨。先利用異形內孔珩磨頭珩磨掃氣口鼓形段，通過設置珩磨頭的行程控制鼓形區(qū)域的起止范圍，再利用普通珩磨頭珩磨上下直孔段，保證直孔段與鼓形段光滑過渡。其次，上直孔段和掃氣口鼓形段激光淬火后表面硬度較高，需先使用金剛石砂條珩磨出網紋，再使用常規(guī)砂條珩磨出平臺網紋效果。再者，淬火段與不淬火段硬度不同，容易珩磨出波浪形內孔，加之淬火變形，珩磨時需實時調整珩磨壓力和各段的珩磨往復次數，從而控制各處磨削量，以確保整個內孔尺寸、形位公差、平臺網紋效果均勻一致。

2.4.3珩磨網紋效果

用異形內孔珩磨頭和上述工藝思路確定工藝參數對缸套內孔進行珩磨加工，加工后缸套內孔平臺網紋表面效果良好，表面粗糙度Ra為1.0 μm左右，溝槽分布均勻(圖9)，網紋參數均滿足圖紙要求。測試10只缸套，其內孔直孔段、鼓形段同軸度均在0.03 mm以內，交接區(qū)域過渡規(guī)整自然，淬火段與不淬火段粗糙度均勻一致，滿足使用要求。

圖9 平臺珩磨網紋形貌Fig.9 Plateau honed surfaces

3 使用情況

缸徑230系列柴油機市場保有量大，主機和維修市場缸套需求強勁。自該缸套2012年克服鑄造、釬焊、激光淬火、內孔珩磨等關鍵工藝難題成功國產化以來，本公司先后給美國、印度、巴基斯坦等國供貨了2 000余只，累計為公司貢獻利潤約1 000萬人民幣。該缸套批量生產工藝質量穩(wěn)定，服役性能良好，得到了客戶的一致好評。

4 結論

(1)缸套鑄造采用大量覆膜砂泥芯保證掃氣口等復雜部位的表面質量，采用頂雨淋澆鑄工藝使?jié)茶T溫度均勻分布，保證了鑄件性能和外觀質量。

(2)缸套本體與水套的釬焊需進行嚴格的焊前預處理，設計接頭為管管套接式過盈配合，在接頭附近加工工藝槽預置銀基釬料，通過爐中加熱或感應加熱的方式實現釬焊。

(3)內孔淬火激光輸出功率為2 200～2 500 W，光斑直徑為10～12 mm，線速度為5～8 mm/s時，淬硬層深度和硬度均滿足要求，表面規(guī)整無缺陷。

(4)設計了異形內孔珩磨頭，通過分段珩磨的方式，考慮硬度差別、淬火變形等因素，搭配使用不同材質、硬度的砂條，實現了缸套內孔的平臺網紋珩磨。