超导磁悬浮列车的发展现状(某超高速磁悬浮列车铝合金件国产化)

导读

采用ZL105A合金生产摇臂壳体铸件。针对ZL105A合金以及铸件的结构特点及性能要求,从熔体精炼、合金化、铸造工艺设计和Procast仿真等4个方面开展了ZL105A合金的综合性能优化,并分析了摇臂壳体铸件的铸造工艺要点。结果表明,采用六氯乙烷与氩气旋转喷吹复合精炼,配合Be合金化,可有效提升ZL105A合金的综合力学性能。采用低压砂型浇注工艺,配合底注式 缝隙浇注系统和厚大部位放置冷铁的方式,可生产出内部质量良好的摇臂壳体铸件,铸件本体抗拉强度、屈服强度、伸长率最高可达318 MPa、261 MPa、5.6%,本体疲劳性能、内部质量与尺寸均满足设计指标要求。

高速磁悬浮列车是我国交通领域的重点发展对象。摇臂壳体铸铝件是时速600 km高速磁浮车行走系统的关键承力部件,对本体力学性能、本体疲劳性能要求较高的铝合金铸件,铸件质量直接关系整车运行安全性与可靠性。为突破国外的供应封锁,为实现我国600 km级及以上无轮轨高速列车关键部件的自主供应保障,形成自主知识产权与完整的技术迭代升级,摇臂壳体铸件的国产化研制具有重要意义。本课题针对摇臂壳体铸件综合性能要求较高,除要求较高的本体力学性能外,对铸件的本体疲劳性能以及整个制件的可靠性也提出了明确的要求。铸件采用的ZL105A合金,为铸造Al-Si-Cu合金,含1%左右的Cu,相比ZL101A具有更高的强度和更好的气密性。以摇臂壳体铸件为研究对象,其外形尺寸约为1 200 mm×160 mm×80 mm(见图1);铸件为整体平板结构,且壁厚较小(平均壁厚约4 mm),存在多处热节区。为I类铸件,要求本体切取力学性能:抗拉强度≥280 MPa,屈服强度≥235 MPa,伸长率≥3%。铸件需承受至少1 000万次的疲劳循环载荷,要求铸件本体切取疲劳性能满足:当R=-1,疲劳最大应力90 MPa时,疲劳寿命不小于107次。

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图1 摇臂壳体铸件三维模型

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试验材料与方法

铸件采用ZL105A合金,化学成分符合GB/T 1173-2013的要求。采用电阻炉进行合金熔炼,将高纯铝、Al-12Si、Al-50Cu中间合金放入铸铁坩埚,850 ℃保温至完成熔化后,搅拌30 min;降温至700 ℃,加入纯Mg,将熔体搅拌15 min。采用不同质量分数和Ar精炼喷吹20 min的方式对熔体进行除气、除渣,加入Al-5Ti-1B丝进行细化处理,采用砂型低压铸造进行生产,得到的铸件化学成分见表1。

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对铸件进行T6热处理(525 ℃×6 h固溶,水淬,160 ℃×5 h时效)。在MTS-Landmark试验机上进行室温拉伸性能和高周轴向疲劳性能测试,试样尺寸符合GB/T 228.1-2010要求。拉伸速率为1 mm/min,疲劳试验应力比R=-1,最大应力90 MPa,加载频率为120 Hz。采用LEICA DM1750M金相显微镜观察铸件的显微组织,采用Sigma 300扫描电镜观察拉伸断口组织。采用RT-CQ1000型铝熔体测氢仪测试熔体氢含量。

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试验结果与讨论

2.1 ZL105A合金熔体处理

摇臂壳体铸件需具备较好的本体疲劳性能,这要求铸件的微观组织致密,且严格杜绝缩松、裂纹缺陷存在,需重点控制铸件的针孔缺陷程度。ZL105A合金中的Si含量为4.5%~5.5%,Mg含量为0.40%~0.55%,合金吸H倾向较严重,容易产生针孔,常规熔炼方式下熔体中固溶的H较多,铸件在凝固过程中易产生超标的针孔缺陷,因此采用加强精炼的方式降低铸件中的针孔度。

图2为在加强精炼前、后的试块断口情况。由图2a可以看出,精炼后的熔体断口呈灰色,且断面存在明显的大尺寸白点(针孔)和少量黑色夹杂。增加精炼剂用量,然后采用高纯氩气喷吹处理(喷吹20 min)后的断口见图2b,可见断面白点(针孔)数量明显减少且白点尺寸明显变小,熔体冶金质量提升明显。在精炼过程中,C2Cl6在高温下分解产生的Cl2以小气泡形式从合金液中排出,将熔渣吸附一并排出,而同时由于H分压的原因,Cl2可以吸附、溶解部分合金液中的H,但由于C2Cl6精炼形成的气泡较大、数量少,吸H效果并不理想;而高纯氩气喷吹方式是利用设备控制、减小气泡尺寸,可以更好地吸附合金液中的H,但由于气泡太小,上浮浮力不足,排渣效果略差。因此,使用适当加量的C2Cl6精炼并配合高纯氩气精炼,可以得到较好的熔体净效果。

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(a)C2Cl6精炼 (b)C2Cl6(多加30%) 氩气精炼

图2 不同精炼工艺下的断口形貌分析

图3为合金加Be与不加Be的单铸试棒高倍金相组织(Be加入量为0.15%)。表2为加Be与不加Be的熔体氢含量对比情况。可以看出,加Be的铝熔体氢含量明显低于不加Be的,且加Be的铝熔体中共晶Si相更细小,这与MORTEZA R等的研究结论一致。由于熔体中Fe的存在,Be与Fe形成Be-Fe析出相,该相的结晶温度高于共晶Si结晶温度,在凝固过程中作为共晶Si的形核核心,产生一定的共晶Si细化效果。同时,由于Be的存在,其会先一步与O结合,形成体积增加的BeO,封闭包括合金流动时产生的新生表面等所有外露表面的氧化膜裂纹,减缓合金液氧化速度,减少熔体吸H,维持了合金内部纯净度。

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(a)无Be (b)0.15%的Be

图3 ZL105A合金金相组织

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2.2 铸造工艺设计及数值模拟

摇臂壳体铸件局部存在热节区域,因此在热节处下方均设置内浇道,避免补缩不足造成的内部缩松缺陷。由于铸件高度仅为160 mm、宽度为80 mm,立面平均壁厚仅为4 mm,综合考虑造型、开箱的易操作性和补缩有效性,采用底注式 缝隙式浇注系统,采用低压铸造方式成形(见图4)。以此浇注系统,计算铸造工艺合理性。

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图4 摇臂壳体浇注系统设计示意图

采用ProCAST模拟软件,对摇臂壳体铸件的铸造过程进行模拟计算,模拟所用的浇注工艺参数见表3。

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图5和图6分别为摇臂壳体凝固过程中温度场和固相率。可以看出,金属液充型后在凝固过程中摇臂壳体铸件温度梯度分布合理,最后凝固的区域集中在底部浇注系统上,这样可保证铸件在凝固时按顺序凝固,铸件可获得较好的组织及较高的力学性能。

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图5 摇臂壳体凝固过程中的温度场

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图6 摇臂壳体凝固过程中的固相率

图7为根据Niyama判据判断缩松可能出现的位置。模拟结果显示,该工艺条件下,热节部位都得到了有效补缩,铸件整体无缩松。图8为模拟充型过程中铝液的压力分布与传递情况。可以看出,低压充型时铝液压力从下至上,逐渐降低,建立了良好的顺序凝固压力梯度,可以实现铸件的有效补缩。

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图7 摇臂壳体凝固过程中的缩松率

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图8 摇臂壳体浇注过程中的压力分布

综合以上模拟结果可以看出,摇臂壳体铸件的浇注工艺设计合理。此外,为进一步保障实际生产过程中的铸件内部质量,采取在厚大部位设置随形冷铁(冷铁厚度为10 mm,见图9中红色区域),加快激冷;同时,在横浇道与内浇道交汇处设置过滤网,降低铸件本体夹杂风险。

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图9 冷铁布置与本体切取位置示意图

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生产验证

按上述工艺生产摇臂壳体铸件,铸件实物见图10。经X光检测,铸件内部未发现缩松缺陷,这与Procast模拟计算结果一致;铸件未发现针孔和夹杂,内部质量符合GB 9438-2008 I类铸件要求,实现了一次试制成功。采用三坐标测试平台对摇臂壳体进行尺寸检验,所有尺寸合格。对铸件进行解剖,摇臂壳体铸件本体取样力学性能与疲劳性能见表4,均满足技术指标要求。本体切取试样的拉伸断口见图11,可以看出整个断面存在大量的撕裂棱,断口呈现较多的韧窝和小解理面,韧窝数量较多,且深度较深,呈韧性断裂与解理断裂的混合断裂。断口未见明显缩松、气孔等缺陷,整体塑性较好。

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图10 合格的摇臂壳体铸件

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图12为摇臂壳体本体疲劳试样断口形貌。可以看出,裂纹源在近表面(裂纹源处未观察到氧化物、缩松、针孔等缺陷,裂纹源或始于试棒加工应力集中部分),裂纹萌生和扩展区占整个断口的比例较大(近40%),表现出良好的疲劳性能。在裂纹扩展区发现一些光亮的平面,可能由于在裂纹扩展过程中上、下平面相互磨损造成的。在瞬断区可以看到大量的撕裂棱与细小韧窝特征,以塑性断裂和为主,混合解理断裂,表现出良好的塑性,这与拉伸断口表面出来的特征一致。

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(a)低倍 (b)高倍

图11 铸件本体拉伸断口组织

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(a)断口全貌 (b)扩展区 (c)瞬断区

图12 铸件的本体疲劳断口组织

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结论

(1) 通过复合精炼和添加Be,ZL105A摇臂壳体铸件本体取样性能:抗拉强度为318 MPa,屈服强度为261 MPa,伸长率为5.6%,疲劳寿命大于107次,铸件表现出良好的综合性能。

(2) 基于ProCAST模拟计算结果,采用砂型低压铸造方法,配合底注式 缝隙式浇注工艺,研制出内部质量合格的摇臂壳体铸件。

引用格式:黄粒,高艳丽,刘崇证,等.高速磁浮列车用ZL105A合金摇臂壳体铸造工艺研究[J].特种铸造及有色合金,2022,42(1):112-115.

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