原標(biāo)題：高速磁浮車用ZL105A合金搖臂殼體鑄件鑄造工藝研究

摘 要：采用ZL105A合金生產(chǎn)搖臂殼體鑄件。針對(duì)ZL105A合金以及鑄件的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及性能要求，從熔體精煉、合金化、鑄造工藝設(shè)計(jì)和ProCAST仿真等4個(gè)方面開展了ZL105A合金的綜合性能優(yōu)化，并分析了搖臂殼體鑄件的鑄造工藝要點(diǎn)。結(jié)果表明，采用六氯乙烷與氬氣旋轉(zhuǎn)噴吹復(fù)合精煉，配合Be合金化，可有效提升ZL105A合金的綜合力學(xué)性能。采用低壓砂型澆注工藝，配合底注式+縫隙澆注系統(tǒng)和厚大部位放置冷鐵的方式，可生產(chǎn)出內(nèi)部質(zhì)量良好的搖臂殼體鑄件，鑄件本體抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、伸長(zhǎng)率最高可達(dá)318 MPa、261 MPa、5.6%，本體疲勞性能、內(nèi)部質(zhì)量與尺寸均滿足設(shè)計(jì)指標(biāo)要求。

高速磁懸浮列車是我國交通領(lǐng)域的重點(diǎn)發(fā)展對(duì)象。搖臂殼體鑄鋁件是時(shí)速600 km高速磁浮車行走系統(tǒng)的關(guān)鍵承力部件，對(duì)本體力學(xué)性能、本體疲勞性能要求較高的鋁合金鑄件，鑄件質(zhì)量直接關(guān)系整車運(yùn)行安全性與可靠性。為突破國外的供應(yīng)封鎖，為實(shí)現(xiàn)我國600 km級(jí)及以上無輪軌高速列車關(guān)鍵部件的自主供應(yīng)保障，形成自主知識(shí)產(chǎn)權(quán)與完整的技術(shù)迭代升級(jí)，搖臂殼體鑄件的國產(chǎn)化研制具有重要意義。

本課題針對(duì)搖臂殼體鑄件綜合性能要求較高，除要求較高的本體力學(xué)性能外，對(duì)鑄件的本體疲勞性能以及整個(gè)制件的可靠性也提出了明確的要求。鑄件采用的ZL105A合金，為鑄造Al-Si-Cu合金，含1%左右的Cu，相比ZL101A具有更高的強(qiáng)度和更好的氣密性。本課題以搖臂殼體鑄件為研究對(duì)象，綜合考慮合金特性和鑄件的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及服役要求，從澆注工藝、熔體處理等方面入手進(jìn)行了分析研究，可為高速磁浮車行走系統(tǒng)用其他關(guān)鍵部件提供工藝設(shè)計(jì)參考。

1、鑄件結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及技術(shù)要求

搖臂殼體鑄件外形尺寸約為1 200 mm×160 mm×80 mm（見圖1）；鑄件為整體平板結(jié)構(gòu)，且壁厚較?。ㄆ骄诤窦s4 mm），存在多處熱節(jié)區(qū)。為I類鑄件，要求本體切取力學(xué)性能：抗拉強(qiáng)度≥280 MPa，屈服強(qiáng)度≥235 MPa，伸長(zhǎng)率≥3%。鑄件需承受至少1 000萬次的疲勞循環(huán)載荷，要求鑄件本體切取疲勞性能滿足：當(dāng)R=-1，疲勞最大應(yīng)力90 MPa時(shí)，疲勞壽命不小于107次。

圖1:搖臂殼體鑄件三維模型

2、試驗(yàn)材料與方法

鑄件采用ZL105A合金，化學(xué)成分符合GB/T 1173-2013的要求。采用電阻爐進(jìn)行合金熔煉，將高純鋁、Al-12Si、Al-50Cu中間合金放入鑄鐵坩堝，850 ℃保溫至完成熔化后，攪拌30 min；降溫至700 ℃，加入純Mg，將熔體攪拌15 min。采用不同質(zhì)量分?jǐn)?shù)[0.6%、0.78%的精煉劑（C2Cl6）]和Ar精煉噴吹20 min的方式對(duì)熔體進(jìn)行除氣、除渣，加入Al-5Ti-1B絲進(jìn)行細(xì)化處理，采用砂型低壓鑄造進(jìn)行生產(chǎn)，得到的鑄件化學(xué)成分見表1。

表1:鑄件的化學(xué)成分 %

對(duì)鑄件進(jìn)行T6熱處理（525 ℃×6 h固溶,水淬,160 ℃×5 h時(shí)效）。在MTS-Landmark試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行室溫拉伸性能和高周軸向疲勞性能測(cè)試，試樣尺寸符合GB/T 228.1-2010要求[4]。拉伸速率為1 mm/min，疲勞試驗(yàn)應(yīng)力比R=-1，最大應(yīng)力90 MPa，加載頻率為120 Hz。采用LEICA DM1750M金相顯微鏡觀察鑄件的顯微組織，采用Sigma 300掃描電鏡觀察拉伸斷口組織。采用RT-CQ1000型鋁熔體測(cè)氫儀測(cè)試熔體氫含量。

3、試驗(yàn)結(jié)果與討論

3.1 ZL105A合金熔體處理

搖臂殼體鑄件需具備較好的本體疲勞性能，這要求鑄件的微觀組織致密，且嚴(yán)格杜絕縮松、裂紋缺陷存在，需重點(diǎn)控制鑄件的針孔缺陷程度。ZL105A合金中的Si含量為4.5%~5.5%，Mg含量為0.40%~0.55%，合金吸H傾向較嚴(yán)重，容易產(chǎn)生針孔，常規(guī)熔煉方式下熔體中固溶的H較多，鑄件在凝固過程中易產(chǎn)生超標(biāo)的針孔缺陷，因此采用加強(qiáng)精煉的方式降低鑄件中的針孔度。

圖2為在加強(qiáng)精煉前、后的試塊斷口情況。由圖2a可以看出，精煉后的熔體斷口呈灰色，且斷面存在明顯的大尺寸白點(diǎn)（針孔）和少量黑色夾雜。增加精煉劑用量，然后采用高純氬氣噴吹處理（噴吹20 min）后的斷口見圖2b，可見斷面白點(diǎn)（針孔）數(shù)量明顯減少且白點(diǎn)尺寸明顯變小，熔體冶金質(zhì)量提升明顯。在精煉過程中，C2Cl6在高溫下分解產(chǎn)生的Cl2以小氣泡形式從合金液中排出，將熔渣吸附一并排出，而同時(shí)由于H分壓的原因，Cl2可以吸附、溶解部分合金液中的H，但由于C2Cl6精煉形成的氣泡較大、數(shù)量少，吸H效果并不理想；而高純氬氣噴吹方式是利用設(shè)備控制、減小氣泡尺寸，可以更好地吸附合金液中的H，但由于氣泡太小，上浮浮力不足，排渣效果略差。因此，使用適當(dāng)加量的C2Cl6精煉并配合高純氬氣精煉，可以得到較好的熔體凈效果。

圖2:不同精煉工藝下的斷口形貌分析

圖3為合金加Be與不加Be的單鑄試棒高倍金相組織（Be加入量為0.15%）。表2為加Be與不加Be的熔體氫含量對(duì)比情況。可以看出，加Be的鋁熔體氫含量明顯低于不加Be的，且加Be的鋁熔體中共晶Si相更細(xì)小，這與MORTEZA R等的研究結(jié)論一致。由于熔體中Fe的存在，Be與Fe形成Be-Fe析出相，該相的結(jié)晶溫度高于共晶Si結(jié)晶溫度，在凝固過程中作為共晶Si的形核核心，產(chǎn)生一定的共晶Si細(xì)化效果。同時(shí)，由于Be的存在，其會(huì)先一步與O結(jié)合，形成體積增加的BeO，封閉包括合金流動(dòng)時(shí)產(chǎn)生的新生表面等所有外露表面的氧化膜裂紋，減緩合金液氧化速度，減少熔體吸H，維持了合金內(nèi)部純凈度。

圖3:ZL105A合金金相組織

表2:加Be與不加Be的ZL105A合金鋁液中的氫含量μg/g

3.2 鑄造工藝設(shè)計(jì)及數(shù)值模擬

搖臂殼體鑄件局部存在熱節(jié)區(qū)域，因此在熱節(jié)處下方均設(shè)置內(nèi)澆道，避免補(bǔ)縮不足造成的內(nèi)部縮松缺陷。由于鑄件高度僅為160 mm、寬度為80 mm，立面平均壁厚僅為4 mm，綜合考慮造型、開箱的易操作性和補(bǔ)縮有效性，采用底注式+縫隙式澆注系統(tǒng)，采用低壓鑄造方式成形（見圖4）。以此澆注系統(tǒng)，計(jì)算鑄造工藝合理性。

圖4:搖臂殼體澆注系統(tǒng)設(shè)計(jì)示意圖

采用ProCAST模擬軟件，對(duì)搖臂殼體鑄件的鑄造過程進(jìn)行模擬計(jì)算，模擬所用的澆注工藝參數(shù)見表3。

表3:澆注工藝參數(shù)

圖5和圖6分別為搖臂殼體凝固過程中溫度場(chǎng)和固相率?？梢钥闯?，金屬液充型后在凝固過程中搖臂殼體鑄件溫度梯度分布合理，最后凝固的區(qū)域集中在底部澆注系統(tǒng)上，這樣可保證鑄件在凝固時(shí)按順序凝固，鑄件可獲得較好的組織及較高的力學(xué)性能。

圖5:搖臂殼體凝固過程中的溫度場(chǎng)

圖6:搖臂殼體凝固過程中的固相率

圖7為根據(jù)Niyama判據(jù)判斷縮松可能出現(xiàn)的位置。模擬結(jié)果顯示，該工藝條件下，熱節(jié)部位都得到了有效補(bǔ)縮，鑄件整體無縮松。圖8為模擬充型過程中鋁液的壓力分布與傳遞情況?？梢钥闯?，低壓充型時(shí)鋁液壓力從下至上，逐漸降低，建立了良好的順序凝固壓力梯度，可以實(shí)現(xiàn)鑄件的有效補(bǔ)縮。

圖7:搖臂殼體凝固過程中的縮松率

圖8:搖臂殼體澆注過程中的壓力分布

綜合以上模擬結(jié)果可以看出，搖臂殼體鑄件的澆注工藝設(shè)計(jì)合理。此外，為進(jìn)一步保障實(shí)際生產(chǎn)過程中的鑄件內(nèi)部質(zhì)量，采取在厚大部位設(shè)置隨形冷鐵（冷鐵厚度為10 mm，見圖9中紅色區(qū)域），加快激冷；同時(shí)，在橫澆道與內(nèi)澆道交匯處設(shè)置過濾網(wǎng)，降低鑄件本體夾雜風(fēng)險(xiǎn)。

圖9:冷鐵布置與本體切取位置示意圖

4、生產(chǎn)驗(yàn)證

按上述工藝生產(chǎn)搖臂殼體鑄件，鑄件實(shí)物見圖10。經(jīng)X光檢測(cè)，鑄件內(nèi)部未發(fā)現(xiàn)縮松缺陷，這與Procast模擬計(jì)算結(jié)果一致；鑄件未發(fā)現(xiàn)針孔和夾雜，內(nèi)部質(zhì)量符合GB 9438-2008 I類鑄件要求，實(shí)現(xiàn)了一次試制成功。采用三坐標(biāo)測(cè)試平臺(tái)對(duì)搖臂殼體進(jìn)行尺寸檢驗(yàn)，所有尺寸合格。對(duì)鑄件進(jìn)行解剖，搖臂殼體鑄件本體取樣力學(xué)性能與疲勞性能見表4，均滿足技術(shù)指標(biāo)要求。本體切取試樣的拉伸斷口見圖11，可以看出整個(gè)斷面存在大量的撕裂棱，斷口呈現(xiàn)較多的韌窩和小解理面，韌窩數(shù)量較多，且深度較深，呈韌性斷裂與解理斷裂的混合斷裂。斷口未見明顯縮松、氣孔等缺陷，整體塑性較好。

圖10:合格的搖臂殼體鑄件

表4:鑄件本體取樣的力學(xué)性能與疲勞壽命

圖12為搖臂殼體本體疲勞試樣斷口形貌?？梢钥闯?，裂紋源在近表面（裂紋源處未觀察到氧化物、縮松、針孔等缺陷，裂紋源或始于試棒加工應(yīng)力集中部分），裂紋萌生和擴(kuò)展區(qū)占整個(gè)斷口的比例較大（近40%），表現(xiàn)出良好的疲勞性能。在裂紋擴(kuò)展區(qū)發(fā)現(xiàn)一些光亮的平面，可能由于在裂紋擴(kuò)展過程中上、下平面相互磨損造成的。在瞬斷區(qū)可以看到大量的撕裂棱與細(xì)小韌窩特征，以塑性斷裂和為主，混合解理斷裂，表現(xiàn)出良好的塑性，這與拉伸斷口表面出來的特征一致。

圖11:鑄件本體拉伸斷口組織

圖12:鑄件的本體疲勞斷口組織

5、結(jié)論

(1) 通過復(fù)合精煉和添加Be，ZL105A搖臂殼體鑄件本體取樣性能：抗拉強(qiáng)度為318 MPa，屈服強(qiáng)度為261 MPa，伸長(zhǎng)率為5.6%，疲勞壽命大于107次，鑄件表現(xiàn)出良好的綜合性能。

(2) 基于ProCAST模擬計(jì)算結(jié)果，采用砂型低壓鑄造方法，配合底注式+縫隙式澆注工藝，研制出內(nèi)部質(zhì)量合格的搖臂殼體鑄件。

文章作者

黃粒 高艷麗 劉崇證 王海龍 杜旭初

中國航發(fā)北京航空材料研究院
北京市先進(jìn)鋁合金材料及應(yīng)用工程技術(shù)研究中心

本文來自:《特種鑄造及有色合金》雜志2022年第42卷第1期