原標題：發動機主軸承座壓鑄件的開發與實踐

主軸承座零件外輪廓尺寸為410 mm×184 mm×87 mm，產品質量為3.36 kg，三維示意圖見圖1。主體部分有5個壁厚為22～24 mm的支撐梁，梁中心有直徑為?55 mm的半圓面，每個半圓面兩側有兩個直徑為?10 mm的螺栓過渡孔。產品底部有帶加強筋的不規則形狀結構的薄壁環繞，將5處支撐梁連接為一體。鑄件一般壁厚為4 mm，過渡圓角R為3 mm，起模斜度為1.5°。通過對鑄件的形狀及結構分析，發現鑄件呈框架式結構，壁厚不均而且局部存在厚大，鑄造工藝性不佳。零件的技術要求是軸承座在基準墊壓緊下最小載荷為6.7 kN，氣孔規范執行ES1S7G-6F098-AA。

由于主軸承座的主要功能是支撐發動機曲軸，并保證曲軸的正常運行，因此必須保證軸承座的內部鑄造質量，才能滿足軸承座達到功能要求的抗拉強度和疲勞試驗。但由于主軸承座鑄件存在嚴重的壁厚不均，在受力最大的支撐梁處，鑄件壁厚大于20 mm，壓鑄過程中極易產生縮孔缺陷，這是壓鑄過程需要解決的難點。

圖1 主軸承蓋支架三維示意圖

發動機主軸承座材質為ADC12合金，執行JIS H 5302：2006標準，材料化學成分見表1。其中Fe的含量較寬泛，Fe含量（質量分數，下同）低于0.6%時易粘模，高于1.2%會降低合金流動性和力學性能，影響鑄件質量，因此將Fe含量內控在0.6%～1.2%內。ADC12合金的抗拉強度為228 MPa，屈服強度為154 MPa，伸長率為1.4%，彈性模量為71 GPa。該材料具有良好的力學性能、切削性能和鑄造性能。

采用東大三建2.0 t/h鋁連續型熔化保持爐進行熔煉。投料時回爐料采用一類回爐料，質量小于總熔化鋁合金質量的40%。熔化時爐氣溫度設定為900 ℃，鋁液出爐溫度為720~770 ℃。鋁液出爐后倒入澆包，用精煉除氣機通氮氣進行精煉。精煉時，加入Al-10Sr桿，控制鋁液中Sr含量為0.03%～0.04%，在精煉出渣除氣的同時進行變質處理。圖2為變質處理前后ADC12合金金相組織。變質處理改變了合金的組織形態，枝狀結構轉變為球狀結構。細化后的組織均勻，無粗細晶粒交錯的混晶區存在，提高了材料的強度和伸長率。使用SPECTRDMX.06直讀光譜儀對精煉后合金進行化學成分檢驗，使用HZY-A220測氫儀進行密度值檢驗，使用“K模”進行含渣量檢驗，使用MXM-101手持式熱電偶對合金溫度進行檢驗，以上項目檢測合格才能轉至壓鑄機定量爐進行壓鑄生產。

表1 ADC12合金化學成分(%)

圖2 變質處理前后ADC12合金的金相組織

使用AnyCasting軟件進行CAE流場模擬數值分析。首先根據鑄件本身的結構特點，結合類似產品零件的經驗，設計壓鑄件的澆排系統，再通過不同的工藝參數進行多次模擬分析，在此過程中對橫澆道的形狀和內澆口的厚度進行優化，最終確定的工藝參數見表2。優化的模擬填充順序、填充速度結果見圖3。針對鑄件的開發難點即厚壁處可能出現的鑄造缺陷進行詳細的凝固收縮過程分析，凝固順序及收縮缺陷分析結果見圖4。

表2 壓鑄工藝參數

圖2 鑄件連接濾清器局部位置圖

圖4 ADC12鑄件凝固過程分析

由圖3可見，金屬液在充填過程中從內澆口流入型腔，在前4個支撐座充滿之后，熔體才在壓力下流向第5個支撐座。當充填至98%時，只有最后一個支撐座的溢流槽和排氣道未充滿，配合末端抽真空系統，充填過程較穩定；內澆道填充速度在48 m/s時不會出現對型腔的沖蝕，但由于內澆口正對型芯，會沖蝕型芯并且影響金屬液的流向，易出現卷氣。在模具設計時考慮適當縮短型芯高度尺寸，留出金屬液流動的通道。圖4為ADC12合金凝固過程分析。通過圖4發現鑄件在5個支撐座厚壁區域，會出現不同程度的縮孔和縮松，這主要是由于產品的結構所致。鑄件局部體積過大，金屬液凝固過程中體積收縮，得不到外來金屬液的補充，則會產生縮孔和縮松。分析表明，支撐座中間可能出現的縮孔縮松基本上距離軸瓦加工面10 mm以外，對鑄件的性能影響很小。為減少中間厚壁部位產生縮孔縮松，模具設計時要考慮內澆口的厚度及預留足夠的填充通道，以保證在金屬液充填完畢到完全凝固之前，進行加壓補縮。圖5為加大內澆口厚度縮短定模型芯長度后，鑄件縮松的分布位置及狀態對比圖。當內澆口厚4.0 mm，定模型芯長15 mm時，鑄件內部縮松相比內澆口厚度為3.2 mm，定模型長為30 mm時明顯減少。

根據數值模擬方案，發動機主軸承座壓鑄模的澆注系統采用縱向雙向填充，每個軸承座軸頸兩側布置大容量的集渣包，在填充末端采用阻尼式抽真空，模具結構示意圖見圖6。型腔采用整體式鑲塊結構，成形部分通過高速銑數控加工，局部異形及小圓角處采用電火花加工。根據產品結構及形狀，鑄件成形部分采用推管推出，澆道及集渣包采用推桿推出。依據模擬分析的結果，模具設計時，在滿足內澆口截面積的基礎上，適當增大內澆口厚度，同時縮短定模型芯長度，給金屬液留出補縮的通道，見圖5b。

圖5 ADC12鑄件的縮松分布

圖6 模具結構示意圖
1.推管 2.動模鑲塊 3.定模型芯 4.鑄件
5.鑄件 6.推桿 7.動模型芯 8.冷卻水道

主軸承座模具壓鑄生產的設備為ZDC-900TCS，配備史杰克西定量爐，鋁液溫度設定為（665±15） ℃。慢壓射速度為0.25 m/s， 快壓射速度為3.5 m/s，增壓壓力為110 MPa，射出增壓時間為10 s，冷卻時間為15 s。壓鑄過程采用自制真空系統，真空度達到10～20 kPa。在連續生產過程中監控模具型腔溫度，在（180±30） ℃工藝要求范圍內。壓鑄試生產500件，見圖7。可以看出，鑄件毛坯無冷隔、留痕、擦傷等外觀缺陷，鑄件毛坯去除澆口清理飛刺后進行拋丸處理，拋丸后鑄件見圖7a。試生產零件100%進行X光探傷，重點檢測主軸座軸頸位置內部質量， X光探傷結果見圖7b。同時抽取10件毛坯對軸頸處進行剖切，剖切面質量見圖7c。通過X光探傷結合剖切面質量分析，可見鑄件內無大于2 mm的縮孔縮松，內部質量符合客戶的要求并優于CKD零件；主軸承座5個軸頸處，第3軸頸（中間軸頸）和第5軸頸（最后填充）內部質量略差。

圖7 鑄件外觀及內部質量

發動機運行期間，主軸承座除了受靜載以外，絕大多數的破壞均是由疲勞引起。因此需要對主軸承座進行疲勞試驗和靜強度破壞試驗，以確定鑄件質量是否能夠滿足設計要求。取汽車發動機主軸承座試樣并進行標號，通過X光探傷發現內部質量相對薄弱的為1、3和5軸頸位置，疲勞試驗和靜強度破壞試驗均選擇主軸承座的1、3和5軸頸。對1~9號零件進行疲勞試驗，確定不同平均應力下疲勞極限（對應的循環應力次數＞107）。疲勞試驗使用PLG-100型微機控制高頻疲勞試驗機，輸出系統為華東振動測試系統，測試條件及測試結果見圖8及表3。試驗載荷下均沒有發生疲勞破壞現象。用同一夾具對主軸承座進行靜強度破壞試驗，圖9為破壞試驗后軸承座的照片，破壞試驗結果見表4。斷裂應力最小值為347 MPa，0.2%耐力最小值146 MPa。以上結果滿足鑄件質量要求，并優于CKD零件。

圖8 疲勞試驗
1.應變片 2.零件 3.壓頭 4.夾具

表3 疲勞試驗結果

圖9 破壞試驗后軸承座的照片

表4 靜態破壞試驗結果

結論

（1）采用CAE軟件對鑄件的工藝方案進行模擬分析，能夠快速識別壓鑄件的缺陷，在設計階段采取有效措施降低缺陷的可能性，縮短開發周期降低開發成本。

（2）根據鑄件的結構特點，設計合理的澆注系統，并通過適當加大內澆口厚度、縮短型芯長度等措施，制造出合理的填充及增壓補縮通道，減少鑄件厚壁處縮孔的產生。

（3）針對鑄件局部厚壁區域，需加大模具局部冷卻能力，保持最佳的模具工作溫度。厚壁鋁合金鑄件的合理工作溫度為（180±30） ℃。

（4）鋁合金原材料熔化過程采用變質處理工藝，結合良好的鑄件內部質量，能夠提高鑄件的力學性能，保證疲勞強度滿足質量要求。

《發動機主軸承座壓鑄件的開發與實踐》

董少崢 侯麗彬 朱桂霖

大連科技學院機械工程學院

本文轉載自《特種鑄造及有色合金》