原標題：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合金生產搖臂殼體鑄件。針對ZL105A合金以及鑄件的結構特點及性能要求，從熔體精煉、合金化、鑄造工藝設計和ProCAST仿真等4個方面開展了ZL105A合金的綜合性能優化，并分析了搖臂殼體鑄件的鑄造工藝要點。結果表明，采用六氯乙烷與氬氣旋轉噴吹復合精煉，配合Be合金化，可有效提升ZL105A合金的綜合力學性能。采用低壓砂型澆注工藝，配合底注式+縫隙澆注系統和厚大部位放置冷鐵的方式，可生產出內部質量良好的搖臂殼體鑄件，鑄件本體抗拉強度、屈服強度、伸長率最高可達318 MPa、261 MPa、5.6%，本體疲勞性能、內部質量與尺寸均滿足設計指標要求。

高速磁懸浮列車是我國交通領域的重點發展對象。搖臂殼體鑄鋁件是時速600 km高速磁浮車行走系統的關鍵承力部件，對本體力學性能、本體疲勞性能要求較高的鋁合金鑄件，鑄件質量直接關系整車運行安全性與可靠性。為突破國外的供應封鎖，為實現我國600 km級及以上無輪軌高速列車關鍵部件的自主供應保障，形成自主知識產權與完整的技術迭代升級，搖臂殼體鑄件的國產化研制具有重要意義。

本課題針對搖臂殼體鑄件綜合性能要求較高，除要求較高的本體力學性能外，對鑄件的本體疲勞性能以及整個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具有更高的強度和更好的氣密性。本課題以搖臂殼體鑄件為研究對象，綜合考慮合金特性和鑄件的結構特點及服役要求，從澆注工藝、熔體處理等方面入手進行了分析研究，可為高速磁浮車行走系統用其他關鍵部件提供工藝設計參考。

1、鑄件結構特點及技術要求

搖臂殼體鑄件外形尺寸約為1 200 mm×160 mm×80 mm（見圖1）；鑄件為整體平板結構，且壁厚較小（平均壁厚約4 mm），存在多處熱節區。為I類鑄件，要求本體切取力學性能：抗拉強度≥280 MPa，屈服強度≥235 MPa，伸長率≥3%。鑄件需承受至少1 000萬次的疲勞循環載荷，要求鑄件本體切取疲勞性能滿足：當R=-1，疲勞最大應力90 MPa時，疲勞壽命不小于107次。

圖1:搖臂殼體鑄件三維模型

2、試驗材料與方法

鑄件采用ZL105A合金，化學成分符合GB/T 1173-2013的要求。采用電阻爐進行合金熔煉，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。采用不同質量分數[0.6%、0.78%的精煉劑（C2Cl6）]和Ar精煉噴吹20 min的方式對熔體進行除氣、除渣，加入Al-5Ti-1B絲進行細化處理，采用砂型低壓鑄造進行生產，得到的鑄件化學成分見表1。

表1:鑄件的化學成分 %

對鑄件進行T6熱處理（525 ℃×6 h固溶,水淬,160 ℃×5 h時效）。在MTS-Landmark試驗機上進行室溫拉伸性能和高周軸向疲勞性能測試，試樣尺寸符合GB/T 228.1-2010要求[4]。拉伸速率為1 mm/min，疲勞試驗應力比R=-1，最大應力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型鋁熔體測氫儀測試熔體氫含量。

3、試驗結果與討論

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，且嚴格杜絕縮松、裂紋缺陷存在，需重點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傾向較嚴重，容易產生針孔，常規熔煉方式下熔體中固溶的H較多，鑄件在凝固過程中易產生超標的針孔缺陷，因此采用加強精煉的方式降低鑄件中的針孔度。

圖2為在加強精煉前、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（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（針孔）數量明顯減少且白點尺寸明顯變小，熔體冶金質量提升明顯。在精煉過程中，C2Cl6在高溫下分解產生的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、數量少，吸H效果并不理想；而高純氬氣噴吹方式是利用設備控制、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相更細小，這與MORTEZA R等的研究結論一致。由于熔體中Fe的存在，Be與Fe形成Be-Fe析出相，該相的結晶溫度高于共晶Si結晶溫度，在凝固過程中作為共晶Si的形核核心，產生一定的共晶Si細化效果。同時，由于Be的存在，其會先一步與O結合，形成體積增加的BeO，封閉包括合金流動時產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 鑄造工藝設計及數值模擬

搖臂殼體鑄件局部存在熱節區域，因此在熱節處下方均設置內澆道，避免補縮不足造成的內部縮松缺陷。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縮有效性，采用底注式+縫隙式澆注系統，采用低壓鑄造方式成形（見圖4）。以此澆注系統，計算鑄造工藝合理性。

圖4:搖臂殼體澆注系統設計示意圖

采用ProCAST模擬軟件，對搖臂殼體鑄件的鑄造過程進行模擬計算，模擬所用的澆注工藝參數見表3。

表3:澆注工藝參數

圖5和圖6分別為搖臂殼體凝固過程中溫度場和固相率。可以看出，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，最后凝固的區域集中在底部澆注系統上，這樣可保證鑄件在凝固時按順序凝固，鑄件可獲得較好的組織及較高的力學性能。

圖5:搖臂殼體凝固過程中的溫度場

圖6:搖臂殼體凝固過程中的固相率

圖7為根據Niyama判據判斷縮松可能出現的位置。模擬結果顯示，該工藝條件下，熱節部位都得到了有效補縮，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。可以看出，低壓充型時鋁液壓力從下至上，逐漸降低，建立了良好的順序凝固壓力梯度，可以實現鑄件的有效補縮。

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

綜合以上模擬結果可以看出，搖臂殼體鑄件的澆注工藝設計合理。此外，為進一步保障實際生產過程中的鑄件內部質量，采取在厚大部位設置隨形冷鐵（冷鐵厚度為10 mm，見圖9中紅色區域），加快激冷；同時，在橫澆道與內澆道交匯處設置過濾網，降低鑄件本體夾雜風險。

圖9:冷鐵布置與本體切取位置示意圖

4、生產驗證

按上述工藝生產搖臂殼體鑄件，鑄件實物見圖10。經X光檢測，鑄件內部未發現縮松缺陷，這與Procast模擬計算結果一致；鑄件未發現針孔和夾雜，內部質量符合GB 9438-2008 I類鑄件要求，實現了一次試制成功。采用三坐標測試平臺對搖臂殼體進行尺寸檢驗，所有尺寸合格。對鑄件進行解剖，搖臂殼體鑄件本體取樣力學性能與疲勞性能見表4，均滿足技術指標要求。本體切取試樣的拉伸斷口見圖11，可以看出整個斷面存在大量的撕裂棱，斷口呈現較多的韌窩和小解理面，韌窩數量較多，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性能與疲勞壽命

圖12為搖臂殼體本體疲勞試樣斷口形貌。可以看出，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力集中部分），裂紋萌生和擴展區占整個斷口的比例較大（近40%），表現出良好的疲勞性能。在裂紋擴展區發現一些光亮的平面，可能由于在裂紋擴展過程中上、下平面相互磨損造成的。在瞬斷區可以看到大量的撕裂棱與細小韌窩特征，以塑性斷裂和為主，混合解理斷裂，表現出良好的塑性，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、結論

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

(2) 基于ProCAST模擬計算結果，采用砂型低壓鑄造方法，配合底注式+縫隙式澆注工藝，研制出內部質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

中國航發北京航空材料研究院
北京市先進鋁合金材料及應用工程技術研究中心

本文來自:《特種鑄造及有色合金》雜志2022年第42卷第1期