原標(biāo)題：真空壓鑄鎂合金減震塔的組織和性能研究

摘要：采用OM、SEM和EDS等表征手段對(duì)真空壓鑄鎂合金減震塔進(jìn)行了微觀組織和力學(xué)性能分析。使用EKKCapcast鑄造模擬軟件模擬了壓鑄充型的過(guò)程，對(duì)比了減震塔不同位置的孔隙率，進(jìn)而分析了造成鑄件卷氣的原因。拉伸試驗(yàn)結(jié)果表明，沖頭的高低速切換位置在560 ~600 mm之間變化時(shí)，對(duì)減震塔的力學(xué)性能影響甚微；從拉伸斷口分析，發(fā)現(xiàn)氣孔是導(dǎo)致減震塔局部位置力學(xué)性能較低的原因；并借助模擬有效地預(yù)測(cè)了可能發(fā)生卷氣的位置以及卷氣的嚴(yán)重程度。

近年來(lái)，伴隨著新能源汽車(chē)的飛速發(fā)展，汽車(chē)輕量化在汽車(chē)行業(yè)日益受到重視。為了控制車(chē)重、降低能源消耗以及減少尾氣污染，越來(lái)越多的新材料正應(yīng)用于汽車(chē)行業(yè)。鎂合金是最輕的金屬結(jié)構(gòu)材料，重量比鋁合金輕約35%，比鋼輕約78%，同時(shí)還具有尺寸穩(wěn)定性好、比強(qiáng)度/比剛度高、易于加工等特點(diǎn)。

Al和RE是AE44鎂合金中的主要合金元素。Al作為鎂合金中最常用的合金元素，能夠提高其強(qiáng)度和鑄造性能。RE和Al間的原子結(jié)合力大于Mg和RE，因此會(huì)優(yōu)先結(jié)合生成熱穩(wěn)定性高的Al11RE3相，從而減少了熱穩(wěn)定性差的Mg17Al12相，有利于鎂合金的高溫性能。RE元素還可以改善Mg17Al12相的形貌并細(xì)化晶粒，從而提高合金的室溫力學(xué)性能。而且，由于Mg17Al12相形貌得到改善且含量降低，使得該相與鎂基體間的微電流密度降低，減少了微電流腐蝕，從而提高了合金的耐蝕性。

高壓壓鑄是一種低成本、高效率且能制造復(fù)雜零件的生產(chǎn)工藝，也是鎂、鋁合金等輕合金最常用的制造工藝之一。金屬液在高速下射入型腔，并在高壓下凝固，可以獲得尺寸精度高且晶粒細(xì)小的鑄件，尤其適合薄壁復(fù)雜零件的成形。但在充型過(guò)程中，金屬液以紊流態(tài)高速?zèng)_入模具型腔，澆口速度可達(dá)70 m/s，充型時(shí)間也只有0.1~0.2 s。極快的充型速度和極短的充型時(shí)間使得型腔內(nèi)的氣體難以完全排出，即使在高真空狀態(tài)下，氣孔也是不可避免的。在常規(guī)的熱處理工藝下，鑄件中的氣孔受熱膨脹使得鑄件表面出現(xiàn)鼓泡，導(dǎo)致鑄件變形。氣孔的存在也會(huì)顯著降低鑄件的力學(xué)性能，影響鑄件的氣密性和耐壓性。通過(guò)計(jì)算機(jī)模擬，研究者可以得到缺陷在鑄件內(nèi)的分布情況，并分析缺陷形成的原因。

本課題分析了AE44鎂合金的微觀組織形貌，研究了沖頭高低速切換位置對(duì)減震塔力學(xué)性能的影響，通過(guò)觀察斷口形貌和模擬充型過(guò)程，分析了力學(xué)性能產(chǎn)生差異的原因。

1、試驗(yàn)方法

減震塔輪廓尺寸為571 mm × 210 mm × 352 mm，成品質(zhì)量約為3.6 kg，體積為2.14×106 mm3，近澆口區(qū)域壁厚約為3 mm，遠(yuǎn)澆口區(qū)域壁厚約為2.5 mm，結(jié)構(gòu)示意圖見(jiàn)圖 1。可以看出，減震塔整體呈漏斗狀，加強(qiáng)筋縱橫交錯(cuò)，該產(chǎn)品屬于典型的復(fù)雜薄壁鑄件。為滿足零件的性能要求，采用真空壓鑄工藝生產(chǎn)。合金為AE44鎂合金，通過(guò)ICP(型號(hào)為Perkin Elmer, Plasma 400)測(cè)試得到的合金成分見(jiàn)表1。

表1 AE44鎂合金的化學(xué)成分 %

(a)減震塔正面      (b)減震塔反面
圖1 減震塔的結(jié)構(gòu)示意圖

采用力勁DCC2500壓鑄機(jī)，工藝參數(shù)見(jiàn)表 2。其中1速和2速屬于低速階段，3速屬于高速階段，3速起點(diǎn)即是沖頭高低速切換的位置。本試驗(yàn)設(shè)定了3個(gè)高低速切換位置，分別為560 mm、580 mm和600 mm，制備了相應(yīng)的鑄件并對(duì)壓鑄過(guò)程進(jìn)行模擬。模擬使用EKKCapcast軟件，考慮計(jì)算的精度和求解效率，采用密網(wǎng)格進(jìn)行劃分，減震塔和壓室的網(wǎng)格總數(shù)為2 310 053。

表2 減震塔的壓鑄工藝參數(shù)

為研究減震塔的力學(xué)性能，從鑄件本體上通過(guò)線切割取樣，采用 Zwick Z100 萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行拉伸測(cè)試，拉伸速率為 0.5 mm/min。金相樣品取自高低速切換位置為580 mm鑄件的1號(hào)試樣，采用LEICA MEF4M型光學(xué)顯微鏡和Phenom Pro掃描電鏡對(duì)樣品組織進(jìn)行了觀察，在二次電子模式下觀察了拉伸試樣的斷口形貌。

2、試驗(yàn)結(jié)果和討論

2.1 顯微組織

圖 2是壓鑄鎂合金厚度方向上的典型微觀組織照片，有尺寸較大的預(yù)結(jié)晶組織，細(xì)小圓整的α-Mg晶粒、缺陷帶和共晶組織等。從試樣邊緣到中心，主要分為3個(gè)典型區(qū)域：細(xì)晶層、缺陷帶和中心區(qū)域。

細(xì)晶層是壓鑄件外側(cè)一層初生α-Mg和共晶組織，特點(diǎn)是晶粒細(xì)小、組織致密。當(dāng)金屬液充入型腔時(shí)，金屬液遇到較冷型腔內(nèi)壁，產(chǎn)生強(qiáng)烈的激冷作用，大量α-Mg迅速形核，并生長(zhǎng)至互相接觸，形成細(xì)小、方向雜亂的等軸晶區(qū)。因?yàn)橛兄行膮^(qū)域的部分金屬液對(duì)最先凝固的區(qū)域補(bǔ)縮，所以表層組織致密，基本不含孔洞缺陷。圖 2b中紅色虛線左側(cè)所示為細(xì)晶層。細(xì)晶層可以提高鑄件的強(qiáng)度、伸長(zhǎng)率和抗腐蝕性能等。

缺陷帶是冷室壓鑄的特有組織，其存在不利于壓鑄件的力學(xué)性能。通常，在鑄件厚度方向的橫截面上可以觀察到2條或4條呈平行關(guān)系的條狀溶質(zhì)富集區(qū)，DAHKE A K等認(rèn)為缺陷帶的形成與壓室預(yù)結(jié)晶有關(guān)，也有研究者認(rèn)為可以用膨脹剪切理論來(lái)解釋缺陷帶的形成機(jī)理。但是目前為止，研究者并不能對(duì)不同形態(tài)的缺陷帶做出系統(tǒng)的解釋。相對(duì)于其他區(qū)域，缺陷帶的共晶體積分?jǐn)?shù)通常較高。從圖 2a可以觀察到有2條缺陷帶分布在試樣兩側(cè)，但并不明顯，可能與低速速度較低有關(guān)。

中心區(qū)域存在兩種α-Mg形貌，一種呈細(xì)小圓整狀，一種呈大塊枝晶狀，大塊枝晶狀的α-Mg被稱為壓室預(yù)結(jié)晶組織。由于壓室壁相對(duì)金屬液溫度較低且表面粗糙度小，金屬液接觸到較冷的壓室壁后有大量熱量散失，與壓室壁接觸的部分金屬液在短時(shí)間內(nèi)就開(kāi)始凝固，迅速形核生長(zhǎng)。這些提前形核的晶粒在隨后的快壓射階段被射入型腔，并在流體的作用下向鑄件心部靠攏。這些晶粒由于生長(zhǎng)時(shí)間較長(zhǎng)，最后生長(zhǎng)為尺寸較大的預(yù)結(jié)晶組織，見(jiàn)圖 2a和圖2c。多數(shù)預(yù)結(jié)晶組織在充型過(guò)程中受流體剪切力發(fā)生破碎（方框內(nèi)），只有少數(shù)呈現(xiàn)出完整的大枝晶形態(tài)（圓形圈內(nèi)）。而另一方面，由于保壓壓力使得凝固殼層與型腔表面緊密貼合，加強(qiáng)了兩者間的傳熱能力，因此金屬液在較快的冷卻速度和較大的過(guò)冷度的條件下迅速形核，在長(zhǎng)大和長(zhǎng)出枝晶臂之前，凝固已經(jīng)結(jié)束，所以晶粒呈現(xiàn)出細(xì)小圓整的形貌，見(jiàn)圖 2c。

圖 2d為試樣中心區(qū)域的掃描電鏡照片。可以看出，合金組織由α-Mg基體（黑色部分）和大量析出相（亮色部分）組成，析出相主要分布在晶界之間，少數(shù)分布在晶粒內(nèi)部。通過(guò)EDS分析并結(jié)合相關(guān)研究可知，層片狀白色共晶組織為Al11RE3，亮白色塊狀相為Al2RE。這是因?yàn)镽E和Al的電負(fù)性差更大，Al-RE相更容易形成，剩余的Al由于冷速較快來(lái)不及析出而固溶在Mg基體中，所以并沒(méi)有觀察到明顯的Mg17Al12相。

(a)橫截面全貌，(b)細(xì)晶層，(c)中心區(qū)域，(d)中心區(qū)域SEM形貌
圖2 試樣厚度方向的微觀組織

2.2 力學(xué)性能

為研究高低速切換位置對(duì)減震塔的力學(xué)性能的影響，對(duì)不同鑄件進(jìn)行本體取樣，取樣位置包含遠(yuǎn)、近澆口區(qū)域，這些試樣可以反應(yīng)鑄件的整體力學(xué)性能。切割得到的拉伸片尺寸為54.5 mm × 15 mm，厚度與取樣位置有關(guān)。其中，1~4號(hào)試樣厚度為3 mm，其余試樣厚度為2.5 mm。

圖3 減震塔本體取樣位置

圖 4為3種不同工藝參數(shù)下減震塔的力學(xué)性能，可以發(fā)現(xiàn)不同工藝下減震塔的力學(xué)性能相差很小，平均屈服強(qiáng)度差值僅為1 MPa，而平均抗拉強(qiáng)度和伸長(zhǎng)率隨著高低速切換位置的推遲略有下降。平均抗拉強(qiáng)度在215 ~232 MPa之間，平均伸長(zhǎng)率均在8.4%左右，且波動(dòng)較小。從試樣的拉伸結(jié)果可以看出，高低速切換位置對(duì)力學(xué)性能影響較小。這是因?yàn)楦叩退偾袚Q位置會(huì)改變金屬液在壓室內(nèi)的流動(dòng)形態(tài)，進(jìn)而影響充型過(guò)程中的卷氣情況，最終影響鑄件的力學(xué)性能。但在本試驗(yàn)中，高低速切換位置分別為560、580和600 mm，最大僅相差40 mm。相對(duì)于壓室的長(zhǎng)度(900 mm)來(lái)說(shuō)，位置變化很小，因此對(duì)金屬液在壓室內(nèi)的流動(dòng)形態(tài)影響較小。而且由于壓鑄過(guò)程中真空度較高，因此壓室內(nèi)氣體含量很低。所以，當(dāng)高低速切換位置在560 ~600 mm之間變化時(shí)，對(duì)減震塔的力學(xué)性能影響很小。

根據(jù)試樣離澆口的距離，將試樣分為3個(gè)區(qū)域，1~4號(hào)為近澆口區(qū)域試樣（區(qū)域Ⅰ），5~11號(hào)試樣為遠(yuǎn)澆口區(qū)域試樣（區(qū)域Ⅱ），12~15號(hào)試樣為中間區(qū)域試樣（區(qū)域Ⅲ）。可以看出，3個(gè)區(qū)域的平均抗拉強(qiáng)度和伸長(zhǎng)率出現(xiàn)了明顯的差異，但不同區(qū)域的平均屈服強(qiáng)度仍然十分接近。這是因?yàn)殍T造缺陷在彈性階段對(duì)屈服強(qiáng)度幾乎沒(méi)有影響[28]，所以各區(qū)域的平均屈服強(qiáng)度相對(duì)來(lái)說(shuō)變化較小。在高低速切換位置為580 mm的鑄件中，區(qū)域Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ試樣平均伸長(zhǎng)率分別為10.8%、6.5%和9.5%，平均抗拉強(qiáng)度分別為231、211和239 MPa，即距離澆口越遠(yuǎn)，試樣的平均抗拉強(qiáng)度和伸長(zhǎng)率越低。對(duì)于壓鑄件來(lái)說(shuō)，因卷氣和凝固收縮而產(chǎn)生的孔洞缺陷是不可避免的。孔洞對(duì)力學(xué)性能主要有兩方面的影響，一是減少了試樣的有效受力面積，二是造成試樣局部應(yīng)力集中。對(duì)比不同區(qū)域的平均力學(xué)性能，發(fā)現(xiàn)相較于抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度，伸長(zhǎng)率波動(dòng)較大，因其更易受到孔洞的影響。

根據(jù)上述分析，高低速切換位置在560 ~600 mm之間變化時(shí)對(duì)減震塔的力學(xué)性能幾乎沒(méi)有影響，所以選取高低速切換位置為580 mm的減震塔，對(duì)其充型過(guò)程進(jìn)行模擬。結(jié)果表明，減震塔各處的壓力和溫度場(chǎng)的分布基本相當(dāng)，推測(cè)伸長(zhǎng)率的差異主要來(lái)源于減震塔各位置卷氣程度的不同。

圖4 (a)高低速切換位置為560 mm減震塔的力學(xué)性能；(b)高低速切換位置為580 mm減震塔的力學(xué)性能；(c)高低速切換位置為600 mm減震塔的力學(xué)性能；(d)減震塔各區(qū)域和整體的平均力學(xué)性能

2.3 鑄造缺陷模擬分析

圖5為高低速切換位置為580 mm的減震塔不同視角下的卷起分布。可以看出，區(qū)域Ⅰ因?yàn)殡x澆口最近，即使在剛充填時(shí)有卷氣量較多的金屬液在該區(qū)域，但很快被后續(xù)卷氣量較少的金屬液替代，使得區(qū)域Ⅰ試樣的卷氣量最少，力學(xué)性能最好，平均伸長(zhǎng)率達(dá)到10.4%。

區(qū)域Ⅱ的5號(hào)和9號(hào)試樣上方卷氣嚴(yán)重，最高卷氣量達(dá)到3.5 mL/100g。模擬充型過(guò)程發(fā)現(xiàn)金屬液沿黑色箭頭方向充填，幾乎與試樣上方外凸的加強(qiáng)筋呈垂直關(guān)系，在金屬液充填進(jìn)入加強(qiáng)筋時(shí)，接觸外凸的加強(qiáng)筋型壁后會(huì)發(fā)生反向回卷，這時(shí)極有可能發(fā)生卷氣。當(dāng)卷氣金屬液在外凸的加強(qiáng)筋內(nèi)時(shí)，相較于型腔的其他位置，卷氣金屬液難以被后續(xù)金屬液推動(dòng)向前，容易滯留在加強(qiáng)筋內(nèi)。當(dāng)鑄件充型完成后，9號(hào)試樣上方加強(qiáng)筋內(nèi)的卷氣金屬液也只有一小部分被后續(xù)金屬液推動(dòng)向前，也就是這一小部分流出的卷氣金屬液讓9號(hào)試樣的位置卷氣較為嚴(yán)重；余下的大部分卷氣金屬液仍滯留在加強(qiáng)筋內(nèi)，導(dǎo)致加強(qiáng)筋處卷氣嚴(yán)重。

圖5 高低速切換位置為580 mm的減震塔不同視角下的卷氣分布

6是充填時(shí)間為0.9486 s和0.9511 s時(shí)壓室內(nèi)金屬液的流動(dòng)形態(tài)。低速切換到高速后使得壓室上方的金屬液流速加快，率先充入型腔并封住澆口。而下方的金屬液相對(duì)滯后，與壓室壁形成較大的包卷，導(dǎo)致壓室內(nèi)部分氣體無(wú)法順利排出，使得金屬液卷氣量大大增加。圖 6c是金屬液剛進(jìn)入型腔時(shí)的卷氣分布，可見(jiàn)澆口右上角卷氣嚴(yán)重的金屬液將要向10號(hào)和11號(hào)試樣的方向充填。即使溢流槽已經(jīng)容納了大部分卷氣金屬液，但仍有部分卷氣金屬液停留在溢流槽周?chē)沟?0號(hào)和11號(hào)試樣位置卷氣較為嚴(yán)重。

圖6 (a)、(b)壓室內(nèi)金屬液的流動(dòng)形態(tài)，(c)金屬液剛充填型腔時(shí)卷氣的分布

區(qū)域Ⅲ的13號(hào)試樣和14號(hào)試樣位置處有輕微卷氣。結(jié)合金屬液的充型模擬結(jié)果可知，13號(hào)試樣位置的卷氣在金屬液充型過(guò)程中變化很小。壓室內(nèi)包卷產(chǎn)生的卷氣金屬液向13號(hào)試樣方向流動(dòng)時(shí)，大部分卷氣金屬液流進(jìn)了溢流槽內(nèi)，這說(shuō)明溢流槽起到了較好的排溢作用。14號(hào)試樣有輕微卷氣的原因與區(qū)域Ⅱ的10號(hào)和11號(hào)試樣一致。

2.4 斷口形貌

在3個(gè)區(qū)域內(nèi)各選擇一個(gè)有代表性的試樣，觀察該試樣的斷口形貌。圖 7是區(qū)域Ⅰ的1號(hào)試樣、區(qū)域Ⅱ的9號(hào)試樣和區(qū)域Ⅲ的13號(hào)試樣的斷口形貌。在3個(gè)斷口形貌中均可以觀察到小而淺的韌窩，并伴有大量微觀撕裂棱，是典型的韌脆性混合斷裂。從圖 7a可以看出，1號(hào)試樣斷口最為平坦，有少量的氣孔（黃色虛線標(biāo)出），未觀察到明顯的其他鑄造缺陷。氣孔尺寸較小，直徑最大不超過(guò)30 μm。可能是金屬液沖擊加強(qiáng)筋型壁之后，其反向回卷的壓力將某些宏觀氣團(tuán)擠壓破碎，形成較為分散的微觀氣團(tuán)。圖 7b為9號(hào)試樣的斷口形貌，可以看出其斷口高低落差較大，存在直徑約為200 μm的大尺寸氣孔，同時(shí)伴隨有較多的小尺寸氣孔。此外，其斷口上幾乎不存在韌窩，并發(fā)現(xiàn)有脆性斷裂特有的解理臺(tái)階（方框標(biāo)出），這導(dǎo)致9號(hào)試樣的伸長(zhǎng)率僅為3.7%。圖 7c為13號(hào)試樣的斷口形貌，與圖 7a所示1號(hào)試樣斷口形貌基本一致，僅增加了少量的小尺寸氣孔。

圖7 各區(qū)域典型試樣的斷口形貌（a）區(qū)域Ⅰ的1號(hào)試樣，（b）區(qū)域Ⅱ的9號(hào)試樣，（c）區(qū)域Ⅲ的13號(hào)試樣

3、結(jié)論

（1）壓鑄鎂合金減震塔沿厚度方向微觀組織分為3個(gè)區(qū)域，細(xì)晶層由細(xì)小α-Mg和共晶組織組成；缺陷帶分布在試樣兩側(cè)，相對(duì)于其他區(qū)域，缺陷帶內(nèi)共晶組織體積分?jǐn)?shù)較高；中心區(qū)域α-Mg主要有細(xì)小等軸晶和大塊枝晶兩種形貌，大塊枝晶形成在壓室內(nèi)，且主要分布在中心區(qū)域。

（2）高低速切換位置對(duì)減震塔的力學(xué)性能影響很小。不同工藝下，減震塔的平均屈服強(qiáng)度差值僅為1 MPa；平均抗拉強(qiáng)度最小值為215 MPa，最大值為232 MPa，波動(dòng)較小；伸長(zhǎng)率均在8.4%左右，最高伸長(zhǎng)率和最低伸長(zhǎng)率差值僅為0.4%。

（3）對(duì)減震塔的充型過(guò)程進(jìn)行模擬，解釋了不同位置試樣卷氣的原因。觀察了各區(qū)域典型試樣的斷口形貌，除氣孔外，未發(fā)現(xiàn)其他明顯的鑄造缺陷，因此氣孔是造成試樣力學(xué)性能差異的主要原因。

作者：
王雪楊 李子昕 胡波 李德江 曾小勤
上海交通大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院輕合金精密成型國(guó)家工程研究中心

本文來(lái)自:《特種鑄造及有色合金》雜志2022年第42卷第4期