原标题：高速磁浮车用ZL105A合金摇臂壳体铸件铸造工艺研究
摘 要：采用ZL105A合金生产摇臂壳体铸件。针对ZL105A合金以及铸件的结构特点及性能要求，从熔体精炼、合金化、铸造工艺设计和ProCAST仿真等4个方面开展了ZL105A合金的综合性能优化，并分析了摇臂壳体铸件的铸造工艺要点。结果表明，采用六氯乙烷与氩气旋转喷吹复合精炼，配合Be合金化，可有效提升ZL105A合金的综合力学性能。采用低压砂型浇注工艺，配合底注式+缝隙浇注系统和厚大部位放置冷铁的方式，可生产出内部质量良好的摇臂壳体铸件，铸件本体抗拉强度、屈服强度、伸长率最高可达318 MPa、261 MPa、5.6%，本体疲劳性能、内部质量与尺寸均满足设计指标要求。
高速磁悬浮列车是我国交通领域的重点发展对象。摇臂壳体铸铝件是时速600 km高速磁浮车行走系统的关键承力部件，对本体力学性能、本体疲劳性能要求较高的铝合金铸件，铸件质量直接关系整车运行安全性与可靠性。为突破国外的供应封锁，为实现我国600 km级及以上无轮轨高速列车关键部件的自主供应保障，形成自主知识产权与完整的技术迭代升级，摇臂壳体铸件的国产化研制具有重要意义。
本课题针对摇臂壳体铸件综合性能要求较高，除要求较高的本体力学性能外，对铸件的本体疲劳性能以及整个制件的可靠性也提出了明确的要求。铸件采用的ZL105A合金，为铸造Al-Si-Cu合金，含1%左右的Cu，相比ZL101A具有更高的强度和更好的气密性。本课题以摇臂壳体铸件为研究对象，综合考虑合金特性和铸件的结构特点及服役要求，从浇注工艺、熔体处理等方面入手进行了分析研究，可为高速磁浮车行走系统用其他关键部件提供工艺设计参考。
1、铸件结构特点及技术要求
摇臂壳体铸件外形尺寸约为1 200 mm×160 mm×80 mm（见图1）；铸件为整体平板结构，且壁厚较小（平均壁厚约4 mm），存在多处热节区。为I类铸件，要求本体切取力学性能：抗拉强度≥280 MPa，屈服强度≥235 MPa，伸长率≥3%。铸件需承受至少1 000万次的疲劳循环载荷，要求铸件本体切取疲劳性能满足：当R=-1，疲劳最大应力90 MPa时，疲劳寿命不小于107次。
图1:摇臂壳体铸件三维模型
2、试验材料与方法
铸件采用ZL105A合金，化学成分符合GB/T 1173-2013的要求。采用电阻炉进行合金熔炼，将高纯铝、Al-12Si、Al-50Cu中间合金放入铸铁坩埚，850 ℃保温至完成熔化后，搅拌30 min；降温至700 ℃，加入纯Mg，将熔体搅拌15 min。采用不同质量分数[0.6%、0.78%的精炼剂（C2Cl6）]和Ar精炼喷吹20 min的方式对熔体进行除气、除渣，加入Al-5Ti-1B丝进行细化处理，采用砂型低压铸造进行生产，得到的铸件化学成分见表1。
表1:铸件的化学成分 %
对铸件进行T6热处理（525 ℃×6 h固溶,水淬,160 ℃×5 h时效）。在MTS-Landmark试验机上进行室温拉伸性能和高周轴向疲劳性能测试，试样尺寸符合GB/T 228.1-2010要求[4]。拉伸速率为1 mm/min，疲劳试验应力比R=-1，最大应力90 MPa，加载频率为120 Hz。采用LEICA DM1750M金相显微镜观察铸件的显微组织，采用Sigma 300扫描电镜观察拉伸断口组织。采用RT-CQ1000型铝熔体测氢仪测试熔体氢含量。
3、试验结果与讨论
3.1 ZL105A合金熔体处理
摇臂壳体铸件需具备较好的本体疲劳性能，这要求铸件的微观组织致密，且严格杜绝缩松、裂纹缺陷存在，需重点控制铸件的针孔缺陷程度。ZL105A合金中的Si含量为4.5%~5.5%，Mg含量为0.40%~0.55%，合金吸H倾向较严重，容易产生针孔，常规熔炼方式下熔体中固溶的H较多，铸件在凝固过程中易产生超标的针孔缺陷，因此采用加强精炼的方式降低铸件中的针孔度。
图2为在加强精炼前、后的试块断口情况。由图2a可以看出，精炼后的熔体断口呈灰色，且断面存在明显的大尺寸白点（针孔）和少量黑色夹杂。增加精炼剂用量，然后采用高纯氩气喷吹处理（喷吹20 min）后的断口见图2b，可见断面白点（针孔）数量明显减少且白点尺寸明显变小，熔体冶金质量提升明显。在精炼过程中，C2Cl6在高温下分解产生的Cl2以小气泡形式从合金液中排出，将熔渣吸附一并排出，而同时由于H分压的原因，Cl2可以吸附、溶解部分合金液中的H，但由于C2Cl6精炼形成的气泡较大、数量少，吸H效果并不理想；而高纯氩气喷吹方式是利用设备控制、减小气泡尺寸，可以更好地吸附合金液中的H，但由于气泡太小，上浮浮力不足，排渣效果略差。因此，使用适当加量的C2Cl6精炼并配合高纯氩气精炼，可以得到较好的熔体净效果。
图2:不同精炼工艺下的断口形貌分析
图3为合金加Be与不加Be的单铸试棒高倍金相组织（Be加入量为0.15%）。表2为加Be与不加Be的熔体氢含量对比情况。可以看出，加Be的铝熔体氢含量明显低于不加Be的，且加Be的铝熔体中共晶Si相更细小，这与MORTEZA R等的研究结论一致。由于熔体中Fe的存在，Be与Fe形成Be-Fe析出相，该相的结晶温度高于共晶Si结晶温度，在凝固过程中作为共晶Si的形核核心，产生一定的共晶Si细化效果。同时，由于Be的存在，其会先一步与O结合，形成体积增加的BeO，封闭包括合金流动时产生的新生表面等所有外露表面的氧化膜裂纹，减缓合金液氧化速度，减少熔体吸H，维持了合金内部纯净度。
图3:ZL105A合金金相组织
表2:加Be与不加Be的ZL105A合金铝液中的氢含量μg/g
3.2 铸造工艺设计及数值模拟
摇臂壳体铸件局部存在热节区域，因此在热节处下方均设置内浇道，避免补缩不足造成的内部缩松缺陷。由于铸件高度仅为160 mm、宽度为80 mm，立面平均壁厚仅为4 mm，综合考虑造型、开箱的易操作性和补缩有效性，采用底注式+缝隙式浇注系统，采用低压铸造方式成形（见图4）。以此浇注系统，计算铸造工艺合理性。
图4:摇臂壳体浇注系统设计示意图
采用ProCAST模拟软件，对摇臂壳体铸件的铸造过程进行模拟计算，模拟所用的浇注工艺参数见表3。
表3:浇注工艺参数
图5和图6分别为摇臂壳体凝固过程中温度场和固相率。可以看出，金属液充型后在凝固过程中摇臂壳体铸件温度梯度分布合理，最后凝固的区域集中在底部浇注系统上，这样可保证铸件在凝固时按顺序凝固，铸件可获得较好的组织及较高的力学性能。
图5:摇臂壳体凝固过程中的温度场
图6:摇臂壳体凝固过程中的固相率
图7为根据Niyama判据判断缩松可能出现的位置。模拟结果显示，该工艺条件下，热节部位都得到了有效补缩，铸件整体无缩松。图8为模拟充型过程中铝液的压力分布与传递情况。可以看出，低压充型时铝液压力从下至上，逐渐降低，建立了良好的顺序凝固压力梯度，可以实现铸件的有效补缩。
图7:摇臂壳体凝固过程中的缩松率
图8:摇臂壳体浇注过程中的压力分布
综合以上模拟结果可以看出，摇臂壳体铸件的浇注工艺设计合理。此外，为进一步保障实际生产过程中的铸件内部质量，采取在厚大部位设置随形冷铁（冷铁厚度为10 mm，见图9中红色区域），加快激冷；同时，在横浇道与内浇道交汇处设置过滤网，降低铸件本体夹杂风险。
图9:冷铁布置与本体切取位置示意图
4、生产验证
按上述工艺生产摇臂壳体铸件，铸件实物见图10。经X光检测，铸件内部未发现缩松缺陷，这与Procast模拟计算结果一致；铸件未发现针孔和夹杂，内部质量符合GB 9438-2008 I类铸件要求，实现了一次试制成功。采用三坐标测试平台对摇臂壳体进行尺寸检验，所有尺寸合格。对铸件进行解剖，摇臂壳体铸件本体取样力学性能与疲劳性能见表4，均满足技术指标要求。本体切取试样的拉伸断口见图11，可以看出整个断面存在大量的撕裂棱，断口呈现较多的韧窝和小解理面，韧窝数量较多，且深度较深，呈韧性断裂与解理断裂的混合断裂。断口未见明显缩松、气孔等缺陷，整体塑性较好。
图10:合格的摇臂壳体铸件
表4:铸件本体取样的力学性能与疲劳寿命
图12为摇臂壳体本体疲劳试样断口形貌。可以看出，裂纹源在近表面（裂纹源处未观察到氧化物、缩松、针孔等缺陷，裂纹源或始于试棒加工应力集中部分），裂纹萌生和扩展区占整个断口的比例较大（近40%），表现出良好的疲劳性能。在裂纹扩展区发现一些光亮的平面，可能由于在裂纹扩展过程中上、下平面相互磨损造成的。在瞬断区可以看到大量的撕裂棱与细小韧窝特征，以塑性断裂和为主，混合解理断裂，表现出良好的塑性，这与拉伸断口表面出来的特征一致。
图11:铸件本体拉伸断口组织
图12:铸件的本体疲劳断口组织
5、结论
(1) 通过复合精炼和添加Be，ZL105A摇臂壳体铸件本体取样性能：抗拉强度为318 MPa，屈服强度为261 MPa，伸长率为5.6%，疲劳寿命大于107次，铸件表现出良好的综合性能。
(2) 基于ProCAST模拟计算结果，采用砂型低压铸造方法，配合底注式+缝隙式浇注工艺，研制出内部质量合格的摇臂壳体铸件。
文章作者
黄粒 高艳丽 刘崇证 王海龙 杜旭初
中国航发北京航空材料研究院
北京市先进铝合金材料及应用工程技术研究中心
本文来自:《特种铸造及有色合金》杂志2022年第42卷第1期
