原標題:基于AlSi10MnMg電池罩蓋工藝研究

摘 要:以新能源汽車AlSi10MnMg壓鑄鋁合金電池罩蓋為研究對象，通過數值模擬分析，預測充型過程中的卷氣缺陷，優(yōu)化設計壓鑄模具排溢系統(tǒng)。通過熱處理試驗，確定該產品人工時效工藝參數。試驗證明，數值模擬能有效的控制卷氣，經過190 ℃ x 2 h的人工時效，電池罩蓋滿足抗拉強度30 0MPa，屈服強度210MPa，伸長率5%的力學性能要求。

近年來由于汽車輕量化的需求，如懸掛梁、承重梁、減震塔及輪轂等鋁合金壓鑄件得到了越來越多的應用。AlSi10MnMg作為新型的高強韌性鋁合金壓鑄材料，其具有抗拉強度和伸長率高等特點。在壓鑄充型過程中，AlSi10MnMg合金熔體在壓力作用下以極快的速度填充模具型腔，容易產生卷氣缺陷，因此分析充型過程中的卷氣狀況十分重要。本研究運用Anycasting軟件進行卷氣數值模擬分析，并通過熱處理工藝進一步提高AlSi10MnMg薄壁壓鑄件的力學性能。

1、產品結構

圖1為新能源汽車電池罩蓋的外形，材質為AlSi10MnMg，該產品平均壁厚為3 mm，外形輪廓尺寸為152 mm×142 mm×22 mm，鑄件投影面積為142 cm2，質量為0.22kg。該產品裝配于電池上蓋，外表面裝配多個傳感器和螺栓，產品功能上需要保護內部電池組，防止液體泄漏，同時需要承受一定的外部沖擊和以及抵抗長期的疲勞振動。內控要求抗拉強度大于300 MPa，屈服強度大于210 MPa，伸長率大于5%，加工表面不能有大于1 mm的氣縮孔，密封測試條件為10 kPa條件下泄漏率小于8 mL/min。該合金鑄態(tài)抗拉強度為240 MPa,屈服強度為140 MPa，伸長率為5%，無法滿足需求，因此從原材料成分、模具設計及人工時效幾個方面對其進行改善。

圖1 新能源電池罩蓋

2、化學成分分析

AlSi10MnMg基于Silafont-36，依據DIN EN 1706 標準規(guī)定，化學成分見表1。Si含量略低于AlSi共晶合金，具有較好的流動性。而Fe含量低，使Al-Fe-Si相的針板塊狀得以消除，壓鑄件在受力狀態(tài)下不易產生裂紋。一定的Mn含量可以減弱Fe的危害，防止壓鑄時合金的粘模現象，而在組織上呈現球狀相。

表1 AlSi10MnMg的化學成分 wb/%

由表1可知，標準中規(guī)定的AlSi10MnMg鋁合金中，Mg含量為0.1%~0.6%，范圍比較寬。吳樹森等研究發(fā)現，Mg含量的增加與抗拉強度與屈服極限正相關，與伸長率負相關。過低的Mg不能產生足夠的強度，也不利于后續(xù)的熱處理，而過高的Mg能導致伸長率降低，Mg與Si形成Mg2Si強化相，使得α-Al固溶體結晶點陣發(fā)生畸變，從而起到強化合金的作用。Mg的含量為 0.20%~0.40%可以取得較好的綜合力學性能。

Fe是壓鑄鋁合金中一種有害元素，其以FeAl3和Al-Si-Fe的片狀或者針狀組織存在，降低合金的力學性能，Fe含量要低于0.15%，Mn元素可以與Fe形成化合物，進一步消除鐵有害因素，同時Mn可以提高產品球狀結晶組織含量，將Mn含量保持為0.50%~0.80%。

適當增加Ti能顯著細化鋁合金的晶粒組織，提高合金的力學性能，降低合金熱裂紋傾向，故將Ti含量控制為0.06%~0.10%之間。由此，調整后壓鑄鋁合金的成分見表2。

表2 試驗材料成分AlSi10MnMg  wb/%

3、模具設計與數值模擬

圖2為該電池罩蓋澆注系統(tǒng)基本結構，總投影面積為290 c㎡, 澆注總質量為0.78 kg，選用UB350ic壓鑄機，該設備鎖模力為3 500 kN。設計模具每模1件，壓室直徑為ø60mm，料缸充滿度35%。模具有五個分支澆道，其中左側分支澆道制造伴隨鑄件的試片2，并通過阻斷器8控制是否需要制造試片。根據該產品要求，鑄件內左下側“眼鏡孔”區(qū)域、 右下側“矩形方框” 區(qū)域、澆注末端“圓孔”區(qū)域安裝傳感器等零部件，這3個部位是通孔，并且該區(qū)域加工后所有加工表面氣孔應小于0.6 mm。鑄件4個分支澆道呈梳狀結構，內澆口長度為75 mm，澆口厚度為2.0mm，為凝固模數的2/3，總澆口截面積為150 m㎡，計算可得平均流速為40 m/s左右。壓鑄模采用FS438壓鑄熱作模具鋼，其具有良好的淬透性、韌性、熱強性、熱疲勞性能，熱處理變形小等。冷卻介質為水，局部采用10 kg/c㎡的可編程間斷高壓點冷卻，自然排氣，通過模擬分析確定渣包位置以及排氣波板的設計。

圖2 電池罩蓋澆注系統(tǒng)

1.電池罩蓋 2.試片 3.料柄 4.直澆道 5.橫澆道 6.分支澆道 7.試片渣包腔 8.阻斷器

借助 ANYCASTIN 6.0軟件進行模擬分析，主要可進行鑄造的充型、熱傳導、凝固過程和應力場的模擬分析。模擬分析對象為鑄件與壓鑄模具，劃分1 560萬個網格，根據薄壁件高速填充特點，設定初始邊界條件為熔體溫度680 ℃，模具溫度為185 ℃，沖頭充型速度為3.5 m/s，模具與鑄件傳熱系數為2 000 W/(㎡.K)，模具間傳熱系數為1 000 W/(㎡.K)。

模擬分析結果見圖3。合金液在壓射沖頭推動下以較低速速到達內澆口，中間兩澆口的鋁液首先被填充。由圖3a可知，第0.015 s開始高速壓射，澆口平均速度為42 m/s左右，鋁液沖擊模具和型芯，以紊流狀態(tài)填充型腔。從圖3b可見，第0.0175 s到達“眼鏡孔”區(qū)域，在模具上該部位為研合模具型芯，鋁液將沖擊型芯產生渦流卷氣。為確保該重要部位質量，將眼鏡孔通孔設計變更為2 mm厚的盲孔，即模具在該部位的研合優(yōu)化為2 mm的間隙，卷氣狀況明顯改善，增加的2 mm材料在后序加工切除。從圖3c可見，在填充0.021 s左右兩股鋁液分別到達圓孔和矩形孔末端，通過模擬發(fā)現，澆道對側圓孔末端與矩形孔末端均有明顯卷氣情況發(fā)生,，故分別設計渣包于圓孔和矩形孔內，渣包入料口為模擬鋁液交匯處；第0.024 s填充至鑄件末端，流向鑄件周邊渣包,見圖3d。經多次模擬分析，在鑄件填充末端分別設置8個渣包，鑄件生產后經X光顯示，周邊渣包內含有較多氣縮孔與氧化夾渣。

圖3 電池罩蓋填充卷氣模擬

圖4為填充0.277 s時的速度云圖。“π”型排氣波板是將一個傳統(tǒng)的排氣波板中間隔離，同時保留末端連通，一般左右兩邊隔離長度為4~5個牙扣，該結構既可以保證左右兩側氣體排出互不干擾，同時縮小空間，節(jié)省加工制造成本。從圖4可以看出，該時刻左側鋁液達到第一牙扣，右側即將抵達第一牙扣，使用粒子跟蹤技術測量左側前端速度為12 m/s，右側為1 3m/s，由于波板平均間隙為0.7 mm，兩股鋁液經過第一牙扣后速度迅速下降，到第二牙扣幾乎停止運動，鋁液最終停止的位置與鋁液粘度、模具溫度以及鑄造壓力等有關，設計左右兩側分別獨立4個牙扣，在第5~8個牙扣連通，實踐證明“π”型排氣波板設計合理，生產過程使用可靠。

圖4 填充0.277秒速度矢量

依據模擬分析結果，使用UB350iC壓鑄機生產該零件，壓射沖頭尺寸為ø60 mm，實測沖頭與料缸間隙為0.07 mm，為適應薄壁件充型，保溫爐設定合金液溫度為680 ℃，實際模具溫度控制在180~200 ℃之間，鑄造壓力為80 MPa，一級壓射速度為0.2 m/s，二級速度為3.5 m/s，鑄件見圖5。使用XG-160S T/S X射線實時成像機檢查零件內部質量，可以看到鑄件整體輪廓清晰，見圖6，眼鏡孔、方形孔及圓孔周邊重要功能區(qū)域無可見氣孔、氧化夾渣等質量缺陷，澆注末端質量良好，周圈密封環(huán)形槽滿足設計要求。同時，隨件試片輪廓清晰，無可見氣孔等缺陷，見圖7。使用WDW-50電子萬能試驗機測量隨件試片力學性能，其抗拉強度平均值為260 MPa，屈服強度值為 170 MPa，伸長率為 6 %，性能不能滿足設計要求。

在產品3個重要區(qū)域取切片拋光并在10%燒堿溶液中腐蝕，使用AX10蔡司金相顯微鏡進行組織觀察，見圖8，白亮α鋁多數為塊狀或枝狀，晶粒尺寸較為粗大，個別尺寸大于80 um, 細小暗黑色Al-Si合金分布于α鋁周邊，較為均勻，但仍可見細小氣縮孔，孔隙率為3.5%。取圓孔內渣包進行金相檢驗，見圖9，發(fā)現有多個呈圓形黑色氣孔空洞，且周邊存在密集分布細小孔洞，經圖像識別測量，渣包內孔隙率為大于9%，說明該處渣包實現集氣及排渣的功能，氣體是在鋁液流動前端被高速卷入渣包，在高壓下被壓縮為孔洞。該現象與模擬分析結果基本一致，說明模具渣包設計較為合理。

4、熱處理工藝效果

鋁合金鑄件熱處理目的是提高合金的力學性能，增強耐腐蝕性能，改善加工性能，獲得尺寸的穩(wěn)定性。鋁合金的時效硬化不僅決定于合金的組成、時效工藝，還取決于合金在生產過程中的缺陷，特別是空位、位錯的數量和分布等，目前普遍認為時效硬化是溶質原子偏聚形成硬化區(qū)的結果。AlSi10MnMg薄壁壓鑄零件在T5及T6的適當工藝參數，都能得到較好的性能要求。由于固溶熱處理工藝較為復雜，并且較高的溫度容易導致薄壁壓鑄件變形超差，且薄壁該零件可以在2h可以得到均勻的溶解，因此以溫度為變量采用人工時效處理。

選取人工時效溫度范圍為170~210 ℃，每間隔10 ℃作為1組，保溫時間均為2 h。采用Sx2-12-6電阻爐進行人工時效，額定功率為12 kW，爐膛尺寸為550 mm×550 mm×450 mm；將每組3個試片懸掛放置入爐膛中間部位，通風，升溫15 min到達規(guī)定時效溫度，隨后自動保溫計時，最后由人工將試片取出空氣中冷卻。

使用WDW-50E萬能拉伸試驗機在室溫條件下進行拉伸測試，拉伸測試過程依據國標GB/T228.1-2010，見圖10，伸長率由卡尺測量拉伸前后數值計算獲得，每組3件，測試結果見表3。

圖10 不同時效溫度下拉伸試片

表3 人工時效參數與力學性能表

從表3可以看出，經過人工時效熱處理，屈服極限和抗拉強度相對于原始鑄態(tài)有不同程度提升，其中190 ℃ x2h時，分別為306 MPa和222 MPa，而后當溫度增加強度略有降低；同時，經過T5熱處理，伸長率先下降然后上升，其中190 ℃ x 2h的伸長率為5.4%，但都小于壓鑄毛坯狀態(tài)的。

進一步選擇熱處理時效溫度190 ℃，保溫8 h對電池罩蓋鑄件進行去時效處理，進行拉伸測試后得到抗拉強度為307MPa，屈服強度為227 MPa，但伸長率下降到2.6%，說明過長的熱處理時間對于強度影響不大，但對伸長率影響很大。

5、結論

基于AlSi10MnMg壓鑄合金材料,針對新能源汽車電池罩蓋力學性能要求，提出解決該問題的一般方法，即合理選擇合金成分含量、優(yōu)化設計壓鑄模具、正確配置人工時效方案。結果表明，合金成分中Mg的含量為0.2%~0.4%，根據零件結構特性優(yōu)化排溢系統(tǒng)，人工時效選擇190 ℃以及2 h，其性能能滿足要求。

作者
朱洪軍 黃瀟蘋
大連科技學院機械工程學院
間德海
大連亞明汽車部件股份有限公司
本文來自：《特種鑄造及有色合金》雜志