原標題：半固態(tài)流變壓鑄鋁合金主軸承蓋

摘要：某發(fā)動機主軸承蓋采用半固態(tài)鋁合金流變壓鑄工藝制造，相比原QT500-7球墨鑄鐵件減重45%，輕量化效果顯著，零件性能滿足設計要求。根據半固態(tài)鋁合金319S的材料性能和半固態(tài)壓鑄工藝特點，對主軸承蓋進行了結構重新設計和工藝仿真優(yōu)化，采用三級固溶熱處理，得到的零件組織細密，力學性能高，內部無氣孔、縮松等缺陷。零件通過一千萬次單體臺架疲勞試驗驗證，具有良好的應用前景。

鋁合金已在缸體、缸蓋、正時鏈輪殼、凸輪軸支座等殼體、支座類零件上使用。主軸承蓋是發(fā)動機中的重要零件，通過螺栓將曲軸安裝在龍門式缸體上，對曲軸起導向與固定作用，需要承擔燃燒室爆發(fā)產生的壓力和曲軸運動產生的往復慣性力，對強度和剛度要求較高，一般的鋁合金鑄件難以滿足零件要求。半固態(tài)流變壓鑄技術，結合了半固態(tài)鑄造和傳統壓鑄的特點，生產效率高，鑄件表面光潔度高、尺寸精度高、力學性能優(yōu)良，可有效控制鑄件內部縮孔、氣孔缺陷含量，可經過熱處理提高強度，已部分應用于汽車行業(yè)，但半固態(tài)鋁合金發(fā)動機主軸承蓋的開發(fā)在國內尚未見報道。

1、鋁合金主軸承蓋零件結構設計優(yōu)化

選用高固相半固態(tài)流變壓鑄工藝制造主軸承蓋，半固態(tài)漿料固相率約為45%。主軸承蓋原型為某三缸渦輪增壓發(fā)動機，為QT500-7球墨鑄鐵鑄造，單件質量為289 g，每臺發(fā)動機搭載4件，改為半固態(tài)鋁合計鑄件后，采用了Al-Si-(Cu)-Mg系319S半固態(tài)鋁合金，并通過固溶和時效處理以提高性能，合金化學成分標準及實測值見表1。

表1 319S鋁合金的化學成分（wb/%）

結合319S半固態(tài)鋁合金的性能典型值，目標為抗拉強度≥390 MPa，屈服強度≥305 MPa，疲勞強度≥164 MPa，通過相應熱處理工藝達到。由于319S的彈性模量、拉伸性能、疲勞性能都低于原球墨鑄鐵材料，需開展相關結構強度與剛度的優(yōu)化設計，以使其性能指標滿足要求。

對半固態(tài)鋁合金主軸承蓋開展結構強度仿真分析，主要包括靜強度分析、疲勞安全系數、接觸壓強、相對/絕對滑移量分析等。根據分析結果中的薄弱點不斷優(yōu)化零件結構，零件結構優(yōu)化過程見圖1。

圖1 半固態(tài)鋁合金主軸承蓋設計優(yōu)化過程

通過擴大排氣側的加強筋，并在進氣側增加加強筋，解決了鋁合金主軸承蓋靜強度不足的問題，結構特征見圖2；增高主軸承蓋的螺栓孔周圍的實體，增高量為5 mm，使鋁合金主軸承蓋相對滑移量達到設計要求；將兩螺栓孔之間填滿實體，見圖3，以提高零件剛度及疲勞性能，同時保證充型過程中漿料平穩(wěn)順序地由厚壁充型至薄壁區(qū)域，增強凝固時的高壓補縮效果。

圖2 QT500主軸承蓋和319S主軸承蓋的結構對比

圖3 鋁合金主軸承蓋與鑄鐵主軸承蓋

對優(yōu)化后的最終數模采用ABAQUS軟件進行靜強度、接觸壓強、絕對滑移與相對滑移仿真計算，采用FEMFAT軟件MAX模塊進行疲勞安全系數仿真計算，結果見表2，發(fā)現均滿足設計要求。其中，靜強度應力最大值小于材料屈服強度（見圖4），疲勞安全系數大于1.1（見圖5），滑移量小于限值。

表2 319S鋁合金主軸承蓋結構分析結果

圖4 主軸承蓋靜強度分析最大應力值

圖5 主軸承蓋疲勞安全系數（最薄弱處）

2、鋁合金主軸承蓋鑄造工藝仿真分析及優(yōu)化

為保證半固態(tài)壓鑄件順利成形，需要綜合考慮半固態(tài)金屬充型、凝固和脫模等問題。半固態(tài)漿料是非牛頓流體，其流動特性和凝固特性與常規(guī)壓鑄漿料不同，具有剪切變稀的特性。為獲得良好的半固態(tài)壓鑄件，充型過程中漿料前沿應保持平穩(wěn)順序充型，漿料內部應為層流充型，凝固過程中應保證良好補縮，避免出現熱節(jié)。

對鑄件開展鑄造工藝CAE仿真分析。鑄件為一模兩件，模具材料設置為H13鋼，鑄件材料設置為自定義數據庫的半固態(tài)319S材料，主要物理性質包括密度、熱膨脹系數、固相分數、粘度等，均是溫度變化的函數。主要模擬參數見表3。

表3 半固態(tài)主軸承蓋鑄造CAE模擬參數

針對半固態(tài)鋁合金漿料充型溫度區(qū)間較窄，充型溫度較低的特點，澆口位置應選取在鑄件的中心位置，以避免充型過程中漿料流動距離過長造成冷隔、澆不足等缺陷，有利于實現半固態(tài)壓鑄平穩(wěn)充型；鑄件中心位置的壁厚要和內澆口配合，保證補縮通道連續(xù)性。鋁合金主軸承蓋的內澆口開設在頂部中心位置，壁厚在裝配空間允許范圍內增至最大。

主軸承蓋充型仿真結果見圖6，充型前沿的半固態(tài)金屬熔體保持了“層流”流動，避免了湍流，平穩(wěn)均勻地充滿型腔。最后充型的位置設置渣包及時排渣。在橫澆道中部拐彎處設計一處角狀緩沖區(qū)，以改變澆道中半固態(tài)漿料的流速，保證漿料進入內澆口時前沿為平面。

圖6 充型仿真結果

經產品結構優(yōu)化及澆注系統優(yōu)化設計，保證該零件在半固態(tài)壓鑄充型之后實現順序凝固，即最后充型位置、零件、澆注系統依次凝固，這樣有利于實現充型之后的高壓補縮，提高產品致密度，消除縮孔縮松缺陷，溫度場分布仿真結果見圖7。

圖7 溫度場分布結果

3、鋁合金主軸承蓋鑄件試制

319S漿料通過旋轉熱焓平衡法（SEED法）制備，通過調整金屬熔體的澆注溫度、金屬坩堝旋轉速度和旋轉時間等制備固相率約45%的半固態(tài)坯料。產品在BUHLER 840T壓鑄機上試制，模具材質為H13鋼。鑄件要求無裂紋、欠鑄、疏松、氣泡和任何穿透性缺陷，熱處理后不允許出現過燒組織。

結合鑄造工藝CAE模擬和現場壓鑄試驗，優(yōu)化工藝參數為：慢速速度為0.15~0.25 m/s，二快速度為0.3~0.5 m/s，開始壓力24~36 MPa，建壓時間為0.02 s，工作壓力90~105 MPa，保壓時間為30 s。試制樣件見圖8，主軸承蓋毛坯質量為180 g，機加后成品質量為159 g，相比原鑄鐵件減重130 g，減重比例45%。

圖8 主軸承蓋試制樣件

采取三級固溶處理的熱處理方案，結合有關研究[4]，選擇（470 ℃×4 h）+（500 ℃×160 min）+（510 ℃×160 min）的三級固溶處理，然后自然時效12 h，人工時效170 ℃×10h的熱處理方案。由于該319S鋁合金在高溫固溶時，可能因工藝不當或爐溫控制精度不夠，在晶界處出現過燒孔洞類缺陷，所以在熱處理過程中應嚴格按照熱處理工藝參數執(zhí)行，并嚴格控制爐體實際溫度不超過設定值。

4、鋁合金主軸承蓋鑄件質量檢測

從主軸承蓋成品毛坯上取樣進行拉伸性能試驗，結果見表4。

表4 鑄件取樣拉伸試驗結果

從主軸承蓋上取樣，熱處理后金相組織見圖9，可以看出，α-Al相呈球狀，變質正常，分布均勻，通過截線法計算晶粒大小為109.8 μm。共晶Si顆粒較為圓整，并均勻分布在初生α-Al晶界處，無針狀或大塊硅顆粒；平均Si顆粒尺寸小于8.0 μm，最大Si顆粒尺寸小于10.0μm。

圖9 半固態(tài)鋁合金主軸承蓋熱處理金相組織

對鑄件進行X光探傷和熒光探傷檢驗，結果顯示鑄件無氣孔、縮松等缺陷，符合要求，見圖10。

圖10 鑄件X光探傷和熒光探傷結果

5 鋁合金主軸承蓋臺架試驗

參考JB/T 13203 ，對半固態(tài)鋁合金主軸承蓋進行臺架試驗驗證，試驗在六路液壓油加載管路試驗臺上運行，設計試驗工裝示意圖見11。試驗將主軸承蓋、螺栓、定位環(huán)和主軸瓦按實際工況裝配在缸體上，并通過模擬活塞、連桿及曲軸與試驗臺裝配。

圖11 鋁合金主軸承蓋臺架試驗

試驗循環(huán)次數基數107次，失效判據為樣件在試驗載荷作用下明顯破壞，如產生局部斷裂或有裂紋產生。加載順序為1-2-3缸順序加載，加載相位間隔120°，加載波形為正弦波，加載頻率10 Hz，加載幅值為1.5倍缸壓，即15.75  MPa，加載壓力峰值為(15.75±0.1)MPa，加載壓力谷值不大于0.63 MPa。載荷最終作用到主軸承座軸瓦面上，通過對連桿等貼應變片測量確認載荷傳遞是否有損失。經測量，連桿應力為78.8 MPa，判斷液壓加載腔內脈動載荷基本無損失的傳遞到模擬加載軸，最終加載至主軸承蓋。完成107次加載后，主軸承蓋外觀完好，無可見裂紋、破損或變形，通過驗證。

6、結語

發(fā)動機主軸承蓋生產工藝由球墨鑄鐵砂型鑄造工藝改為半固態(tài)鋁合金流變壓鑄鑄造工藝，結合結構和工藝優(yōu)化，成品質量為159g，相比鑄鐵件減重45%，單臺發(fā)動機減重520g，輕量化效果顯著。

對主軸承蓋進行了重新設計以滿足零件各項性能指標要求，對澆道結構、澆口位置及尺寸等開展了設計優(yōu)化，經過三級固溶、自然時效、人工時效熱處理，得到的零件金相組織致密，力學性能好，內部無氣孔、縮松等缺陷。

作者：

任俊成 李濤 王澤忠 唐元媛 李欣
東風汽車集團有限公司技術中心

陳頌 李大全
有研工程技術研究院有限公司

梁小康
愛柯迪股份有限公司

本文來自:《特種鑄造及有色合金》雜志2022年第42卷第07期