原標題：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，運用有限元軟件ProCAST對差速器殼體高壓壓鑄過程進行數(shù)值模擬，利用求解流場、溫度場、速度場預(yù)測壓鑄缺陷，并通過正交試驗優(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，鑄件會發(fā)生凝固不均、澆道提前凝固現(xiàn)象，完全凝固時會形成縮孔缺陷。綜合壓鑄參數(shù)對凝固時間、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)，壓鑄試驗驗證了壓鑄參數(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動力傳遞。車輛運行過程輸出功率高、啟動扭矩大，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，澆冒口較大等問題。

目前差速器殼體經(jīng)過“以肋代實”的輕量化結(jié)構(gòu)設(shè)計，在保證結(jié)構(gòu)強度的前提下，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)計的需求得以滿足。但輕量化設(shè)計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)差速器殼體先進工藝成為目前研究的重點。

本文采用輕量化材料A380鋁合金和先進制造技術(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，在壓鑄過程中會出現(xiàn)渦流裹氣、金屬液難以均勻補縮現(xiàn)象，導致鑄件內(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，對差速器殼體壓鑄過程進行數(shù)值模擬，利用求解流場、溫度場、速度場實現(xiàn)鑄件缺陷預(yù)測，通過正交試驗和數(shù)據(jù)統(tǒng)計分析，研究了澆注溫度、模具溫度、壓射速度對鑄件充型質(zhì)量的影響，并通過壓鑄試驗驗證了最優(yōu)工藝參數(shù)的可靠性，為差速器殼體輕量化生產(chǎn)提供一定的指導意義。

1、有限元模型的建立

將設(shè)計的差速器殼體三維模型（圖1a）以igs格式文件導入ProCAST模擬軟件中，在ProCAST的mesh模塊對差速器進行網(wǎng)格劃分?？紤]到鑄件與澆注系統(tǒng)、排溢系統(tǒng)的壁厚不同，對鑄件、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，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，并不參與流場計算。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，空氣與模具外表面的熱對流。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，當充型率為30%時，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，金屬液尚未到達內(nèi)澆道。當充填率為50%時，由于中部澆道內(nèi)的金屬液充型較快，在到達遠澆道后與右側(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。當充型率為70%時，中部澆道的金屬液完成對型腔中部的充型，兩側(cè)澆道的金屬液充填至兩側(cè)支架。當充型率完成80%至90%時，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到的地方，需要較長的填充距離，此時的金屬液損失了較多的熱量導致其流動性降低。同時由于鑄件壁厚處存在局部區(qū)域未及時填充的情況，金屬液到達型腔末端后發(fā)生回流，并在壁厚處發(fā)生卷氣，而回流和卷氣會導致在鑄件凝固后期形成氣孔缺陷。

圖3 金屬液充型過程

金屬液充填時間和溫度分布如圖4所示。根據(jù)圖4a充型過程時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色、綠色、黃色和紅色四個部分。藍色區(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處以及距離內(nèi)澆道較遠的右側(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的規(guī)律，但鑄件右側(cè)上端支架充填較晚，導致該處充型質(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。在整個充型過程中，型腔內(nèi)金屬液溫度較高，遠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，金屬液流動性良好。

圖4 充型過程時間和溫度分布

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數(shù)變化。從圖5a可以看出，當凝固狀態(tài)達到60%時，鑄件壁薄處溫度下降速度較快，此時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)。當凝固狀態(tài)達到80%，型腔內(nèi)大部分區(qū)域的金屬液溫度均已到達固相線之下，但壁厚區(qū)域的金屬液溫度水平較高，與其周圍區(qū)域保持一個較大的溫度梯度（90 ℃），易發(fā)生熱應(yīng)力集中現(xiàn)象，會導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數(shù)

鑄件凝固過程的固相分數(shù)變化如圖5b所示，鑄件固相分數(shù)分布遵循壁薄區(qū)固相分數(shù)高，壁厚區(qū)固相分數(shù)低的規(guī)律。鑄件右側(cè)上端支架以及壁厚處的固相分數(shù)低于周圍區(qū)域，當周圍區(qū)域的固相分數(shù)達到了0.8時，壁厚區(qū)域的固相分數(shù)僅為0.5，甚至低于內(nèi)澆道的固相分數(shù)。根據(jù)金屬凝固理論，當固相分數(shù)達到一定時，枝晶生長形成封閉骨架，切斷了壓力傳遞和液相補縮通道，這種凝固不均勻現(xiàn)象導致在凝固過程產(chǎn)生孤立液相區(qū)，最終在鑄件壁厚處形成縮松、縮孔缺陷。

鑄件凝固時間如圖6所示。由圖可知，鑄件凝固順序遵循由遠及近的規(guī)律。鑄件壁薄區(qū)以及遠澆道處優(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，因此會優(yōu)先凝固，而壁厚區(qū)域因壁厚大且傳熱較慢導致其最后凝固。

圖6 鑄件凝固時間

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，導致該區(qū)域充型不良。

圖7 缺陷預(yù)測結(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軟件對鑄件縮孔體積進行測量，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 正交試驗方案設(shè)計

本研究選取澆注溫度、模具溫度、壓射速度作為正交試驗中的主要影響因素，設(shè)計了正交試驗的因素-水平表，如表2所示。

表2 正交試驗因素水平表

正交試驗設(shè)計為三因素三水平，根據(jù)正交表的使用規(guī)則，選用L9（3³）正交表，共進行9組正交試驗。依次對各組試驗方案進行數(shù)值模擬分析，將模擬結(jié)果中的凝固時間、縮孔體積、卷氣量三種質(zhì)量指標作為試驗結(jié)果，得到各組試驗結(jié)果如表3所示。

表3 正交試驗方案

3.2 正交試驗結(jié)果分析

為確定3個因素對凝固時間影響的主次順序和變化規(guī)律，對模擬結(jié)果進行極差分析，表4為凝固時間極差分析表，圖8所示為壓鑄工藝參數(shù)對凝固時間均值的主效應(yīng)圖。根據(jù)表4可知，壓鑄工藝參數(shù)對凝固時間的影響程度大小為：澆注溫度（A）>模具溫度（B）>壓射速度（C）。對于凝固時間而言，澆注溫度和模具溫度對其影響顯著，而壓射速度對其作用有限，這是因為溫度參數(shù)過高，導致金屬液到達固相線的時間變長，而壓射速度對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，使得鑄件的凝固時間達到最短。因此在將凝固時間作為鑄件質(zhì)量的單一評定標準時，鑄件的最佳壓鑄工藝參數(shù)為A1B1C3。

表4 凝固時間極差分析表

圖8 壓鑄工藝參數(shù)對凝固時間均值的主效應(yīng)圖

為確定3個因素對鑄件內(nèi)部卷氣量影響的主次順序和變化規(guī)律，對模擬結(jié)果進行極差分析。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）。對于卷氣量而言，澆注溫度與壓射速度對其影響較為顯著，而模具溫度對其作用有限，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，其流動性越好。由圖9可知，當澆注溫度選擇A3，模具溫度選擇B3，當壓射速度選擇C3，使得鑄件的卷氣量達到最小。因此在將卷氣量作為鑄件質(zhì)量的單一評定標準時，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)對卷氣量均值的主效應(yīng)圖

為確定3個因素對鑄件內(nèi)部縮孔體積影響的主次順序和變化規(guī)律，對模擬結(jié)果進行極差分析，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縮孔率的影響非常顯著，而壓射速度對縮孔率的影響有限，這是因為鑄件內(nèi)部的縮孔缺陷是由于凝固過程金屬液補縮不及時導致，而良好的溫度參數(shù)可以改善鑄件凝固過程，而壓射速度對改善鑄件凝固過程的作用較小。由圖10可知，當澆注溫度選擇A2，模具溫度選擇B3，當壓射速度選擇C2，使得鑄件的縮孔體積達到最小。因此在將縮孔體積作為鑄件質(zhì)量的單一評定標準時，鑄件的最佳壓鑄工藝參數(shù)為A2B3C2。

結(jié)合以上分析可得，當凝固時間作為評價指標時，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；當卷氣量作為評價指標時，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；當縮孔體積作為評價指標時，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，故正交試驗中質(zhì)量指標的重要性順序為：縮孔體積、卷氣量、凝固時間，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)對縮孔體積均值的主效應(yīng)圖

4、試驗驗證

采用布勒1 300 t壓鑄機進行高壓壓鑄差速器試驗驗證，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 差速器殼體壓鑄實物圖和X射線探傷

對差速器殼體鑄件支架上端、支架下端以及底部圓筒處進行力學性能測試，如表7所示。從表中可以得出，不同位置的力學性能存在差異，但是遵循近澆道試樣力學性能優(yōu)于遠澆道試樣力學性能、壁薄處試樣力學性能優(yōu)于壁厚處試樣力學性能的規(guī)律。在鑄件成形過程中，隨著擠壓力逐漸增大，會導致初生晶粒尺寸減小，從而使鑄件的力學性能顯著提高，由上文的流場分析可知，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，力學性能較好，而下端支架位于遠澆道處，壓力在傳遞過程中會有損耗，處于較低水平，力學性能較差，但差速器殼體鑄件的整體力學性能較好，符合生產(chǎn)要求。

表7 差速器殼體鑄件的力學性能

5、結(jié)論

（1）基于ProCast軟件中建立高壓壓鑄差速器殼體鑄件有限元模型，實現(xiàn)了對高壓壓鑄充型凝固過程的模擬，通過求解流場、溫度場、速度場，預(yù)測了鑄件內(nèi)部缺陷產(chǎn)生位置和原因。

（2）差速器殼體充型過程中底部圓筒及兩側(cè)支架區(qū)域存在卷氣問題，尤其是鑄件右側(cè)支架上端與左側(cè)支架區(qū)域，其卷氣量高于平均卷氣量0.000 3 g/cm³；凝固過程中鑄件內(nèi)部溫度最大梯度為90 ℃，導致金屬液凝固不均，使得鑄件局部區(qū)域存在多處孤立液相區(qū)，因此縮孔缺陷出現(xiàn)在鑄件壁厚較大處以及右側(cè)上端支架與底部圓筒處，缺陷體積約為3.146 cm³，需要通過優(yōu)化壓鑄工藝來消除卷氣和縮孔缺陷。

（3）結(jié)合有限元正交試驗和高壓壓鑄試驗，最佳壓鑄工藝為：澆注溫度650 ℃、模具溫度220 ℃，壓射速度5 m/s。

作者
邵熠羽 彭文飛 鄒杰 Moliar Oleksandr
寧波大學 機械工程與力學學院
寧波大學 浙江省零件軋制成形技術(shù)重點實驗室
崔杰 曠鑫文
浙江華朔科技股份有限公司

本文來自：鑄造雜志