圖1：鋁制減震塔結構示意圖

原標題：真空壓鑄鋁合金減震塔缺陷分析及改進

汽車車身結構件如副車架、減震器支座、后蓋框架、A/B柱等為承載受力件，與汽車安全性密切相關。這類結構件通常具有復雜薄壁、尺寸較大等特征，由于在行駛中要保證汽車可靠的安全性，這些受力結構件要求高的屈服強度及優良的伸長率。傳統的汽車結構件大多由多個鋼制件拼接而成，通過沖壓、鍛造、焊接、鉚接等工藝生產。隨著節能減排的要求越來越高，燃油車和新能源汽車都大力推進輕量化，因此車身結構件的輕量化，即“以鋁代鋼”已成必然趨勢，真空壓鑄工藝技術和高強韌壓鑄鋁合金的開發十分關鍵。

減震塔屬于車身承載結構件，對屈服強度和韌性要求高，且形狀復雜，是以鋁代鋼的典型結構件。目前壓鑄鋁合金減震塔已廣泛應用于某些中高端車型。然而，國內壓鑄企業在該方面的研究開發起步較晚，與大批量穩定生產和應用還存在一定的距離。

本課題為某主機廠開發一款新能源汽車用鋁合金減震塔，對首輪試生產得到的減震塔壓鑄件的力學性能較差部位進行缺陷分析，并對其壓鑄成形工藝提出了改進措施。

鑄件首次試制及試驗檢測

減震塔基本尺寸為532 mm×365 mm×299 mm，成品質量(增加余量后)為4.043 kg，體積為1.53×106  mm3，投影面積為156 735 mm2，基本壁厚在3 mm左右，分左右件（對稱），其結構示意圖見圖1，可以看出該產品屬于典型的復雜薄壁零部件。為保證要求的減震塔本體取樣壓鑄態伸長率≥5%，采用真空壓鑄工藝制備，合金采用自主開發的新型高強韌壓鑄鋁合金。

試制采用壓鑄機型號為IDR3500T，以保證具有足夠的合模力，結合減震塔的結構特征，確定左、右減震塔按一模兩腔布局設計，其整體澆注系統效果圖見圖2。主要壓鑄工藝參數：壓室長度為1 250 mm，充滿度為29.64 %，壓鑄時型腔的真空度為9×103Pa以下，達到高真空狀態，壓鑄溫度為680-700 ℃，模溫控制在200 ℃以上。

圖2：減震塔澆注系統設計

首次試制時，鋁液在壓鑄過程中順利充型，鑄件完整，表面無明顯缺陷，基本達到首次試制目標。對減震塔進行本體取樣，用WDW3200型室溫拉伸試驗機進行力學性能檢測，每個位置進行5組測試，拉伸速率為2 mm/min；采用OLYMPUS GX51金相顯微鏡、SEM（JEOL JSM6480型掃描電鏡）對減震塔取樣部位及拉伸斷口進行微觀組織形貌觀察。

性能檢測及分析

為研究減震塔鑄件的力學性能，進行本體取樣，取樣位置及編號見圖3。取樣位置涵蓋近澆口、遠澆口、鑄件中部及型腔內鋁液流動方向激變區，這些區域的力學性能可以代表減震塔鑄件的整體性能。

不同取樣位置的壓鑄態力學性能見圖4。對比可知，2號、3號、4號位置的平均抗拉強度均超過265 MPa，最大值為271 MPa，其他位置的平均抗拉強度則在250 MPa以下，最小值為247.5 MPa；所有位置的平均屈服強度相當，均在150 MPa左右，且波動較小，每組試樣測試差值在7 MPa以內；2號、3號、4號位置的平均伸長率在8%左右，最大伸長率為9.11 %，滿足設計要求，而其他位置的平均伸長率在4 %左右，其中1號位置伸長率最低，僅為1.78 %，遠低于要求的壓鑄態伸長率5 %以上。

影響鑄件抗拉強度和屈服強度的因素主要有基體強度、晶粒尺寸、第二相數量和分布等。由于檢測位置的材質相同，凝固溫度和冷卻速度基本一致，使得所有取樣位置的強度值基本相當。此外鑄造缺陷會影響鑄件的抗拉強度，但對其屈服強度影響不大，2號、3號、4號位置的抗拉強度高于其他位置，可能與本身鑄造缺陷較多有關。

對壓鑄件來說，除了材料本身，伸長率的好壞主要與鑄造缺陷有關。2號、3號、4號位置的伸長率顯著高于其他位置的伸長率，可能與這些部位的鑄造缺陷較少有關。這與抗拉強度分析的結果一致。

圖3鑄件本體取樣位置

圖4首次試制得到鑄件的不同部位的壓鑄態力學性能

根據鑄件本體的力學性能結果，對1號、3號、5號和6號位置取樣并進行OM觀察，見圖5。可以看出，所有位置的晶粒尺寸基本一致，其組織由細小的α-Al和共晶組織組成（見圖5c）。但1號、5號和6號部位試樣存在明顯的氣孔，尺寸從十幾μm到幾十μm不等（圓圈內所示），而3號部位試樣的顯微組織則未發現明顯的氣孔，這與模擬分析及X射線檢測的結果一致。氣孔是鋁合金壓鑄件常見的缺陷，其不僅使鑄件的有效受力面積減少，還會造成鑄件局部應力集中而成為裂紋源，最終嚴重降低合金的伸長率，一些不規則氣孔的出現，還會使合金的抗拉強度下降。

圖5減震塔鑄件不同位置OM形貌.（a）1號位置，（b）（c）3號位置，（d）5號位置，（e）6號位置

壓鑄件中的氣孔主要由壓鑄充型過程鋁液紊流卷氣、壓鑄參數不當或壓鑄模具設計不合理導致排氣不良、產品壁厚差過大和鋁液精煉除氣效果差等因素造成。所開發的減震塔采用真空壓鑄工藝，產品壁厚均勻，因此產生氣孔得原因可能是鋁液中含氣量較大、壓鑄參數不當或模具澆注系統設計不合理等。

圖6為不同位置拉伸試樣斷口SEM照片。從圖6a和圖6c看出，3號和5號位置試樣的拉伸斷口均為準解理斷裂，斷口中出現明顯的臺階形態，其他位置的試樣斷口方式與其一致。從圖6b可以看出，高倍組織中存在大量的韌窩和撕裂棱，韌窩的內部存在大量的第二相，通過能譜分析可知主要為共晶硅和AlMnFeSi相。對比兩個位置試樣斷口，發現5號位置試樣拉伸斷口中存在氣孔和夾渣等缺陷（圖6a圓圈內所示），在1號位置的試樣斷口中也同時發現氣孔和夾渣，6號、7號位置試樣斷口中僅出現大量的氣孔；3號位置的試樣斷口中很少看到明顯的鑄造缺陷，2號和4號位置的試樣斷口與3號位置的組織一致，這導致1號、5號、6號、7號這些位置伸長率遠低于其他位置。通過多次試樣斷口觀察，發現6號、7號位置試樣斷口中氣孔的尺寸和數量隨機性較大，從而導致這兩個位置的伸長率波動遠高于其他部位。

根據鑄件力學性能檢測及微觀組織觀察，結合減震塔本身設計，可知力學性能較差的區域存在的問題在于：1號位置處于鑄件的遠澆口區域，鋁液最后流動到該部位，熔體溫度低于其他部位，且隨著鋁液流動，型腔內的殘存氣體被壓入此處，導致遠澆口處的氣孔尺寸和數量明顯高于其他部位，且鋁液中的夾渣最易存在于最后充型區域；5號位置雖處于近澆口區域，然而該區域的進澆口較窄，此處所取的試樣一半處于澆口以外，該處形成鋁液充型時的流動死角，導致產生的氣體和夾渣無法排出，使該處試樣的伸長率遠低于正常值；6號和7號位置處于鋁液流動方向急轉區域，該區域充型方向改變角度幾乎為直角，且由于5號位置的澆口較窄，使得無充足鋁液流到該處，從而導致這些位置充型困難，易形成卷氣。

圖6減震塔不同部位斷口形貌。（a）3號低倍，（b）3號高倍，（c）5號低倍，（d）5號高倍

改進方案及力學性能測試

根據首次減震塔力學性能測試及缺陷分析，確定鑄件整體的屈服強度相當，抗拉強度略有變化，而伸長率差異較大，導致力學性能較差，主要是該部位存在氣孔和夾渣等缺陷。真空壓鑄時，氣孔產生與鋁液除氣不充分導致含氣量較高、模具設計不合理導致氣體排出不暢、壓鑄工藝參數設置不合理如壓射速度過快造成卷氣、真空閥開閉時間不合理、鑄件壁厚差異過大及脫模劑不合格等因素有關；夾渣產生的主要因素歸結為熔體精煉時除渣效果不好、鋁液自由表面氧化造渣、模具設計不合理導致排渣不完全等。對本試驗中鑄件來說，影響氣孔大小的因素主要與熔體含氣量、型腔本身真空度及模具本身設計有關，而夾渣則與鋁液存在流動死角或渣包尺寸太小有關。

為此，主要通過以下幾個方面來改進：①加寬5號位置的澆道，使其保證鋁液流動時，較為順利地填充側壁的位置；② 加大1號位置的渣包尺寸，使鋁液的夾渣和氣體盡可能排入渣包中；③ 進一步降低熔體中的含氣量，保證熔體溫度在690-700 ℃之間；④改進模具密封性，從而進一步提高壓鑄時型腔內的真空度，使其真空度保持在5×103 Pa以下。

圖7是改進方案后壓鑄生產的減震塔進行本體取樣的力學性能數據。由圖7可知，所有位置的壓鑄態伸長率均超過7.9%，遠高于要求的5%以上，這為為后續熱處理進一步提高力學性能奠定了良好的基礎。

圖7改進后鑄件不同部位的力學性能

與圖4相比，減震塔不同位置的平均抗拉強度最低值由原來225 MPa增加到284 MPa，提高了26%，平均伸長率最低值由原來的3.56 %提高到7.13 %，提高超過100%。由于合金材料及壓鑄參數無明顯變化，所以改進前后減震塔的屈服強度變化不大。

結論

（1）真空壓鑄鋁減震塔首次壓鑄后不同位置的抗拉強度值有一定的變化，屈服強度相當，而伸長率差異較大，多個位置平均伸長率低于5%，低于要求。組織觀察可知力學性能較差部位主要存在氣孔和夾渣等鑄造缺陷。

（2）根據首次試制結果，制定了改進方案。第二次試制后的減震塔整體力學性能比較平均，相比于第一次試制，鑄件的抗拉強度得到一定的提高，最低值為284 MPa，鑄件的平均伸長率均超過7.13%，滿足壓鑄態伸長率不低于5%的要求。

作者：
張俊超  鄒純  邱楚    中鋁材料應用研究院有限公司蘇州分公司
張俊超  蘇州有色金屬研究院有限公司
鐘鼓  汪學陽  廖仲杰  萬里  廣東鴻圖科技股份有限公司
鐘鼓  韓志強  清華大學材料學院

本文素材來自：《特種鑄造及有色合金》雜志社2019年第39卷第03期