.jpg) 原標(biāo)題：差速器殼體高壓壓鑄工藝模擬及優(yōu)化 摘要 為解決高壓壓鑄鋁合金差速器壓鑄過程中出現(xiàn)氣孔、縮孔等問題，運(yùn)用有限元軟件ProCAST對(duì)差速器殼體高壓壓鑄過程進(jìn)行數(shù)值模擬，利用求解流場(chǎng)、溫度場(chǎng)、速度場(chǎng)預(yù)測(cè)壓鑄缺陷，并通過正交試驗(yàn)優(yōu)化了壓鑄工藝。結(jié)果表明，充型過程中底部圓筒及兩側(cè)支架區(qū)域存在卷氣問題；凝固過程中金屬液溫度梯度較大，鑄件會(huì)發(fā)生凝固不均、澆道提前凝固現(xiàn)象，完全凝固時(shí)會(huì)形成縮孔缺陷。綜合壓鑄參數(shù)對(duì)凝固時(shí)間、卷氣量及縮孔體積的影響，澆注溫度650 ℃、模具溫度220 ℃、壓射速度為5 m/s為最優(yōu)壓鑄參數(shù)，壓鑄試驗(yàn)驗(yàn)證了壓鑄參數(shù)的可靠性。 差速器殼體屬于大型復(fù)雜殼體件，尺寸大、壁厚不均、整體結(jié)構(gòu)復(fù)雜，主要應(yīng)用于四驅(qū)SUV動(dòng)力傳遞。車輛運(yùn)行過程輸出功率高、啟動(dòng)扭矩大，差速器殼體需要適應(yīng)重載、高沖擊、高應(yīng)力等惡劣的服役環(huán)境，而傳統(tǒng)差速器殼體普遍采用球墨鑄鐵制造或重力鑄造，存在整體質(zhì)量大、尺寸精度低、生產(chǎn)周期長(zhǎng)，澆冒口較大等問題。 目前差速器殼體經(jīng)過“以肋代實(shí)”的輕量化結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，在保證結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的前提下，能有效降低差速器殼體質(zhì)量。相關(guān)零部件材料采用了高強(qiáng)度鋁合金代替了傳統(tǒng)的球鐵，輕量化材料與結(jié)構(gòu)的雙重減重使差速器殼體輕量化設(shè)計(jì)的需求得以滿足。但輕量化設(shè)計(jì)帶來了差速器殼體形性協(xié)同調(diào)控難的問題，因此尋求高效率、高質(zhì)量生產(chǎn)差速器殼體先進(jìn)工藝成為目前研究的重點(diǎn)。 本文采用輕量化材料A380鋁合金和先進(jìn)制造技術(shù)高壓壓鑄成形，提出了一種鋁合金差速器殼體高壓壓鑄成形工藝。但差速器殼體結(jié)構(gòu)復(fù)雜，在壓鑄過程中會(huì)出現(xiàn)渦流裹氣、金屬液難以均勻補(bǔ)縮現(xiàn)象，導(dǎo)致鑄件內(nèi)部存在氣孔、縮孔等缺陷。因此，本文建立了高壓壓鑄差速器殼體有限元模型，對(duì)差速器殼體壓鑄過程進(jìn)行數(shù)值模擬，利用求解流場(chǎng)、溫度場(chǎng)、速度場(chǎng)實(shí)現(xiàn)鑄件缺陷預(yù)測(cè)，通過正交試驗(yàn)和數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)分析，研究了澆注溫度、模具溫度、壓射速度對(duì)鑄件充型質(zhì)量的影響，并通過壓鑄試驗(yàn)驗(yàn)證了最優(yōu)工藝參數(shù)的可靠性，為差速器殼體輕量化生產(chǎn)提供一定的指導(dǎo)意義。 1、有限元模型的建立 將設(shè)計(jì)的差速器殼體三維模型（圖1a）以igs格式文件導(dǎo)入ProCAST模擬軟件中，在ProCAST的mesh模塊對(duì)差速器進(jìn)行網(wǎng)格劃分。考慮到鑄件與澆注系統(tǒng)、排溢系統(tǒng)的壁厚不同，對(duì)鑄件、澆注系統(tǒng)、排溢系統(tǒng)、模具采用不同的網(wǎng)格尺寸劃分。設(shè)置鑄件網(wǎng)格尺寸為1.5 mm，澆注系統(tǒng)與排溢系統(tǒng)網(wǎng)格尺寸為3 mm，模具網(wǎng)格尺寸為10 mm。網(wǎng)格劃分后網(wǎng)格數(shù)量約為1 750萬個(gè)，有限元模型如圖1b所示。
圖1 高壓壓鑄有限元模型 差速器殼體材料選用A380鋁合金，化學(xué)成分如表1所示。A380鋁合金的熱物性參數(shù)由軟件提供，其中固相線溫度為508 ℃，液相線溫度為589 ℃。模具材料選用H13合金鋼，在壓鑄數(shù)值模擬過程中，壓鑄模僅起到熱交換的作用，并不參與流場(chǎng)計(jì)算。壓鑄過程中涉及多種熱傳遞現(xiàn)象，主要包括鑄件與模具、模具與模具的熱傳導(dǎo)，空氣與模具外表面的熱對(duì)流。設(shè)置模具與模具的傳熱系數(shù)為1 000 W/（㎡·K），模具與空氣的傳熱系數(shù)為10 W/（㎡·K），鑄件與模具的傳熱系數(shù)采用曲線形式的換熱系數(shù)（圖2）。高壓壓鑄初始工藝參數(shù)：澆注溫度660 ℃、模具溫度220 ℃、壓射速度4 m/s。
表1 A380鋁合金的化學(xué)成分 wB/%
圖2 A380-H13的換熱系數(shù) 2、模擬結(jié)果與分析 2.1 鑄件充型過程分析 鑄件充型過程如圖3所示。從圖中可以看出，當(dāng)充型率為30%時(shí)，中部澆道內(nèi)的金屬液通過內(nèi)澆道開始充填型腔，而兩側(cè)澆道距離沖頭較遠(yuǎn)，金屬液尚未到達(dá)內(nèi)澆道。當(dāng)充填率為50%時(shí)，由于中部澆道內(nèi)的金屬液充型較快，在到達(dá)遠(yuǎn)澆道后與右側(cè)澆道內(nèi)的金屬液在型腔右端圓筒區(qū)域發(fā)生回流現(xiàn)象，因此右端圓筒區(qū)域可能出現(xiàn)較多缺陷。當(dāng)充型率為70%時(shí)，中部澆道的金屬液完成對(duì)型腔中部的充型，兩側(cè)澆道的金屬液充填至兩側(cè)支架。當(dāng)充型率完成80%至90%時(shí)，右側(cè)上端支架充型較為紊亂，該處為金屬液在型腔中最后達(dá)到的地方，需要較長(zhǎng)的填充距離，此時(shí)的金屬液損失了較多的熱量導(dǎo)致其流動(dòng)性降低。同時(shí)由于鑄件壁厚處存在局部區(qū)域未及時(shí)填充的情況，金屬液到達(dá)型腔末端后發(fā)生回流，并在壁厚處發(fā)生卷氣，而回流和卷氣會(huì)導(dǎo)致在鑄件凝固后期形成氣孔缺陷。
圖3 金屬液充型過程 金屬液充填時(shí)間和溫度分布如圖4所示。根據(jù)圖4a充型過程時(shí)間分布可將差速器殼體充填過程從先往后順序依次劃分成藍(lán)色、綠色、黃色和紅色四個(gè)部分。藍(lán)色區(qū)域主要包括澆道以及鑄件近澆道處；綠色區(qū)域主要包括兩側(cè)支架的底部；黃色區(qū)域主要包括鑄件的平臺(tái)處以及距離內(nèi)澆道較遠(yuǎn)的右側(cè)上端支架；紅色區(qū)域大部分位于鑄件的溢流槽中，小部分位于金屬液在到達(dá)型腔末端后在壁厚處發(fā)生回流的區(qū)域。整體而言，差速器殼體充填順序主要遵循由近及遠(yuǎn)的規(guī)律，但鑄件右側(cè)上端支架充填較晚，導(dǎo)致該處充型質(zhì)量較差。圖4b為鑄件充型過程溫度分布。在充型過程中，型腔中的金屬液始終保持較高的溫度，其中鑄件底部圓筒處以及兩側(cè)支架處為型腔溫度最低區(qū)域，溫度約為625 ℃。充型末期，型腔內(nèi)的金屬液溫度均在A380液相線（598 ℃）以上，沒有發(fā)生提前凝固的現(xiàn)象。在整個(gè)充型過程中，型腔內(nèi)金屬液溫度較高，遠(yuǎn)澆道處的金屬液溫度較近澆道處略有降低，但溫度梯度小，整體分布合理，金屬液流動(dòng)性良好。
圖4 充型過程時(shí)間和溫度分布 2.2 鑄件凝固過程分析 圖5為鑄件凝固過程的溫度分布和固相分?jǐn)?shù)變化。從圖5a可以看出，當(dāng)凝固狀態(tài)達(dá)到60%時(shí)，鑄件壁薄處溫度下降速度較快，此時(shí)處于固液相共存狀態(tài)，而鑄件壁厚處溫度下降速度慢，仍處于液相狀態(tài)。當(dāng)凝固狀態(tài)達(dá)到80%，型腔內(nèi)大部分區(qū)域的金屬液溫度均已到達(dá)固相線之下，但壁厚區(qū)域的金屬液溫度水平較高，與其周圍區(qū)域保持一個(gè)較大的溫度梯度（90 ℃），易發(fā)生熱應(yīng)力集中現(xiàn)象，會(huì)導(dǎo)致鑄件壁厚處形成熱裂、縮孔缺陷。
圖5 鑄件凝固過程溫度分布和固相分?jǐn)?shù) 鑄件凝固過程的固相分?jǐn)?shù)變化如圖5b所示，鑄件固相分?jǐn)?shù)分布遵循壁薄區(qū)固相分?jǐn)?shù)高，壁厚區(qū)固相分?jǐn)?shù)低的規(guī)律。鑄件右側(cè)上端支架以及壁厚處的固相分?jǐn)?shù)低于周圍區(qū)域，當(dāng)周圍區(qū)域的固相分?jǐn)?shù)達(dá)到了0.8時(shí)，壁厚區(qū)域的固相分?jǐn)?shù)僅為0.5，甚至低于內(nèi)澆道的固相分?jǐn)?shù)。根據(jù)金屬凝固理論，當(dāng)固相分?jǐn)?shù)達(dá)到一定時(shí)，枝晶生長(zhǎng)形成封閉骨架，切斷了壓力傳遞和液相補(bǔ)縮通道，這種凝固不均勻現(xiàn)象導(dǎo)致在凝固過程產(chǎn)生孤立液相區(qū)，最終在鑄件壁厚處形成縮松、縮孔缺陷。 鑄件凝固時(shí)間如圖6所示。由圖可知，鑄件凝固順序遵循由遠(yuǎn)及近的規(guī)律。鑄件壁薄區(qū)以及遠(yuǎn)澆道處優(yōu)先凝固，溢流槽與鑄件兩側(cè)支架次之凝固，鑄件壁厚區(qū)域最后凝固。這是由于壁薄區(qū)域因溫度較低且與模具熱交換充分，因此會(huì)優(yōu)先凝固，而壁厚區(qū)域因壁厚大且傳熱較慢導(dǎo)致其最后凝固。
圖6 鑄件凝固時(shí)間 2.3 缺陷分析 鑄件內(nèi)部卷氣的分布如圖7a所示。由圖可知，鑄件的溢流槽內(nèi)存在較多氣體，有效地發(fā)揮了排除氣體的作用，證明了溢流系統(tǒng)設(shè)計(jì)的合理性。鑄件內(nèi)平均卷氣量約為0.000 3 g/cm³ ，但鑄件右側(cè)支架上端與左側(cè)支架區(qū)域卷氣量約為0.000 6 g/cm³ ，這是由于金屬液在此區(qū)域發(fā)生了卷氣和回流現(xiàn)象，導(dǎo)致該區(qū)域充型不良。
圖7 缺陷預(yù)測(cè)結(jié)果 鑄件內(nèi)部縮孔的分布如圖7b所示。由圖可知，缺陷分布與對(duì)鑄件凝固過程分析一致，鑄件內(nèi)的縮孔大部分集中在壁厚最厚處，少部分在右側(cè)上端支架與底部圓筒處。使用VE軟件對(duì)鑄件縮孔體積進(jìn)行測(cè)量，缺陷體積約為3.146 cm³，由于鑄件右側(cè)上端支架與底部圓筒處為零件質(zhì)量要求較高處，不允許內(nèi)部存在縮孔缺陷，因此需要通過優(yōu)化壓鑄工藝來消除縮孔缺陷。 3、壓鑄工藝參數(shù)優(yōu)化 3.1 正交試驗(yàn)方案設(shè)計(jì) 本研究選取澆注溫度、模具溫度、壓射速度作為正交試驗(yàn)中的主要影響因素，設(shè)計(jì)了正交試驗(yàn)的因素-水平表，如表2所示。
表2 正交試驗(yàn)因素水平表 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)為三因素三水平，根據(jù)正交表的使用規(guī)則，選用L9（3³）正交表，共進(jìn)行9組正交試驗(yàn)。依次對(duì)各組試驗(yàn)方案進(jìn)行數(shù)值模擬分析，將模擬結(jié)果中的凝固時(shí)間、縮孔體積、卷氣量三種質(zhì)量指標(biāo)作為試驗(yàn)結(jié)果，得到各組試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。
表3 正交試驗(yàn)方案 3.2 正交試驗(yàn)結(jié)果分析 為確定3個(gè)因素對(duì)凝固時(shí)間影響的主次順序和變化規(guī)律，對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行極差分析，表4為凝固時(shí)間極差分析表，圖8所示為壓鑄工藝參數(shù)對(duì)凝固時(shí)間均值的主效應(yīng)圖。根據(jù)表4可知，壓鑄工藝參數(shù)對(duì)凝固時(shí)間的影響程度大小為：澆注溫度（A）>模具溫度（B）>壓射速度（C）。對(duì)于凝固時(shí)間而言，澆注溫度和模具溫度對(duì)其影響顯著，而壓射速度對(duì)其作用有限，這是因?yàn)闇囟葏?shù)過高，導(dǎo)致金屬液到達(dá)固相線的時(shí)間變長(zhǎng)，而壓射速度對(duì)金屬液的溫度變化影響較小。因此在合理的工藝參數(shù)范圍內(nèi)，溫度參數(shù)可選擇較低水平，以提高壓鑄生產(chǎn)效率。由圖8可知，當(dāng)澆注溫度選擇A1，模具溫度選擇B1，壓射速度選擇C3，使得鑄件的凝固時(shí)間達(dá)到最短。因此在將凝固時(shí)間作為鑄件質(zhì)量的單一評(píng)定標(biāo)準(zhǔn)時(shí)，鑄件的最佳壓鑄工藝參數(shù)為A1B1C3。
表4 凝固時(shí)間極差分析表
圖8 壓鑄工藝參數(shù)對(duì)凝固時(shí)間均值的主效應(yīng)圖 為確定3個(gè)因素對(duì)鑄件內(nèi)部卷氣量影響的主次順序和變化規(guī)律，對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行極差分析。表5所示為卷氣量極差分析表，圖9所示為壓鑄工藝參數(shù)對(duì)卷氣量均值的主效應(yīng)圖。根據(jù)表5可知，壓鑄工藝參數(shù)對(duì)于卷氣量的影響程度大小為：澆注溫度（A）>壓射速度（C）>模具溫度（B）。對(duì)于卷氣量而言，澆注溫度與壓射速度對(duì)其影響較為顯著，而模具溫度對(duì)其作用有限，這與合理的澆注溫度與壓射速度能夠提供良好的金屬液流動(dòng)性有關(guān)。在一定范圍內(nèi)，金屬液澆注溫度越高，壓射速度越快，其流動(dòng)性越好。由圖9可知，當(dāng)澆注溫度選擇A3，模具溫度選擇B3，當(dāng)壓射速度選擇C3，使得鑄件的卷氣量達(dá)到最小。因此在將卷氣量作為鑄件質(zhì)量的單一評(píng)定標(biāo)準(zhǔn)時(shí)，鑄件的最佳壓鑄工藝參數(shù)為A3B3C3。
表5 卷氣量極差分析表
圖9 壓鑄工藝參數(shù)對(duì)卷氣量均值的主效應(yīng)圖 為確定3個(gè)因素對(duì)鑄件內(nèi)部縮孔體積影響的主次順序和變化規(guī)律，對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行極差分析，表6所示為縮孔體積極差分析表。圖10所示為壓鑄工藝參數(shù)對(duì)縮孔體積均值的主效應(yīng)圖。根據(jù)表6可知，壓鑄工藝參數(shù)對(duì)于縮孔體積的影響程度大小為：模具溫度（B）>澆注溫度（A）>壓射速度（C）。澆注溫度和模具溫度對(duì)縮孔率的影響非常顯著，而壓射速度對(duì)縮孔率的影響有限，這是因?yàn)殍T件內(nèi)部的縮孔缺陷是由于凝固過程金屬液補(bǔ)縮不及時(shí)導(dǎo)致，而良好的溫度參數(shù)可以改善鑄件凝固過程，而壓射速度對(duì)改善鑄件凝固過程的作用較小。由圖10可知，當(dāng)澆注溫度選擇A2，模具溫度選擇B3，當(dāng)壓射速度選擇C2，使得鑄件的縮孔體積達(dá)到最小。因此在將縮孔體積作為鑄件質(zhì)量的單一評(píng)定標(biāo)準(zhǔn)時(shí)，鑄件的最佳壓鑄工藝參數(shù)為A2B3C2。 結(jié)合以上分析可得，當(dāng)凝固時(shí)間作為評(píng)價(jià)指標(biāo)時(shí)，最佳工藝參數(shù)為澆注溫度630 ℃、模具溫度180 ℃、壓射速度5 m/s；當(dāng)卷氣量作為評(píng)價(jià)指標(biāo)時(shí)，最佳工藝參數(shù)為澆注溫度670 ℃、模具溫度220 ℃、壓射速度5 m/s；當(dāng)縮孔體積作為評(píng)價(jià)指標(biāo)時(shí)，最佳工藝參數(shù)為澆注溫度650 ℃、模具溫度220 ℃、壓射速度4 m/s。根據(jù)實(shí)際生產(chǎn)工藝的選取原則，需在保證產(chǎn)品質(zhì)量的前提下，提高生產(chǎn)效率，故正交試驗(yàn)中質(zhì)量指標(biāo)的重要性順序?yàn)椋嚎s孔體積、卷氣量、凝固時(shí)間，經(jīng)過綜合分析最終確定差速器殼體的最佳壓鑄工藝參數(shù)為澆注溫度650 ℃、模具溫度220 ℃、壓射速度5 m/s。
表6 縮孔體積極差分析表
圖10 壓鑄工藝參數(shù)對(duì)縮孔體積均值的主效應(yīng)圖 4、試驗(yàn)驗(yàn)證 采用布勒1 300 t壓鑄機(jī)進(jìn)行高壓壓鑄差速器試驗(yàn)驗(yàn)證，選擇最佳壓鑄工藝參數(shù)：澆注溫度650 ℃、模具溫度220 ℃，壓射速度為5 m/s。得到2件高壓壓鑄差速器鑄件如圖11所示，經(jīng)過切邊工藝，去除溢流槽、排氣槽和流道，零件凈重4.4 kg，差速器殼體表面光滑，輪廓清晰，無裂紋、飛邊、冷隔等缺陷，質(zhì)量良好。對(duì)質(zhì)量要求較高的差速器上端支架、下端支架以及底部圓筒進(jìn)行X射線探傷，從X射線圖中可知，鑄件內(nèi)部無明顯的氣孔、縮孔缺陷，驗(yàn)證了壓鑄工藝優(yōu)化方案滿足生產(chǎn)要求。
圖11 差速器殼體壓鑄實(shí)物圖和X射線探傷 對(duì)差速器殼體鑄件支架上端、支架下端以及底部圓筒處進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)試，如表7所示。從表中可以得出，不同位置的力學(xué)性能存在差異，但是遵循近澆道試樣力學(xué)性能優(yōu)于遠(yuǎn)澆道試樣力學(xué)性能、壁薄處試樣力學(xué)性能優(yōu)于壁厚處試樣力學(xué)性能的規(guī)律。在鑄件成形過程中，隨著擠壓力逐漸增大，會(huì)導(dǎo)致初生晶粒尺寸減小，從而使鑄件的力學(xué)性能顯著提高，由上文的流場(chǎng)分析可知，試樣上端支架與底部圓筒處于近澆道處，壓力處于較高水平，力學(xué)性能較好，而下端支架位于遠(yuǎn)澆道處，壓力在傳遞過程中會(huì)有損耗，處于較低水平，力學(xué)性能較差，但差速器殼體鑄件的整體力學(xué)性能較好，符合生產(chǎn)要求。
表7 差速器殼體鑄件的力學(xué)性能
5、結(jié)論
作者 本文來自：鑄造雜志 |
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