 圖1：鋁制減震塔結(jié)構(gòu)示意圖 原標(biāo)題：真空壓鑄鋁合金減震塔缺陷分析及改進(jìn) 汽車(chē)車(chē)身結(jié)構(gòu)件如副車(chē)架、減震器支座、后蓋框架、A/B柱等為承載受力件，與汽車(chē)安全性密切相關(guān)。這類結(jié)構(gòu)件通常具有復(fù)雜薄壁、尺寸較大等特征，由于在行駛中要保證汽車(chē)可靠的安全性，這些受力結(jié)構(gòu)件要求高的屈服強(qiáng)度及優(yōu)良的伸長(zhǎng)率。傳統(tǒng)的汽車(chē)結(jié)構(gòu)件大多由多個(gè)鋼制件拼接而成，通過(guò)沖壓、鍛造、焊接、鉚接等工藝生產(chǎn)。隨著節(jié)能減排的要求越來(lái)越高，燃油車(chē)和新能源汽車(chē)都大力推進(jìn)輕量化，因此車(chē)身結(jié)構(gòu)件的輕量化，即“以鋁代鋼”已成必然趨勢(shì)，真空壓鑄工藝技術(shù)和高強(qiáng)韌壓鑄鋁合金的開(kāi)發(fā)十分關(guān)鍵。 減震塔屬于車(chē)身承載結(jié)構(gòu)件，對(duì)屈服強(qiáng)度和韌性要求高，且形狀復(fù)雜，是以鋁代鋼的典型結(jié)構(gòu)件。目前壓鑄鋁合金減震塔已廣泛應(yīng)用于某些中高端車(chē)型。然而，國(guó)內(nèi)壓鑄企業(yè)在該方面的研究開(kāi)發(fā)起步較晚，與大批量穩(wěn)定生產(chǎn)和應(yīng)用還存在一定的距離。 本課題為某主機(jī)廠開(kāi)發(fā)一款新能源汽車(chē)用鋁合金減震塔，對(duì)首輪試生產(chǎn)得到的減震塔壓鑄件的力學(xué)性能較差部位進(jìn)行缺陷分析，并對(duì)其壓鑄成形工藝提出了改進(jìn)措施。 鑄件首次試制及試驗(yàn)檢測(cè) 減震塔基本尺寸為532 mm×365 mm×299 mm，成品質(zhì)量(增加余量后)為4.043 kg，體積為1.53×106 mm3，投影面積為156 735 mm2，基本壁厚在3 mm左右，分左右件（對(duì)稱），其結(jié)構(gòu)示意圖見(jiàn)圖1，可以看出該產(chǎn)品屬于典型的復(fù)雜薄壁零部件。為保證要求的減震塔本體取樣壓鑄態(tài)伸長(zhǎng)率≥5%，采用真空壓鑄工藝制備，合金采用自主開(kāi)發(fā)的新型高強(qiáng)韌壓鑄鋁合金。 試制采用壓鑄機(jī)型號(hào)為IDR3500T，以保證具有足夠的合模力，結(jié)合減震塔的結(jié)構(gòu)特征，確定左、右減震塔按一模兩腔布局設(shè)計(jì)，其整體澆注系統(tǒng)效果圖見(jiàn)圖2。主要壓鑄工藝參數(shù)：壓室長(zhǎng)度為1 250 mm，充滿度為29.64 %，壓鑄時(shí)型腔的真空度為9×103Pa以下，達(dá)到高真空狀態(tài)，壓鑄溫度為680-700 ℃，模溫控制在200 ℃以上。
圖2：減震塔澆注系統(tǒng)設(shè)計(jì) 首次試制時(shí)，鋁液在壓鑄過(guò)程中順利充型，鑄件完整，表面無(wú)明顯缺陷，基本達(dá)到首次試制目標(biāo)。對(duì)減震塔進(jìn)行本體取樣，用WDW3200型室溫拉伸試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行力學(xué)性能檢測(cè)，每個(gè)位置進(jìn)行5組測(cè)試，拉伸速率為2 mm/min；采用OLYMPUS GX51金相顯微鏡、SEM（JEOL JSM6480型掃描電鏡）對(duì)減震塔取樣部位及拉伸斷口進(jìn)行微觀組織形貌觀察。 性能檢測(cè)及分析 為研究減震塔鑄件的力學(xué)性能，進(jìn)行本體取樣，取樣位置及編號(hào)見(jiàn)圖3。取樣位置涵蓋近澆口、遠(yuǎn)澆口、鑄件中部及型腔內(nèi)鋁液流動(dòng)方向激變區(qū)，這些區(qū)域的力學(xué)性能可以代表減震塔鑄件的整體性能。 不同取樣位置的壓鑄態(tài)力學(xué)性能見(jiàn)圖4。對(duì)比可知，2號(hào)、3號(hào)、4號(hào)位置的平均抗拉強(qiáng)度均超過(guò)265 MPa，最大值為271 MPa，其他位置的平均抗拉強(qiáng)度則在250 MPa以下，最小值為247.5 MPa；所有位置的平均屈服強(qiáng)度相當(dāng)，均在150 MPa左右，且波動(dòng)較小，每組試樣測(cè)試差值在7 MPa以內(nèi)；2號(hào)、3號(hào)、4號(hào)位置的平均伸長(zhǎng)率在8%左右，最大伸長(zhǎng)率為9.11 %，滿足設(shè)計(jì)要求，而其他位置的平均伸長(zhǎng)率在4 %左右，其中1號(hào)位置伸長(zhǎng)率最低，僅為1.78 %，遠(yuǎn)低于要求的壓鑄態(tài)伸長(zhǎng)率5 %以上。 影響鑄件抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度的因素主要有基體強(qiáng)度、晶粒尺寸、第二相數(shù)量和分布等。由于檢測(cè)位置的材質(zhì)相同，凝固溫度和冷卻速度基本一致，使得所有取樣位置的強(qiáng)度值基本相當(dāng)。此外鑄造缺陷會(huì)影響鑄件的抗拉強(qiáng)度，但對(duì)其屈服強(qiáng)度影響不大，2號(hào)、3號(hào)、4號(hào)位置的抗拉強(qiáng)度高于其他位置，可能與本身鑄造缺陷較多有關(guān)。 對(duì)壓鑄件來(lái)說(shuō)，除了材料本身，伸長(zhǎng)率的好壞主要與鑄造缺陷有關(guān)。2號(hào)、3號(hào)、4號(hào)位置的伸長(zhǎng)率顯著高于其他位置的伸長(zhǎng)率，可能與這些部位的鑄造缺陷較少有關(guān)。這與抗拉強(qiáng)度分析的結(jié)果一致。
圖3鑄件本體取樣位置
圖4首次試制得到鑄件的不同部位的壓鑄態(tài)力學(xué)性能 根據(jù)鑄件本體的力學(xué)性能結(jié)果，對(duì)1號(hào)、3號(hào)、5號(hào)和6號(hào)位置取樣并進(jìn)行OM觀察，見(jiàn)圖5?？梢钥闯觯形恢玫木Я３叽缁疽恢拢浣M織由細(xì)小的α-Al和共晶組織組成（見(jiàn)圖5c）。但1號(hào)、5號(hào)和6號(hào)部位試樣存在明顯的氣孔，尺寸從十幾μm到幾十μm不等（圓圈內(nèi)所示），而3號(hào)部位試樣的顯微組織則未發(fā)現(xiàn)明顯的氣孔，這與模擬分析及X射線檢測(cè)的結(jié)果一致。氣孔是鋁合金壓鑄件常見(jiàn)的缺陷，其不僅使鑄件的有效受力面積減少，還會(huì)造成鑄件局部應(yīng)力集中而成為裂紋源，最終嚴(yán)重降低合金的伸長(zhǎng)率，一些不規(guī)則氣孔的出現(xiàn)，還會(huì)使合金的抗拉強(qiáng)度下降。
圖5減震塔鑄件不同位置OM形貌.（a）1號(hào)位置，（b）（c）3號(hào)位置，（d）5號(hào)位置，（e）6號(hào)位置 壓鑄件中的氣孔主要由壓鑄充型過(guò)程鋁液紊流卷氣、壓鑄參數(shù)不當(dāng)或壓鑄模具設(shè)計(jì)不合理導(dǎo)致排氣不良、產(chǎn)品壁厚差過(guò)大和鋁液精煉除氣效果差等因素造成。所開(kāi)發(fā)的減震塔采用真空壓鑄工藝，產(chǎn)品壁厚均勻，因此產(chǎn)生氣孔得原因可能是鋁液中含氣量較大、壓鑄參數(shù)不當(dāng)或模具澆注系統(tǒng)設(shè)計(jì)不合理等。 圖6為不同位置拉伸試樣斷口SEM照片。從圖6a和圖6c看出，3號(hào)和5號(hào)位置試樣的拉伸斷口均為準(zhǔn)解理斷裂，斷口中出現(xiàn)明顯的臺(tái)階形態(tài)，其他位置的試樣斷口方式與其一致。從圖6b可以看出，高倍組織中存在大量的韌窩和撕裂棱，韌窩的內(nèi)部存在大量的第二相，通過(guò)能譜分析可知主要為共晶硅和AlMnFeSi相。對(duì)比兩個(gè)位置試樣斷口，發(fā)現(xiàn)5號(hào)位置試樣拉伸斷口中存在氣孔和夾渣等缺陷（圖6a圓圈內(nèi)所示），在1號(hào)位置的試樣斷口中也同時(shí)發(fā)現(xiàn)氣孔和夾渣，6號(hào)、7號(hào)位置試樣斷口中僅出現(xiàn)大量的氣孔；3號(hào)位置的試樣斷口中很少看到明顯的鑄造缺陷，2號(hào)和4號(hào)位置的試樣斷口與3號(hào)位置的組織一致，這導(dǎo)致1號(hào)、5號(hào)、6號(hào)、7號(hào)這些位置伸長(zhǎng)率遠(yuǎn)低于其他位置。通過(guò)多次試樣斷口觀察，發(fā)現(xiàn)6號(hào)、7號(hào)位置試樣斷口中氣孔的尺寸和數(shù)量隨機(jī)性較大，從而導(dǎo)致這兩個(gè)位置的伸長(zhǎng)率波動(dòng)遠(yuǎn)高于其他部位。 根據(jù)鑄件力學(xué)性能檢測(cè)及微觀組織觀察，結(jié)合減震塔本身設(shè)計(jì)，可知力學(xué)性能較差的區(qū)域存在的問(wèn)題在于：1號(hào)位置處于鑄件的遠(yuǎn)澆口區(qū)域，鋁液最后流動(dòng)到該部位，熔體溫度低于其他部位，且隨著鋁液流動(dòng)，型腔內(nèi)的殘存氣體被壓入此處，導(dǎo)致遠(yuǎn)澆口處的氣孔尺寸和數(shù)量明顯高于其他部位，且鋁液中的夾渣最易存在于最后充型區(qū)域；5號(hào)位置雖處于近澆口區(qū)域，然而該區(qū)域的進(jìn)澆口較窄，此處所取的試樣一半處于澆口以外，該處形成鋁液充型時(shí)的流動(dòng)死角，導(dǎo)致產(chǎn)生的氣體和夾渣無(wú)法排出，使該處試樣的伸長(zhǎng)率遠(yuǎn)低于正常值；6號(hào)和7號(hào)位置處于鋁液流動(dòng)方向急轉(zhuǎn)區(qū)域，該區(qū)域充型方向改變角度幾乎為直角，且由于5號(hào)位置的澆口較窄，使得無(wú)充足鋁液流到該處，從而導(dǎo)致這些位置充型困難，易形成卷氣。
圖6減震塔不同部位斷口形貌。（a）3號(hào)低倍，（b）3號(hào)高倍，（c）5號(hào)低倍，（d）5號(hào)高倍 改進(jìn)方案及力學(xué)性能測(cè)試 根據(jù)首次減震塔力學(xué)性能測(cè)試及缺陷分析，確定鑄件整體的屈服強(qiáng)度相當(dāng)，抗拉強(qiáng)度略有變化，而伸長(zhǎng)率差異較大，導(dǎo)致力學(xué)性能較差，主要是該部位存在氣孔和夾渣等缺陷。真空壓鑄時(shí)，氣孔產(chǎn)生與鋁液除氣不充分導(dǎo)致含氣量較高、模具設(shè)計(jì)不合理導(dǎo)致氣體排出不暢、壓鑄工藝參數(shù)設(shè)置不合理如壓射速度過(guò)快造成卷氣、真空閥開(kāi)閉時(shí)間不合理、鑄件壁厚差異過(guò)大及脫模劑不合格等因素有關(guān)；夾渣產(chǎn)生的主要因素歸結(jié)為熔體精煉時(shí)除渣效果不好、鋁液自由表面氧化造渣、模具設(shè)計(jì)不合理導(dǎo)致排渣不完全等。對(duì)本試驗(yàn)中鑄件來(lái)說(shuō)，影響氣孔大小的因素主要與熔體含氣量、型腔本身真空度及模具本身設(shè)計(jì)有關(guān)，而夾渣則與鋁液存在流動(dòng)死角或渣包尺寸太小有關(guān)。 為此，主要通過(guò)以下幾個(gè)方面來(lái)改進(jìn)：①加寬5號(hào)位置的澆道，使其保證鋁液流動(dòng)時(shí)，較為順利地填充側(cè)壁的位置；② 加大1號(hào)位置的渣包尺寸，使鋁液的夾渣和氣體盡可能排入渣包中；③ 進(jìn)一步降低熔體中的含氣量，保證熔體溫度在690-700 ℃之間；④改進(jìn)模具密封性，從而進(jìn)一步提高壓鑄時(shí)型腔內(nèi)的真空度，使其真空度保持在5×103 Pa以下。 圖7是改進(jìn)方案后壓鑄生產(chǎn)的減震塔進(jìn)行本體取樣的力學(xué)性能數(shù)據(jù)。由圖7可知，所有位置的壓鑄態(tài)伸長(zhǎng)率均超過(guò)7.9%，遠(yuǎn)高于要求的5%以上，這為為后續(xù)熱處理進(jìn)一步提高力學(xué)性能奠定了良好的基礎(chǔ)。
圖7改進(jìn)后鑄件不同部位的力學(xué)性能 與圖4相比，減震塔不同位置的平均抗拉強(qiáng)度最低值由原來(lái)225 MPa增加到284 MPa，提高了26%，平均伸長(zhǎng)率最低值由原來(lái)的3.56 %提高到7.13 %，提高超過(guò)100%。由于合金材料及壓鑄參數(shù)無(wú)明顯變化，所以改進(jìn)前后減震塔的屈服強(qiáng)度變化不大。 結(jié)論 （1）真空壓鑄鋁減震塔首次壓鑄后不同位置的抗拉強(qiáng)度值有一定的變化，屈服強(qiáng)度相當(dāng)，而伸長(zhǎng)率差異較大，多個(gè)位置平均伸長(zhǎng)率低于5%，低于要求。組織觀察可知力學(xué)性能較差部位主要存在氣孔和夾渣等鑄造缺陷。
（2）根據(jù)首次試制結(jié)果，制定了改進(jìn)方案。第二次試制后的減震塔整體力學(xué)性能比較平均，相比于第一次試制，鑄件的抗拉強(qiáng)度得到一定的提高，最低值為284 MPa，鑄件的平均伸長(zhǎng)率均超過(guò)7.13%，滿足壓鑄態(tài)伸長(zhǎng)率不低于5%的要求。 本文素材來(lái)自：《特種鑄造及有色合金》雜志社2019年第39卷第03期 |
.jpg)
.jpg)
.jpg)
.jpg)
.jpg)