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輕量化是新能源汽車實現(xiàn)節(jié)能減排、提高續(xù)航里程的有效方法。輕量化技術(shù)主要通過結(jié)構(gòu)、材料和工藝的創(chuàng)新實現(xiàn)，以優(yōu)質(zhì)的鋁合金壓鑄替代鑄鋼，是實現(xiàn)材料輕量化的重要途徑。壓鑄生產(chǎn)具有高效及高互換性的優(yōu)點，貼合汽車產(chǎn)業(yè)生產(chǎn)需求。但壓鑄生產(chǎn)中可能產(chǎn)生的氣孔、縮孔等缺陷，嚴重影響鋁合金及其產(chǎn)品質(zhì)量和使用范圍。為保障鑄件質(zhì)量，借助數(shù)值模擬軟件輔助鑄造工藝設計及優(yōu)化已成為常態(tài)，筆者以曲軸箱前油封為研究對象（以下簡稱“前油封”），利用FLOW-3D CAST軟件進行數(shù)值模擬分析，通過優(yōu)化設計工藝，實現(xiàn)減少鑄造內(nèi)部缺陷，提高鑄件質(zhì)量的目的。

曲軸箱前油封鑄件材質(zhì)為AlSi9Cu3，是最常見的壓鑄合金之一，具有良好的鑄造性能、力學性能、流動性、氣密性、抗熱裂性、較好的切削加工性能和拋光性。該合金牌號源自德國，廣泛應用于歐美國家的汽車工業(yè)，制造轎車車身和重載汽車零部件，綜合性能良好。

圖1為鑄件的三維模型圖，其輪廓尺寸為255 mm×168 mm×50 mm，成品質(zhì)量0.9 kg。最小壁厚1.45 mm，最大壁厚12.4 mm，平均壁厚3.7 mm。此鑄件有多個結(jié)構(gòu)孔，油封孔直徑40 mm，其余孔直徑在5~10 mm范圍內(nèi)，需要鑄出。此零件采用高壓鑄造的生產(chǎn)方式，開模后去除澆注系統(tǒng)和集渣包，打磨殘留內(nèi)澆口，通過噴丸緊實表面，對紫色部位表面進行機械加工，最后完成目視檢測及氣密性檢測。

(a)鑄件模型-正面

 (b)鑄件模型-反面

圖1 前油封鑄件模型圖

要求鑄件內(nèi)部的任意截面中，最大單個孔隙的直徑小于3 mm，截面處孔隙總面積的占比低于5%；加工表面不允許有大于1 mm的氣孔，表面不能存在裂紋、欠鑄等缺陷。

圖2顯示了油封端蓋的厚度分布信息，鑄件的不同部位在厚度上存在較大差異。為分析鑄件結(jié)構(gòu)與內(nèi)部質(zhì)量的關(guān)系，將鑄件以厚度情況和位置劃分為4個區(qū)域。由于壁厚存在差異，將會對不同部位的充型和凝固過程產(chǎn)生顯著影響，進而影響最終的產(chǎn)品質(zhì)量，為此需要為不同區(qū)域設置合理的充型條件。

（1）邊緣區(qū)域：涵蓋鑄件右側(cè)及上部的邊緣，該區(qū)域狹長且包含數(shù)個型芯。與中心平板區(qū)域所在平面存在14.5 mm落差，兩者通過平均厚度為4.5 mm的垂直通道連接。

（2）中心平板區(qū)域：位于鑄件的中心，由大面積平面、筋板和U型結(jié)構(gòu)組成，平板區(qū)域厚度3 mm，是表面積最大的區(qū)域。同時還與其余三個區(qū)域相連接，由于壁厚較薄，充型時金屬液快速通過，需要防范液流發(fā)生飛濺情況。

（3）厚壁區(qū)域：位于鑄件左側(cè)，是鑄件中壁厚與體積最大的區(qū)域，充型時需要的流量較大。此區(qū)存在大量型芯，使得排氣較為便捷，但易形成熱節(jié)，凝固較慢。

（4）底部區(qū)域：位于鑄件底部位置，與中心大平板區(qū)域垂直，圖2（b）顯示在底部區(qū)域也存在厚壁部分。 

（a）鑄件厚度分布-后視圖

（b）鑄件厚度分布-底視圖

圖2 前油封鑄件厚度分布

壓鑄前油封鑄件缺陷的位置及缺陷表征如圖3所示，通過檢測確定鑄件內(nèi)部存在質(zhì)量問題。

X射線探傷發(fā)現(xiàn)：在A、B、C三處出現(xiàn)內(nèi)部孔隙。將試樣缺陷位置剖切，截面存在明顯宏觀缺陷，由于缺陷凹坑較深，采用大景深掃描電鏡對缺陷處形貌進行表征分析，結(jié)果顯示：缺陷的外形輪廓不規(guī)則，表面凸凹不平且整體形狀不規(guī)則。而鑄造中的氣孔缺陷通常呈圓形或近似圓形，孔壁光滑表面反光，因此可以推測這些缺陷是由收縮形成。同時，由于鑄件具有較多的機加工表面，在加工過程中鑄件表面偶爾會出現(xiàn)細小且集中的皮下氣孔，此問題同樣會影響產(chǎn)品的合格率。

圖3 鑄件、缺陷的X射線圖像、宏觀照片及掃描電鏡圖（500×）

通過實際檢測確定缺陷的位置和形貌，進而分析推測產(chǎn)生缺陷的原因。利用FLOW-3D CAST軟件，對壓力鑄造過程進行數(shù)值模擬，分析澆注系統(tǒng)對充型速度場、凝固溫度場和壓力場的影響。為了解缺陷形成的過程及原因，通過分析模擬結(jié)果，推測原工藝過程可能導致缺陷產(chǎn)生的因素，并優(yōu)化設計工藝以消除缺陷。

原壓鑄工藝設計方案三維模型如圖4所示，內(nèi)澆口分布于鑄件外輪廓，1~6號內(nèi)澆口厚度2.5 mm，長度依次為14、12、24、22、26、27 mm。澆注溫度665 ℃±15 ℃，模溫180 ℃±30 ℃，壓射速度4 m/s±1 m/s，最終靜壓力102 MPa±10 MPa，冷卻時間15 s±3 s。

圖4 原壓鑄工藝設計方案(1~6號為內(nèi)澆口）

充型速度場如圖5所示，分析速度場對鑄件質(zhì)量的影響需結(jié)合充型部位的鑄件體積分布情況，當鑄件以A-B線為界分為兩半時（圖4），A-B線以左的體積為180 cm³而右側(cè)體積僅有97 cm³，為此，壓射系統(tǒng)也做出了相應調(diào)整。

根據(jù)內(nèi)澆口的填充速度，將6個內(nèi)澆口分為兩類：其中1、2、3號內(nèi)澆口鋁液充填速度較快，以“噴射”狀態(tài)充型，稱為Ⅰ組，鋁液通過內(nèi)澆口增壓后以直線或近直線的方式快速向鑄型內(nèi)填充；4、5、6號通過的鋁液速度低于Ⅰ組，表現(xiàn)為“噴射流”狀態(tài)充型，設為Ⅱ組，離開內(nèi)澆口7~8 mm后沖擊鑄型型壁，經(jīng)過兩次直角轉(zhuǎn)向損失了部分動能。原工藝中設置兩類內(nèi)澆口是為盡可能保障壁厚不同的部位充型能同步協(xié)調(diào)進行。

Ⅰ組的1、2號內(nèi)澆口填充厚壁區(qū)域，充型過程中其填充速度保持在45 m/s，將澆口分為兩段，是為了避免沖擊澆口附近的通孔型芯，防止鋁液劇烈飛濺。3號內(nèi)澆口緊鄰橫澆道，最先開始充型，鋁液受型壁及型芯阻礙，首先對內(nèi)澆口前沿的邊緣區(qū)域充型，而后向中心平板區(qū)域擴散。受充型前端空間限制，回流鋁液的阻礙，使得部分時間段內(nèi)3號內(nèi)澆口的填充速度低于45 m/s。

Ⅱ組內(nèi)澆口受橫澆道結(jié)構(gòu)影響，充型較晚。4、5和6號內(nèi)澆口的充型狀態(tài)相似，填充對應內(nèi)澆口所在的邊緣區(qū)域后，擴散向兩側(cè)及中心平板區(qū)。由于邊緣區(qū)域和中心平板區(qū)域的14.5 mm落差，使Ⅱ組內(nèi)澆口的鋁液對中心平板區(qū)的填充速度低于22.5 m/s，延緩了A-B線右側(cè)區(qū)域的充型進度，盡可能協(xié)調(diào)不同壁厚部位的充型順序。

圖5 原方案充型過程中的速度場

將充型模擬結(jié)果與圖3缺陷位置結(jié)合分析，驗證實驗分析的猜想。圖5(f)中A、B兩處位于充型最末端，在充型和凝固時情況相似，可以合并考慮，兩處厚度均大于中心平板區(qū)，當鋁液從中心平板區(qū)域涌出進入厚壁空間時，鋁液將離開型腔壁呈噴射狀態(tài)，這種狀態(tài)稱為“再噴射”，再噴射部位容易出現(xiàn)氣孔和縮孔缺陷，應當盡量避免。C處位于1、2號內(nèi)澆口前端，與內(nèi)澆口的間距約為60 mm，且兩者中間設有多個型芯，使內(nèi)澆口處壓力和補縮金屬流難以傳遞至C處區(qū)域，且C處處于整個鑄件壁厚最大的區(qū)域，此處凝固較晚，易產(chǎn)生收縮缺陷。

凝固過程模擬結(jié)果如圖6所示，凝固模擬采用壓鑄充型的數(shù)據(jù)進行接續(xù)性分析，所以圖中的時間是從鋁液進入料柄開始計時的。合金的固相線溫度為497.3 ℃，圖6在1.5 s左右中心平板區(qū)域開始凝固，在2.2 s時內(nèi)澆口凝固不再起到補縮作用，此時鑄件邊緣區(qū)域變?yōu)楣滔?，但A、B和C三處及厚壁區(qū)域尚未凝固。在2.9 s時三處缺陷周圍開始凝固，直到3.4 s左右型腔內(nèi)基本凝固。通過分析凝固順序能夠看出，內(nèi)澆口的凝固時間早于缺陷部位，削弱了壓力補縮作用，同時缺陷部位與內(nèi)澆口間距離較遠，壓力也難以傳導。凝固時壓力較低、補縮不足和凝固晚都會增大鑄件產(chǎn)生收縮缺陷的可能，結(jié)合實驗表征和理論分析，判斷缺陷類型為縮孔。

圖6 原工藝鑄件凝固過程

4.1 優(yōu)化工藝方案1

方案1三維模型如圖7所示，此方案在原工藝基礎(chǔ)上對壓射系統(tǒng)進行了改動，將3號內(nèi)澆口由24 mm擴大為32 mm，方案1的充型速度場模擬結(jié)果如圖8所示。

圖7 優(yōu)化工藝方案1

由圖8(c)中看到：改動后3號內(nèi)澆口流量增大，更早完成內(nèi)澆口前端的充型，之后鋁液在通過型芯間隙充型的同時，會分流并越過型腔中邊緣和中心平板區(qū)域的平面落差。3號內(nèi)澆口分流的鋁液與4號內(nèi)澆口的鋁液匯合，所以圖8(d)中由3、4、5號內(nèi)澆口同時對平板區(qū)域進行充型，改善了鑄型在4、5和6號內(nèi)澆口前端區(qū)域的排氣情況。

圖8 優(yōu)化工藝方案1速度場

壓射速度不變的情況下，單位時間內(nèi)各內(nèi)澆口鋁液的總流量不變，所以改變內(nèi)澆口尺寸對其余未變動的內(nèi)澆口同樣具有一定影響。3號內(nèi)澆口的擴大使另外5個內(nèi)澆口的填充速度均有所下降。但從最終結(jié)果看，方案1的調(diào)整僅對充型順序產(chǎn)生變化。在充型前期，調(diào)整后的3號內(nèi)澆口對兩側(cè)及中心平板區(qū)域的充型順序更為合理。

對比圖5(f)和圖8(f)，在充型末期方案1的厚壁區(qū)域被填充得更為完整，體現(xiàn)內(nèi)澆口尺寸調(diào)整對充型過程整體協(xié)調(diào)性的影響。但這些影響沒有改變A、B和C三處的充型及凝固條件，三處缺陷的凝固順序及壓力傳遞未發(fā)生明顯變化，因此對缺陷影響有限，需繼續(xù)優(yōu)化方案。

4.2 優(yōu)化工藝方案2

方案2如圖9所示，此方案中將內(nèi)澆口移動至鑄件同側(cè)的邊緣，1~4號內(nèi)澆口寬度分別為28、20、36和24 mm，金屬液主要以噴射流的方式進行填充。鑄件上左側(cè)的外形輪廓向內(nèi)凹陷，不利于設置內(nèi)澆口，一是不便于橫澆道引流；二是此處型芯密集，金屬液的流動方向難以掌控。

方案2壓鑄過程中的速度場如圖10所示，鋁液通過內(nèi)澆口后，沖擊鑄型型壁完成邊緣區(qū)域充型，同時鋁液流速急劇下降，低速液流進入中心平板區(qū)域后，其填充過程中呈扇形分散。整體充型順序依次是邊緣區(qū)域、中心平板區(qū)域、底部區(qū)域和厚壁區(qū)域。

圖9 優(yōu)化工藝方案2

圖10 方案2充型速度場

但充型過程中出現(xiàn)了較多問題，平板區(qū)域充型時，液流前端充型平面不規(guī)則，出現(xiàn)鋁液飛濺情況。比如圖10(d)圈出的位置，此處排氣不暢。在圖10(e)中，鋁液完成中心平板區(qū)域充型后，繼而填充厚壁區(qū)域，4個內(nèi)澆口的鋁液通過薄平板匯聚，集中涌出平板區(qū)域，呈現(xiàn)與內(nèi)澆口效果近似的增速，鋁液以45 m/s的速度進入厚壁區(qū)域時，出現(xiàn)強烈的再噴射狀態(tài)。

方案2改變了充型順序，但對鑄型邊緣的排氣不利，鋁液飛濺嚴重，于三處缺陷并未起到明顯的改善作用。因此僅僅降低了鋁液的充型速度，難以改善產(chǎn)品的最終質(zhì)量，因此需要對內(nèi)澆口位置進行重新設計。

4.3 優(yōu)化工藝方案3

方案3如圖11所示，將內(nèi)澆口全部開設于鑄件底部區(qū)域。由于鑄件底部端面依據(jù)技術(shù)要求需要進行機加工處理，因此將內(nèi)澆口尺寸擴大，不會增加后期加工成本。原工藝中所有內(nèi)澆口厚度均為2.5 mm，方案3中對內(nèi)澆口的尺寸和角度都做出較大調(diào)整，5個內(nèi)澆口的尺寸如表1所示。

圖11 優(yōu)化工藝方案三（1~5號內(nèi)澆口）

表1 方案三中內(nèi)澆口尺寸參數(shù)

方案3速度場如圖12所示。在圖11(b)中，內(nèi)澆口1、5號充填速度較快，速度介于35~45 m/s，其余均低于35 m/s，這是由于壓射沖頭速度不變，而內(nèi)澆口截面積總和擴大，降低了整體填充速度。

1號內(nèi)澆口截面積最大，在降低增速效果的同時，減少了鋁液通過時受到的阻礙，使鋁液盡可能保持了原有的速度方向，優(yōu)先對鑄件的厚壁區(qū)域進行充型。因此在圖12(b)和(c)中，鋁液以傾斜于內(nèi)澆口的方向射出，在沖擊型芯后被分流，繞過多個型芯后，持續(xù)對該區(qū)域充型，1號內(nèi)澆口提供了足夠的流量，保障了厚壁區(qū)域的快速填充。鋁液在完成該區(qū)域充型后，再向其他區(qū)域填充，如圖12(d)所示，鋁液向型腔上部填充，協(xié)同其余內(nèi)澆口共同對剩余空間進行充型。

圖12 方案3充型速度場

2、3、4號內(nèi)澆口的充型情況相似，由于與合模面存在傾角，鋁液將以傾斜角度進入型腔，將鑄件底部區(qū)域填充，之后通過內(nèi)澆口的鋁液會受到阻礙而改變方向，繼而沿Z方向?qū)π颓惶畛?。如圖12(a)、(c)、(d)所示，2號內(nèi)澆口的鋁液流動依次分為三步：第一步，快速填充內(nèi)澆口對應的底部區(qū)域；第二步，受到阻礙改變流動方向，協(xié)助1號內(nèi)澆口完成厚壁區(qū)域充型；第三步，鋁液沿Z方向向上部填充。

在圖12(a)、(c)中顯示了3號內(nèi)澆口鋁液流動的兩個階段，首先進行底部充型，然后鋁液轉(zhuǎn)向內(nèi)澆口前端及兩側(cè)，對中心平板區(qū)域充型，繞過油封孔型芯后與2號和4號內(nèi)澆口的鋁液匯合，此時基本完成底部和部分中心平板區(qū)域的充型，型腔內(nèi)氣體被驅(qū)趕至液流前端，為整個型腔排氣提供良好條件。

4號和2號內(nèi)澆口情況基本一致，但橫澆道結(jié)構(gòu)導致鋁液難以同時抵達所有的內(nèi)澆口，所以適當擴大4號內(nèi)澆口的寬度是為了增加流量，以保障充型前期兩側(cè)協(xié)調(diào)性。

5號內(nèi)澆口處于邊緣和底部區(qū)域交界處，圖12(b)中鋁液通過內(nèi)澆口后迅速充滿前端空間，受到型芯阻礙，充滿后的鋁液通過型芯與型壁的間隙繼續(xù)充型。圖12(c)中鋁液沿鑄件邊緣向前填充，完成5號內(nèi)澆口一側(cè)的邊緣充型，并聯(lián)合4號內(nèi)澆口進行對應的中心平板區(qū)域填充。在圖12(d)中，完成鑄型底部區(qū)域充型后，5道鋁液將一同沿Z坐標正方向?qū)﹁T件上部進行填充。充型過程中產(chǎn)生少量的飛濺，但此時速度流動降至10 m/s，能夠以較為平緩和整齊的方式充滿剩余型腔空間，同時驅(qū)趕型腔內(nèi)氣體向排氣道移動。圖12(e)展示了充型末期情況，可以證明方案3的充型過程協(xié)調(diào)了各內(nèi)澆口的平衡，改善了型腔排氣。

方案3的凝固過程如圖13所示。鑄件厚度與凝固順序息息相關(guān)，改變內(nèi)澆口位置和尺寸對凝固情況能產(chǎn)生顯著影響。圖13顯示在1.5 s時中心平板接近凝固，在2.1 s時2、3和4號內(nèi)澆口凝固，而1號和5號內(nèi)澆口由于厚度增加尚未凝固，仍然保留補縮能力。在2.9 s時1號內(nèi)澆口凝固，三處缺陷位置開始凝固，至4.1 s時型腔基本凝固。熱節(jié)是由鑄件結(jié)構(gòu)導致，無法消除熱節(jié)時可采用調(diào)整壓力和補縮的手段克服。在高壓作用下凝固，可以提高鑄件內(nèi)部組織的致密度，使其內(nèi)部的微小孔隙或氣泡被壓縮，孔隙率減小。凝固速率較小的部位，壓力能增加形核率，達到提高冷卻效率和細化晶粒的效果。

圖13 方案3凝固過程

圖14是原方案和方案3壓力分布的對比情況，結(jié)果顯示，方案3在不調(diào)整壓鑄機壓力的情況下，通過改變澆注系統(tǒng)結(jié)構(gòu)和內(nèi)澆口位置及尺寸，增加了缺陷部位凝固時的壓力，進而改善了鑄件的最終質(zhì)量。

（a）原方案壓力分布

（b）方案3壓力分布

圖14 壓力分布情況對比

方案3中通過改變內(nèi)澆口位置設計，調(diào)整充型順序。針對四個區(qū)域，調(diào)整對應內(nèi)澆口中充型鋁液的速度和流量，使鑄件底部、厚壁及邊緣區(qū)域的充型時間基本一致。合理的充型順序可以改善排氣，有利于消除皮下氣孔。將內(nèi)澆口設計在距離收縮缺陷較近的位置，壓力和補縮液流的順利傳導能改善凝固狀態(tài)，有效降低缺陷發(fā)生的可能性。

將方案3作為實際生產(chǎn)優(yōu)化工藝方案，進行試模生產(chǎn)。試模鑄件檢測結(jié)果如圖15所示，用X射線檢測試模生產(chǎn)得到的鑄件，在原有缺陷位置均沒有檢測到鑄造缺陷，其余位置也無新缺陷出現(xiàn)。機械加工后，皮下氣孔率顯著下降。

通過優(yōu)化設計鑄件壓射工藝，消除了原工藝中的缺陷，改善了鑄件質(zhì)量，降低了鑄造缺陷發(fā)生的可能性，提高了鑄件成品率。

圖15 試模鑄件及X射線圖像

（1）通過實驗對缺陷進行表征，根據(jù)形貌推測為收縮缺陷。分析鑄件結(jié)構(gòu)，采用FLOW-3D CAST對原壓鑄工藝方案進行數(shù)值模擬，獲取鑄件不同區(qū)域的充型過程及凝固狀態(tài)，為缺陷分析提供理論支持。其中A、B缺陷處于充型末端，C缺陷在熱節(jié)位置。三處缺陷均有壓力難以傳導、補縮金屬液受到阻礙、凝固較晚等問題，符合收縮缺陷的形成因素。

（2）設計并優(yōu)化壓鑄工藝方案，通過模擬分析，比對不同工藝方案的模擬結(jié)果，從優(yōu)化分析結(jié)果中選擇方案3作為最優(yōu)方案。方案3調(diào)整了內(nèi)澆口的尺寸、方向和位置，尺寸變化用于控制各內(nèi)澆口金屬液的速度和流量，方向變化使鋁液優(yōu)先填充預定的區(qū)域，位置變化則改變了型腔內(nèi)的壓力分布和補縮情況。

（3）將優(yōu)化工藝方案應用于試模生產(chǎn)，通過X射線檢測驗證，相關(guān)鑄造缺陷已消除，鑄件質(zhì)量得到改善，從而提高了鑄件的成品率。