随着环保意识的提高和能源问题的日益突出，汽车轻量化已成为汽车行业的热门议题。在这一背景下，铝合金结构件作为一种轻量化解决方案[1-2]，正逐渐成为行业关注的焦点。其中，压铸由于其高生产效率和优良的铸件性能[3]，被广泛应用于汽车结构件的开发。力学性能是保证汽车安全的重要指标，因此汽车压铸件开发过程中，需要严格控制气孔、夹杂、缩孔、缩松等缺陷，以保证压铸件最终的力学性能达到指标要求。但由于汽车压铸件存在结构复杂、壁厚不均等问题，铸造缺陷控制难度较大，需要制定合理的压铸工艺方案才能保证铸件的性能。压铸过程的数值模拟技术可以对各类缺陷进行分析预测[4-6]，为压铸工艺优化改进提供重要依据，并缩短铸件开发周期[7-9]，已被广泛应用于压铸模具设计中。其中，Flow-3D 采用Tru-VOF 技术，可以更精确地计算液体交界聚合时动态自由液面的流动和飞溅等，以及对复杂流动现象的良好适应性[10]。
赵旭等[11]通过数值模拟研究了AlSi10MnMg 承重梁缺陷的产生原因，并使用延长保压时间来减少其缺陷的产生；潘威武等[12]采用数值模拟软件预测缺陷，通过对合金成分的调整，减少了发动机缸体的缺陷产生，但二者缺少针对特定较厚部位缺陷消除的方案。范李鹏等[13]在基于重力铸造的工艺中采用数值模拟软件预测，并通过调整浇注工艺并采取放置冷铁等措施，成功消除了基座铸件壁厚较厚位置的缺陷。然而，在压力铸造工艺中，尚未对冷铁是否能够有效消除较厚壁厚位置的缺陷进行验证。Huang 等[14]基于数值模拟的压铸工艺中采用高压点冷方式解决了壁厚较厚位置缺陷，然而高压点冷在实际生产中由于冷却水距离热节有一定距离，冷却响应速度较慢。本文针对某汽车品牌后悬梁压铸件，采用Flow-3D 数值模拟软件辅助进行压铸工艺设计，对比了不同浇注系统方案，重点针对壁厚处的缩孔问题提出模具镶嵌铜合金块改进措施，通过改变凝固顺序消除铸造缺陷。
1 零件分析及压铸工艺设计
1.1 汽车后悬梁零件分析
该零部件材料为AlSi10MnMg，其成分见表1，形状如图1a 所示。主体轮廓尺寸为479.27 mm×304 mm×125 mm(图1b)，主体壁厚为4 mm，壁厚最大部位为图1c 中所示的A、B 螺栓孔，该处为零件主要受力区域，故采用大壁厚设计，厚度达到19 mm，为保证承载能力要求，不能有缩孔等铸造缺陷。
图1 后悬梁：(a)UG 三维图；(b)二维尺寸；(c)壁厚分析
Fig.1 Rear suspension beam:(a)UG 3D drawing;(b)2D size;(c)wall thickness analysis
表1 AlSi10MnMg合金化学成分
Tab.1 Chemical composition of the AlSi10MnMg alloy(mass fraction/%)
1.2 内浇口截面计算
按照压铸手册可得[15]：
式中，Ag 为内浇口横截面积，mm2；G 为通过内浇口金属液的总质量，g；ρ 为液态金属的密度，g/mm3；Vg为内浇口处的流速，mm/s；t 为铸件型腔的充填时间，s。
铸件总质量约为2 440 g，液态AlSi10MnMg 合金密度为2 450 g/mm3，内浇口速度按照一般压铸速度取20 000～60 000 mm/s，本铸件对组织致密度要求较高，为便于排气，采用较慢的充填速度，初步取值20 000 mm/s，；铸件平均壁厚为4 mm，铸件充填时间初步确定为0.03 s[15]。通过式(1)计算得到内浇口总面积为1 420 mm2。
1.3 浇注系统设计
综合零件自身特点，初步设计出如图2 所示的2种浇注系统。图2a 所示的方案I 采用3 个内浇口，内浇口面积设置为1 300 mm2，较少的浇道控制金属液流动，可以减少熔接痕的产生。图2b 所示的方案II采用5 个内浇口，内浇口面积设置为1 600 mm2，以提高铸件单位时间的充填率，缩短铝液流动距离。在铸件的末端分别设备溢流槽和排气道，收集压铸过程中产生的氧化夹渣，排除型腔中的气体。采用Flow-3D 软件分析2 种方案铸件的充填和凝固过程，通过缺陷预测分析，比较2 种方案的优缺点。
图2 浇注系统：(a)方案I；(b)方案II
Fig.2 Pouring systems:(a)scheme I;(b)scheme II
1.4 数值模拟参数设置
压铸速度设置为3 个阶段，第1 阶段低速段为0.03～0.08 m/s，通过慢速将液态金属充满料筒和流道[16]；第2 阶段高速段为1.5 m/s，通过高速压铸可以有效减少流痕、冷隔等缺陷；第3 阶段待铸件填充为90%，即改用压力填充直至凝固，使铝水在高压下凝固，提高铸件的组织致密性。金属材料选用AlSi10MnMg，材料热物性参数见表2[17]，浇注温度设定为670 ℃，模具材料选用H13 钢，热物性参数见表3[18]，模具温度设定为200 ℃。
表2 AlSi10MnMg材料参数[17]
Tab.2 Parameters of the AlSi10MnMg alloy[17]
表3 H13 钢材料参数[18]
Tab.3 Parameters of H13 steel[18]
充型过程流体采用具有更具通用性的Renormalized group (RNG) 模型[19]，凝固模型启用树枝晶补缩。网格划分采用其自主的FAVOR技术[10]，由于单个网格块无法精细描述零件，增加网格数又将加大运算时间，故采用网格嵌套方式[19]，具体划分如图3 所示，A、B 网格块单个网格尺寸为0.25 mm，C、D为0.1 mm，在各网格块的边界添加了网格面，强制将不同网格块的边界面对齐。
图3 网格划分
Fig.3 Mesh division
2 数值模拟结果分析
2.1 卷气模拟结果
根据图4 液体填充图可知，由于铸件螺栓孔附近壁面都是由小变大，可观察到在方案II 中A 位置填充时间为3.099 s 时出现液面翻卷，B 位置在填充时间为3.111 s 时也出现液面翻卷。这些液面翻卷现象导致了卷气的产生，最终与铝液融合形成卷气。2 种方案产生的最终卷气云图如图5～6 所示。从图中可以看出2 种方案在铸件的螺栓孔位置及铸件两端存在卷气(如箭头所示)，相比之下，方案II 的卷气区域和质量密度都小于方案I，质量密度约0.3 kg/m3，小于空气的标准大气压质量密度1.29 kg/m3，可以认为卷气情况不严重。
图4 方案II 液体填充：(a)截面示意图；(b)A 处截面；(c)B 处截面
Fig.4 Liquid-filled diagram of scheme II:(a)schematic diagram of the cross-section;(b)cross-section at A;(c)cross-section at B
图5 方案I 卷气云图
Fig.5 Cloud map of air entrapment of scheme I
图6 方案II 卷气云图
Fig.6 Cloud map of air entrapment of scheme II
2.2 氧化夹渣模拟结果
氧化夹渣仿真结果如图7～8 所示。可以发现两种方案中的氧化夹渣都汇集在零件末端的渣包中，靠近这两渣包处的零件也会存留一部分氧化夹渣物(如箭头所示)。由于零件末端是铝水行程最远部分，氧化夹渣有更多的时间沉积、汇集，最终导致氧化夹渣物主要聚集在充填末端。通过对比可以看出方案II 相较于方案I 会在零件内留存更少的氧化夹渣物，且夹渣物主要集中在渣包附近，在实际生产中可以通过加大渣包进一步排除。
图7 方案I 氧化夹渣物分布云图
Fig.7 Cloud map of the distribution of oxide inclusions for scheme I
图8 方案II 氧化夹渣物分布云图
Fig.8 Cloud map of the distribution of oxide inclusions for scheme II
2.3 缩孔模拟结果
图9～10 为凝固过程孤立液相形成图，可以发现，2 个方案中，筋条和上端螺栓孔厚壁处均会存在孤立液相，进而形成热节，最终导致缩孔缺陷(图11)，最终缩孔位置出现在图11 中的A～C处。
图9 方案I 孤立液相形成
Fig.9 Formation of the isolated liquid phase in scheme I
图10 方案II 孤立液相形成
Fig.10 Formation of the isolated liquid phase in scheme II
图11 缩孔结果：(a)方案I；(b)方案II
Fig.11 Simulation results of shrinkage hole:(a)scheme I;(b)scheme II
3 缩孔缺陷改进措施
采用BRUKER Q2 ION 型火花光谱仪进行试样化学成分分析，对实际生产后的样品采用日联科技UNS-150 X 光工业检测仪器进行孔洞检测。制备金相试样后，采用浓度0.5%的HF 腐蚀剂进行腐蚀，使用MV5000(R/TR)金相显微镜观察微观组织。
生产实践表明，通过加设点冷[20]，提高壁厚位置的冷却速度，增加热节与浇口连接区域的厚度，延长浇口补缩时间[21]，或增大补缩压力等措施可以消除热节。铸件在试模生产中采用了这3 种方案，结果如图12a 所示。由图12b 和c 所示的试模样件的X 光检测图，可以看出C 处靠近内浇口，通过增大补缩压力基本可以消除缩孔，而A、B 2 处距离内浇口较远，铝液难以补缩，A、B 2 处出现的缺陷与Flow-3D 仿真中基本一致。对A、B 处进一步剖切进行金相分析，发现2 处均存在明显的缩孔和缩松(图12d～e)。其中A 处的最大缩孔达到200 um，B 处的缩孔达到400 um，会严重影响该区域的承载能力，需进一步改进工艺，消除缩孔。
图12 方案II 实际生产铸件检测情况：(a)产品实物图；(b)A 处X 光检测；(c)B 处X 光检测；(d)A 处截面金相；(e)B 处截面金相
Fig.12 Inspection of actual production castings for scheme II:(a)physical drawings of products;(b)X-ray inspection at point A;(c)X-ray inspection at point B;(d)OM image of the section at point A;(e)OM image of the section at point B
采用局部挤压工艺也是消除缩孔的有效措施[22-25]，但本铸件的A、B 处螺栓孔轴线垂直分型面，且距缩孔位置较近，不适合独立布置局部挤压机构，且在实际生产中模具温度存在波动，挤压鞘触发时间不易控制。因此本铸件采用在模具中镶嵌高导热的模具材料，调节模具传热能力，消除热节。
采用CuCoBe 材料制作镶块嵌于模具中，镶嵌位置如图13 所示。嵌件材料的热物性参数见表4。利用铜合金的高导热性，加快铸件厚壁位置的冷却速度，从而控制铸件的温度分布[13,26]，避免铸件厚壁处因冷却过慢形成热节，达到消除缩孔，提高铝合金铸件质量的目的。
图13 CuCoBe 镶嵌分布
Fig.13 Distribution of CuCoBe mosaics
表4 CuCoBe材料参数
Tab.4 Parameters of the CuCoBe alloy
图14 为模具中镶嵌铜合金块后铸件凝固过程的孤立液相形成图。从图中可以看出，铸件的凝固顺序较未加嵌块时发生了改变，壁厚部位的热节基本消除。图15 为铸件厚壁处A、B 点在模具镶嵌铜合金前后的冷却速度曲线。可以看出，镶嵌铜合金前A 点完全凝固用时13.4 s，B 点完全凝固用时14.6 s。镶嵌铜合金后，A 点凝固时间缩短到5.2 s，B点缩短到4.9 s。壁厚处的冷却速度显著提高。图16为模具镶嵌铜合金后的缩孔分布。可以看出，A、B处的缩孔均已基本消除，表明采用高导热模具材料调节壁厚处模具导热能力的方案是可行的。
图14 镶嵌CuCoBe 后孤立液相形成
Fig.14 Isolated liquid phase formation after inlaying CuCoBe
图15 铸件温度变化图
Fig.15 Variation in the temperature of the casting
图16 镶嵌CuCoBe 后铸件缩孔
Fig.16 Shrinkage hole of casting after inlaying CuCoBe
4 结论
(1)在压铸过程中，压铸参数相同的情况下，采用5 个浇口的浇注系统方案比3 个浇口的方案更有利于控制卷气和氧化夹渣缺陷，可以保证铸件的质量。
(2)铸件厚壁处易产生较大缩孔，通过模具镶嵌铜合金块可以加快厚壁处铝水的冷却速度，避免产生热节，数值模拟结果表明，可以有效地消除缩孔缺陷，保障铸件承载区域组织的致密度。
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