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原標(biāo)題：基于MAGMASOFT®模擬分析下的大型一體化鑄件的集成演化過程 概述 一體化壓鑄技術(shù)被首次提出之后，迅速引起了各大車企，新勢(shì)力，壓鑄件廠商，模具廠商，壓鑄機(jī)廠商和周邊配套企業(yè)的積極關(guān)注與跟進(jìn)，已成為汽車行業(yè)的核心焦點(diǎn)。其鑄件集成化的過程從最開始的后地板，到目前的前機(jī)艙，以及當(dāng)下被熱議的下地板（圖 1）。本文將從合金材料，方案設(shè)計(jì)，模擬分析和模具鋼材這四個(gè)方面進(jìn)行詳細(xì)的闡述。
圖1 一、合金材料 傳統(tǒng)車身結(jié)構(gòu)件主要應(yīng)用 Silafont-36 合金,通過高真空壓鑄+熱處理達(dá)到零部件的使用性能要求。但對(duì)于一體壓鑄大型薄壁車身結(jié)構(gòu)件，零件集成度更高，尺寸更大，結(jié)構(gòu)更復(fù)雜，而熱處理易引起零件變形和表面起 泡，難以達(dá)到尺寸精度和裝配要求，造成零部件報(bào)廢，如后續(xù)進(jìn)行矯形和修整，則增加生產(chǎn)工序，提高生產(chǎn)成本，不利于節(jié)能減排。因此，開發(fā)一體化壓鑄車身結(jié)構(gòu)件用免熱處理高強(qiáng)韌鋁合金材料是超大型一體化車身結(jié) 構(gòu)件發(fā)展的關(guān)鍵之一。 免熱處理的壓鑄鋁合金材料，一般是指合金在鑄態(tài)下具備高強(qiáng)高韌特性，且合金有較低的析出強(qiáng)化能力。1990 年前后，德國(guó)萊茵公司推出兩款免熱處理壓鑄鋁合金材料：Castsail37 合金(Al9SiMnMoZr)與Magsimal59(Al5Mg2Si)合金。但由于以上兩款合金對(duì)工藝的敏感性高，增加了整個(gè)鑄件生產(chǎn)的控制難度。且Castsail37 合金含 Mo、Zr 等高成本的元素，Al-Mg 體系的 Magsimal59 合金則增加了熔煉、模具設(shè)計(jì)的要求。這 些問題限制了當(dāng)時(shí)非熱處理壓鑄鋁合金的發(fā)展。隨著電動(dòng)汽車對(duì)輕量化及零件集成設(shè)計(jì)的需求增加，大噸位壓 鑄機(jī)設(shè)備，模具設(shè)計(jì)，工藝控制等技術(shù)能力顯著提高，免熱處理壓鑄鋁合金再次成為關(guān)注的熱點(diǎn)并實(shí)現(xiàn)超大型 一體化車身結(jié)構(gòu)件的批量生產(chǎn)。某新能源車企開發(fā)了適用于一體壓鑄大型車身結(jié)構(gòu)件的免熱處理鋁合金材料， 并成功應(yīng)用于其產(chǎn)品。美國(guó)鋁(C611)、國(guó)內(nèi)上海交大開發(fā)的免熱鋁合金材料也已經(jīng)在超大型一體化車身結(jié)構(gòu)件 實(shí)現(xiàn)量產(chǎn)應(yīng)用。立中集團(tuán)、瑞格金屬、湖北新金洋、重慶順博等也在進(jìn)行免熱處理鋁合金材料的開發(fā)及產(chǎn)業(yè)化 推廣應(yīng)用工作。 從材料角度而言，共晶組織的控制是決定合金性能的關(guān)鍵之一。高效、長(zhǎng)效的變質(zhì)劑可以使鑄態(tài)共晶組織保持細(xì)小彌散，從而提高合金性能。從經(jīng)濟(jì)性角度考慮，超大型一體化鑄件中的生產(chǎn)過程中需要引入回爐料，再生料等降低鋁錠成本。但回爐料的使用容易造成雜質(zhì)元素的超差引入，從而帶來的組織粗化，造成合金性能的降低。因此，免熱處理壓鑄鋁合金需要具備更高雜質(zhì)元素的容忍度確保達(dá)到鑄件性能要求。在保證鑄件中組織特征的情況下，超大型一體車身結(jié)構(gòu)件在使用過程中要有足夠的強(qiáng)韌性保證鑄件的疲勞耐久，碰撞等要求。 同時(shí)為了保證鑄件與周邊環(huán)境的連接，會(huì)采用 SPR、點(diǎn)焊、膠結(jié)等工藝。因此，材料需具備更高的連接包容性。另外，超大型一體化鑄件結(jié)構(gòu)復(fù)雜、充型距離遠(yuǎn)，要求材料具有更高的流動(dòng)性、更低的收縮率等。因此，優(yōu)異的服役性能是非熱處理高強(qiáng)高韌壓鑄鋁合金工程化應(yīng)用的基礎(chǔ)條件。與此同時(shí)，從設(shè)計(jì)與工藝角度而言， 完整的物性數(shù)據(jù)庫(kù)與材料卡片是免熱處理壓鑄鋁合金材料融入零件結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與模具設(shè)計(jì)的必要條件。而適合于 材料特性的工藝控制方案則是發(fā)揮材料潛能的關(guān)鍵手段。只有通過以上環(huán)節(jié)之間的緊密配合方能真正實(shí)現(xiàn)工業(yè) 化應(yīng)用。 二、方案設(shè)計(jì) 二.1. 前機(jī)艙排位方案分析
圖 2 二 1.1 產(chǎn)品厚度分析 最大厚度是 31.80mm，最小厚度是 2.2mm，平均厚度是 3.48mm 查表相關(guān)填充特性（圖 2）：使用北美手冊(cè)的填 充時(shí)間為 0.055-0.085 秒，速度參考 36-44 米/秒 。
表 1: 產(chǎn)品平均壁厚的填充時(shí)間和澆口速度參考表 二 1.2 根據(jù)初步設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)合成輸出排位為下圖
圖 3 二 1.3 使用 3 區(qū)域填充方式均勻填充（圖 3） 由于左右兩側(cè)需要流量比中間區(qū)域的多。結(jié)合產(chǎn)品 3D 排位計(jì)算出 相關(guān)的排位特性如下圖。相關(guān)的速度為 45 米/秒，填充時(shí)間 0.071 秒，符合手冊(cè)表 2。
表2
圖 4 二.2.1 產(chǎn)品厚度分析 最大厚度是 11..28mm，最小厚度是 1.9mm，平均厚度是 4.12mm 查表相關(guān)填充特性(圖 4)：使用北美手冊(cè)的填充 時(shí)間為 0.080-0.115 秒，速度參考 34-42 米/秒
表 3：產(chǎn)品平均壁厚的填充時(shí)間和澆口速度參考 二.2.2 根據(jù)初步設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)合成輸出排位為下圖
圖 5 二.2.3 使用 3 區(qū)域填充方式均勻填充（圖 5） 由于中間區(qū)域流量比左右區(qū)域多，我們會(huì)適當(dāng)調(diào)整進(jìn)澆厚度。 結(jié)合產(chǎn)品 3D 排位計(jì)算出相關(guān)的排位特性如下（表 4）。相關(guān)的速度為 40 米/秒，填充時(shí)間 0.098 秒，符合手冊(cè)。
表 4 二.3.集成下地板一體件排位方案分析
圖 6 二.3.1 產(chǎn)品厚度分析 最大厚度是 22.15mm，最小厚度是 1.9mm，平均厚度是 3.8mm 查表相關(guān)填充特性（圖 6）：使用北美手冊(cè)的填充時(shí)間為 0.070-0.11 秒，速度參考 36-44 米/秒。 表 5：產(chǎn)品平均壁厚的填充時(shí)間和澆口速度參考
二.3.2 根據(jù)初步設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)合成輸出排位為下圖 方案 1. 如圖 7 所示進(jìn)澆位置
圖 7 由紅色線區(qū)域進(jìn)澆填充到遠(yuǎn)端距離相對(duì)合理，流向和排氣往外走勢(shì)，但是，流道兩側(cè)會(huì)很長(zhǎng)（沖頭到澆口 行程）。過程能量損耗大，不利于成型（圖 7）。 方案 2. 如圖 8 所示進(jìn)澆位置
圖 8 使用上方填充方案，填充行程（沖頭到澆口行程）較方案 1 短且能量損耗少，可遇見問題是進(jìn)入型腔后前端冷料和氣體需要的窗戶處做排渣排氣通道（圖 8）。 二.3.3 使結(jié)合產(chǎn)品 3D 排位使用方案 2 排位計(jì)算出相關(guān)的特性 如下表 6
相關(guān)的速度為 50 米/秒，填充時(shí)間 0.119 秒，由于是使用雙沖頭（直徑 280mm，雙沖頭 280mm 面積約等于 396mm 沖頭面積）壓射，填充速度和時(shí)間或許和相關(guān)理論有輕微偏差。 三、模擬分析 如大家所知，壓鑄是一個(gè)涉及很廣，包含全面，由多部門、多產(chǎn)業(yè)通力合作的行業(yè)。簡(jiǎn)單的來說，包含了 前期的產(chǎn)品結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，然后再到壓射方案設(shè)計(jì)，再到壓鑄現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行工藝參數(shù)設(shè)置調(diào)整優(yōu)化等。從模擬仿真角度 同樣具備精細(xì)的分門歸類，分成了不同的結(jié)果組別，有的結(jié)果組別是應(yīng)用于產(chǎn)品結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，有的結(jié)果組別是應(yīng) 用于壓射方案設(shè)計(jì)，有的結(jié)果組別是應(yīng)用于工藝參數(shù)優(yōu)化。在本文中將結(jié)合模擬案例重點(diǎn)闡述應(yīng)用于壓射方案 設(shè)計(jì)組別和工藝參數(shù)調(diào)整組別的模擬結(jié)果。 三.1 前機(jī)艙方案成型分析
圖 9 如圖 9 模擬結(jié)果組主要為通過模擬軟件分析產(chǎn)品成型不良的相對(duì)應(yīng)結(jié)果組別。其中圖 9a 是空氣接觸結(jié)果， 空氣接觸主要反應(yīng)金屬液在充型的過程中，模具型腔內(nèi)氣體最后滯留的地方。如圖所示，我們可以看到亮色的 位置，就是氣體滯留時(shí)間最長(zhǎng)的地方，也就是最后充型的地方，主要集中在產(chǎn)品左右兩側(cè)的高塔位置和產(chǎn)品尾 端。圖 9b 結(jié)果為型壁接觸結(jié)果，主要反饋出在壓射成型的過程中，模具表面的水蒸汽、油污等之類最后匯聚的 地方，如圖所示，模擬結(jié)果亮色的位置就是這些油污最后積聚的地方，嚴(yán)重影響產(chǎn)品的機(jī)械性能。 圖 9c 是材料 年齡結(jié)果，主要反饋金屬液在充型的過程中，由于充型時(shí)間久而伴隨著溫降幅度大，最后形成大量冷料積聚的 位置。圖 9d 為成型溫度結(jié)果，結(jié)果顯示暗色（藍(lán)色）的區(qū)域表示成型溫度低，成型不良的風(fēng)險(xiǎn)大。 圖 9 所示的結(jié)果組別主要都為基于目前產(chǎn)品的結(jié)構(gòu)和成型方案反饋出的成型困難和成型尾端的位置，也就 是目前現(xiàn)有的澆注系統(tǒng)難以輻射到的地方。具體到前機(jī)艙產(chǎn)品，我們通過模擬可以發(fā)現(xiàn)成型不良的位置主要有 兩處，一處在兩側(cè)高塔端部，此兩處位置金屬液在成型的過程中需要爬坡，從而導(dǎo)致充型困難。另一處為產(chǎn)品 進(jìn)澆的尾端，金屬液充型后期伴隨著充型能量的下降，從而出現(xiàn)以上結(jié)果所描述的問題。主要的缺陷為成型不良，表現(xiàn)最嚴(yán)重的會(huì)出現(xiàn)冷裂，最輕微的產(chǎn)品表面會(huì)出現(xiàn)流痕，從而影響產(chǎn)品力學(xué)性能。
圖 10 如圖 10 模擬結(jié)果組別主要應(yīng)用于現(xiàn)場(chǎng)工藝參數(shù)優(yōu)化的組別。其中圖 10a 為氣體結(jié)果，主要是從兩個(gè)角度來 闡述：第一個(gè)角度是隨著金屬液在充型的過程中，型腔里面的氣體的去處，沒有被排出型腔，還是滯留在型腔 里面的某個(gè)位置；第二個(gè)的角度就是滯留氣體密度的高低，同時(shí)也是氣體這個(gè)結(jié)果的單位，高氣體密度位置相 對(duì)應(yīng)的氣體缺陷風(fēng)險(xiǎn)大，而低氣體密度位置，雖然有氣體滯留，但是風(fēng)險(xiǎn)相對(duì)較小。圖 10b 結(jié)果是增壓卷氣， 通常與圖 10a 結(jié)果結(jié)合一起觀察，我們通過圖 10b 結(jié)果發(fā)現(xiàn)在充型過程中卷氣的具體位置，然后再通過圖 10a氣體結(jié)果的動(dòng)態(tài)變化過程來觀察卷氣是如何形成的，比如是從模具型腔其它位置轉(zhuǎn)移過來，還是一直被困住出 不去最后再把密度和百分比結(jié)合來綜合判斷風(fēng)險(xiǎn)性高低。圖 10c 模擬結(jié)果呈現(xiàn)出在充型的過程中型腔內(nèi)氣壓 的變化過程，在什么位置和什么時(shí)間形成的高氣壓，通常與圖 10d 最大氣壓這個(gè)結(jié)果合同使用。其兩者之間的關(guān)系為圖 10c 會(huì)顯示出充型過程中會(huì)形成高氣壓的位置和時(shí)間段，最后將不同時(shí)間段的高氣壓匯總成在一個(gè)結(jié)果中，這就是最大氣壓結(jié)果。最大氣壓位置就是困氣處，在正常的情況下，型腔內(nèi)氣體為一個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，被 困氣體在被金屬液擠壓的過程中形成高氣壓，從而產(chǎn)生氣孔缺陷的風(fēng)險(xiǎn)。 圖 10 所示的結(jié)果組別主要都為基于目前產(chǎn)品的結(jié)構(gòu)，方案設(shè)計(jì)和工藝參數(shù)所反饋出的氣體缺陷風(fēng)險(xiǎn)位置，也就是排氣困難，或由于高速切換位置及高速速度形成的金屬液翻滾等造成包氣，卷氣和憋氣等。具體到前機(jī) 艙產(chǎn)品，我們通過模擬發(fā)現(xiàn)氣體風(fēng)險(xiǎn)位置主要集中在兩側(cè)高塔端部，產(chǎn)品進(jìn)澆的尾端。通過觀察充型過程發(fā)現(xiàn)，金屬液在內(nèi)澆口位置高速充型形成卷氣，最后此些氣體伴隨著充型最后滯留在最后成型的位置。主要的缺陷為氣體缺陷結(jié)果，可以通過探傷進(jìn)行檢測(cè)觀察，此缺陷會(huì)影響產(chǎn)品力學(xué)性能。 三.2 后地板方案成型分析
圖 11 關(guān)于結(jié)果的含義解析不再?gòu)?fù)述。通過觀察成型不良模擬結(jié)果組別（圖 11）發(fā)現(xiàn)后地板成型不良缺陷位置主 要集中在產(chǎn)品兩側(cè)輪罩（充型需要爬坡，充型困難位置）和最后成型位置（尾端）。
圖 12 通過觀察現(xiàn)場(chǎng)工藝參數(shù)優(yōu)化結(jié)果組別（圖 12）發(fā)現(xiàn)后地板氣體缺陷位置同樣主要集中在產(chǎn)品兩側(cè)輪罩和最 后成型位置，通過觀察充型過程發(fā)現(xiàn)，嚴(yán)重部分滯留氣體是因?yàn)楫a(chǎn)品本身結(jié)構(gòu)問題，氣體一直在滯留位置打轉(zhuǎn)無法被金屬液推走最后排出型腔。 三.3 下地板方案成型分析
圖 13
圖 14 通過觀察成型不良模擬結(jié)果組別（圖 13）發(fā)現(xiàn)下地板成型不良缺陷位置除了前面分析過的兩側(cè)高塔和輪罩 位置外，還存在于產(chǎn)品中間位置。如（圖 14）所示金屬液從兩側(cè)進(jìn)行壓射，一方面產(chǎn)品中心位置最后成型位 置，從另一方面來看同時(shí)也是兩側(cè)金屬液交匯碰撞的位置，從（圖 13）結(jié)果中可以觀察到中間碰撞位置出現(xiàn)明 顯的充型漩渦。
圖 15 現(xiàn)場(chǎng)工藝參數(shù)優(yōu)化結(jié)果組別（圖 15）發(fā)現(xiàn)下地板產(chǎn)品氣體缺陷位置主要集中在產(chǎn)品兩側(cè)充型需要爬坡的高 處位置和產(chǎn)品中間兩側(cè)金屬交匯位置。 四、模具鋼材 熱作模具鋼，一般應(yīng)用于表面工作溫度超過200°C的模具。這類模具除了要承受長(zhǎng)期的熱應(yīng)力外，還會(huì)因?yàn)橹芷谛缘臏囟茸兓a(chǎn)生附加的應(yīng)力。起初，研發(fā)含有 5% 鉻的馬氏體鋼被用于鋁合金壓鑄。其它典型應(yīng)用領(lǐng)域包括：鍛造模具、芯棒、擠出模具和壓鑄模具等。這類工模具熱處理后的主要目標(biāo)是獲得高強(qiáng)度和高韌性，以便更好地抵御機(jī)械沖擊和熱沖擊。為達(dá)成該目標(biāo)，需要使用具有馬氏體顯微組織的模具鋼，它們能具有 MC、M3C、M7C3 和 M23C6 這些可以二次硬化的碳化物。鋼材的顯微組織，是通過復(fù)合的熱處理工藝獲得的，包括淬火和隨后的多次回火。熱處理工藝上的微小改動(dòng)，都會(huì)對(duì)鋼材的顯微組織造成極大的影響，進(jìn)而體現(xiàn)在材料的機(jī)械性能上。尤其是，淬火時(shí)的冷卻速率對(duì)模具鋼的韌性和延展性會(huì)造成重要影響。如今的壓鑄行業(yè)，對(duì)熱作模具的尺寸及其結(jié)構(gòu)復(fù)雜程度的要求都越來越高，這會(huì)導(dǎo)致模具各個(gè)截面的冷卻速率存在不一致的問題。這些大尺寸模具的心部和表面之間存在溫度梯度，并致使模具心部 [圖 16] 的冷卻速率降低，從而對(duì)顯微組織造成影響，除了馬氏體基體外，還會(huì)出現(xiàn)貝氏體。根據(jù)以往的研究表明，馬氏體顯微組織中出現(xiàn)的貝氏體會(huì)嚴(yán)重降低材料的韌性和延展性，這跟馬氏體和貝氏體間的強(qiáng)度差有關(guān)。我們已知的研究通常是以實(shí)驗(yàn)室的樣件作為參考，而這只是一種理想條件，并非是從大尺寸壓鑄模具上測(cè)得的實(shí)際材料性能。
圖 16:H11 型 熱作模具鋼的 CCT 圖(連續(xù)冷卻轉(zhuǎn)變曲線)模具尺寸對(duì)冷卻速率的影響[10]。 然而相關(guān)文獻(xiàn)中，幾乎無法找到冷卻速率對(duì)5% 鉻熱作模具鋼大尺寸樣件的顯微組織以及機(jī)械性能的影響。因此，我們眼前的工作將著重研究具有不規(guī)則的幾何結(jié)構(gòu)，尺寸為810 x 510 x 350 mm 的大塊樣件，就像壓鑄模具使用的鋼材一樣。我們以壓鑄模具應(yīng)用的規(guī)范條件，對(duì)該樣件進(jìn)行熱處理，隨后將樣件鋸開以確認(rèn)材料的斷裂韌性，并分別檢測(cè)不同冷卻速率區(qū)域的缺口沖擊韌性。最后，采用光學(xué)顯微鏡和掃描電鏡 (SEM) 對(duì)其顯微組織進(jìn)行研究，并通過數(shù)字模擬計(jì)算，得出鋼材在多種冷卻速率下的相的百分比。 該大尺寸的實(shí)驗(yàn)?zāi)＞咪摰牡燃?jí)為 X38CrMoV5-1。此鋼種的化學(xué)成分可參見表 7 。該材料是奧地利卡普芬貝格的 Böhler Edelstahl 鋼廠以工業(yè)規(guī)模生產(chǎn)的鋼材，名稱為 W350 ISOBLOC，它具有出色的淬透性，非常適合用于超大尺寸的壓鑄模具 。 表 7. Böhler W350 ISOBLOC 鋼的化學(xué)成分（重量 %）
如圖 17 所示，我們通過銑床將退火態(tài)的材料加工成最終的結(jié)構(gòu)。在實(shí)驗(yàn)?zāi)＞叩慕Y(jié)構(gòu)加工完成后，用馬氏體熱作模具鋼的典型熱處理工序?qū)ζ溥M(jìn)行熱處理。熱處理是在 Schmetz 型真空爐內(nèi)進(jìn)行的，該真空爐的最大裝載重量為 4.5 噸，并采用高壓氣淬（氮?dú)猓４慊鸷突鼗饤l件如下：以 0.5°C/s 的速率加熱到 1020°C 的奧氏體化溫度，在 1020°C 的溫度保持30分鐘，然后冷卻至室溫。測(cè)量模具 3 個(gè)不同區(qū)域的冷卻參數(shù)，分別為：心部 (λ= 36)、大塊部分的表面 (λ = 3.4) ，以及插頭 (λ = 2.6)。冷卻參數(shù)被定義為時(shí)間（秒），即樣件從 800°C 冷卻到500°C 所需的時(shí)間，再除以因數(shù) 100。隨后，樣件以> 550°C 的溫度進(jìn)行三次回火，每次回火保溫 2 小時(shí)，以達(dá)到 44 – 46 HRC 的工作硬度。
圖 17：實(shí)驗(yàn)?zāi)＞咦罱K的幾何結(jié)構(gòu)（所有尺寸均以毫米為單位） 用于測(cè)試沖擊韌性和斷裂韌性的樣件取自不同的區(qū)域，并分別具有不同的淬火參數(shù)。每個(gè)單獨(dú)試樣的位置如 圖18所示。我們特定了 5 個(gè)位置：母材心部和大塊的心部 (CM)，大塊區(qū)域的表面 (SM)，中空部分的底部 (BH)和邊緣 (EH)，最后是插頭 (S)。 沖擊實(shí)驗(yàn)依照 EN 10045-1 標(biāo)準(zhǔn)，用德國(guó) Zwick 公司的沖擊擺錘在 300J 的條件下執(zhí)行的，以此來測(cè)量其沖擊韌性。這些性能的數(shù)值是在室溫條件下，使用標(biāo)準(zhǔn)的夏比 V 型缺口試樣測(cè)得的。應(yīng)當(dāng)注意的是，通過沖擊方向的調(diào)整，始終與變形方向保持交叉。針對(duì)肉眼可見裂紋，抵抗裂紋擴(kuò)展的能力，即斷裂韌性 KIC ，則通過彎曲實(shí)驗(yàn)來確定，該實(shí)驗(yàn)使用尺寸為 20 x 8.3 x 110mm，具有單邊裂縫的鋼條進(jìn)行四點(diǎn)彎曲測(cè)試。實(shí)驗(yàn)依照 ASTM E399規(guī)范，在室溫條件下用瑞士的 RUMUL 電動(dòng)實(shí)驗(yàn)機(jī)檢測(cè)。 依照 ASTM E112 規(guī)范，通過光學(xué)顯微鏡以微米為單位，分別對(duì)回火馬氏體中混合的顯微組織及其對(duì)應(yīng)的晶粒尺寸進(jìn)行檢測(cè)，該試樣需在含 10% 酒精的硝酸溶液中酸蝕 15 秒鐘。沖擊實(shí)驗(yàn)中，斷裂面的分析是通過掃描電鏡操作的。掃描電鏡檢查是在日本 JEOL JSM – 6460 LV 的設(shè)備上進(jìn)行的，運(yùn)行時(shí)的加速電壓為 15 kV。
圖 18：用于機(jī)械實(shí)驗(yàn)的單個(gè)試樣的位置。 對(duì)于所研究的冷卻參數(shù)：核心 (λ = 36) 和插頭(λ = 2.6)，其對(duì)應(yīng)的顯微組織是通過 DEFORM (Design Environment Forming) 模擬軟件進(jìn)行數(shù)字計(jì)算的。為了執(zhí)行準(zhǔn)確的形變熱處理模擬，需要掌握“溫度和相變的關(guān)聯(lián)”方面的材料性能知識(shí)，這些知識(shí)以及所用的數(shù)字模型均基于 Schemmel 等人的研究 [12]。他用同一鋼種，以不同尺寸的試樣，來計(jì)算其在淬火過程中殘余應(yīng)力和相的百分比的形成和演變。對(duì)相變動(dòng)力學(xué)的正確描述是一個(gè)先決條件。值得注意的是，數(shù)字計(jì)算的結(jié)果僅可作為參考值。 匯總了材料大塊的心部 (CM) 和大塊區(qū)域表面 (SM) 的機(jī)械實(shí)驗(yàn)結(jié)果。和預(yù)期的一樣，心部 λ=36 比表面區(qū)域 λ=3.4 的冷卻參數(shù)要高得多。一般來說，這就會(huì)導(dǎo)致 CM 的 KIC 值 (35.3 MPa m-1/2) 和沖擊韌性 (~10 J) ，要比 SM 的 KIC 值 (45.1 MPa m-1/2) 和沖擊韌性 (~14 J) 更低。材料大塊的兩個(gè)位置都達(dá)到了 ~46 HRC 的硬度值。圖 19，顯示了冷卻參數(shù)對(duì)材料顯微組織的影響。由此可以看出，CM 的顯微組織由回火馬氏體和貝氏體混合組成，而 SM 恰好相反，它完全呈馬氏體組織。根據(jù) ASTM E112 的標(biāo)準(zhǔn)，兩個(gè)位置的晶粒尺寸可以評(píng)定為 9 級(jí)。 表 8. CM 和 SM 位置的沖擊韌性、硬度和斷裂韌性。
圖 19：材料大塊位置，a) CM 和 b) SM 的顯微組織。
圖 20：材料大塊位置，a) CM 和 b) SM 的斷裂面分析。 圖 20 顯示了，材料經(jīng)沖擊實(shí)驗(yàn)后，通過掃描電鏡觀察到的斷口形貌。不同的冷卻參數(shù)和與其對(duì)應(yīng)的不同的 顯微組織，會(huì)對(duì)斷裂類型造成微小的變化。CM 斷裂面呈現(xiàn)穿晶斷口的特征，是由于該位置出現(xiàn)了貝氏體。SM的斷裂類型則表現(xiàn)為明顯的沿晶斷裂，該位置呈現(xiàn)出完全的馬氏體組織。可以預(yù)料，這會(huì)與模具在該部分的沖擊韌性和斷裂韌性值密切相關(guān)。 這里未對(duì)該部位的冷卻參數(shù)進(jìn)行研究，因?yàn)閷?duì)于所用的真空爐，可供測(cè)量淬火速率的位置只有 3 個(gè)。筆者假定，中空部分的冷卻參數(shù)和大塊部分表面區(qū)域 (SM) 的冷卻參數(shù)相似。 表 9. 位置 BH 和 EH 的沖擊韌性、硬度和斷裂韌性。
表 9 ，給出了 BH 和 EH 位置的沖擊實(shí)驗(yàn)結(jié)果。可以看出，在大約 44 HRC 的相同硬度等級(jí)下，BH 的平均沖擊值 (18 J) 要比 EH (~16 J) 略高。僅測(cè)量了位置 EH 的斷裂韌性。采用 KQ 而不用 KIC ，是因?yàn)樵嚇拥某叽缣。鋷缀螛?gòu)造不能滿足 ASTM E 399 的要求。無論如何，基于三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)呈現(xiàn)出一個(gè)非常明顯的趨勢(shì)，BH位置的 KQ 值實(shí)際上已經(jīng)很高，達(dá)到了 86.7 MPa m-1/2。BH 和 EH 位置的顯微組織如圖 21 所示，很明顯，EH的顯微組織由馬氏體和大量出現(xiàn)的貝氏體構(gòu)成；相反，BH 則完全是馬氏體組織。根據(jù) ASTM E112，中空部分和大塊部分所有位置的晶粒尺寸被評(píng)定為 9 級(jí)。圖 22 展示了 BH 和 EH 的斷裂面，斷裂面出現(xiàn)在沿晶，兩個(gè)位置顯示了相似的斷裂機(jī)制。然而與 EH 相比，BH 具有完全的馬氏體組織，其失效的風(fēng)險(xiǎn)更小，意味著它具有相對(duì)高的延展性。盡管如此，沖擊韌性值和斷裂面的差異，尚未達(dá)到需要推定它們顯微組織的程度。
圖 21：中空部分位置， a) BH 和 b) EH 的顯微組織。
圖 22：中空部分位置， a) BH 和 b) EH 的斷裂面分析。 表 10 中，匯總了插頭的機(jī)械實(shí)驗(yàn)結(jié)果。在模具的這個(gè)位置，測(cè)量了最低的冷卻參數(shù)為 λ=2.6。工作硬度為43 HRC 的情況下，平均的沖擊韌性值為 ~20 J，最高 的 KQ 值為 87.8 MPa m-1/2 ，意味其具有高水平的延展性。 圖 23a 顯示了其對(duì)應(yīng)的、組織為回火充分的馬氏體。根據(jù) ASTM E112 規(guī)范，晶粒尺寸被再次確定為 9 級(jí)。沖擊實(shí)驗(yàn)后的斷裂面如圖 23b 所示，據(jù)此可以看出，該斷面為沿晶斷裂和韌性斷裂混合組成。 表 10. S 位置的沖擊韌性、硬度和斷裂韌性。
圖 23：位置 S 的 a) 顯微組織和 b) 斷裂面。 圖 24 ，分別顯示了高壓氣淬（氮?dú)猓┖蟮呢愂象w和馬氏體分布。通過模擬結(jié)果可以看出，在實(shí)驗(yàn)?zāi)＞叩男牟浚愂象w的體積分?jǐn)?shù)大約為 50%，而馬氏體大約為 45%，這導(dǎo)致了 5% 的殘余奧氏體。由于插頭處的冷卻參數(shù)較低，因此產(chǎn)生了更多數(shù)量的馬氏體，約為 80%，貝氏體和殘余奧氏體對(duì)應(yīng)的體積分?jǐn)?shù)分別為 15% 和 5%。
a) b) 圖 24：a) 貝氏體和 b) 馬氏體的體積分?jǐn)?shù)的數(shù)值計(jì)算。 眾所周知，淬火速率對(duì)熱作模具鋼的機(jī)械性能影響最為顯著，它對(duì)材料強(qiáng)度和形變特性上的區(qū)別甚微。但材料的斷裂韌性和沖擊韌性極大地取決于冷卻參數(shù)和顯微組織 [4]。冷卻參數(shù)越高，韌性就越低，原因是材料中存在更多數(shù)量的貝氏體、初生的共析碳化物、殘余奧氏體，以及通常呈粗大晶粒的顯微組織 [11]。特別對(duì)于大尺寸的壓鑄模具而言，這至關(guān)重要。因?yàn)椴牧闲牟亢捅砻娌煌睦鋮s速率，會(huì)使截面上的韌性分布不均。本項(xiàng)工作即是對(duì)這些影響進(jìn)行研究。 被研究的樣件被分為 3 個(gè)部分（如圖 17 所示）。其結(jié)果是，材料心部(CM) 和大塊部分的表面(SM) 雖然分別具有不同的冷卻參數(shù)，但它們?cè)陧g性等級(jí)（表 8）上的差別并沒有預(yù)想的大。當(dāng)然，純馬氏體結(jié)構(gòu)的 SM 相對(duì)于馬氏體/貝氏體混合組織（圖 19）的 CM 具有更高的韌性值。根據(jù)數(shù)值模擬，貝氏體的體積分?jǐn)?shù)大約為 50% （圖 24a）。因此，斷裂機(jī)制由沿晶斷裂變成了穿晶斷裂（圖 20）。一般情況下，較低硬度水平 (~44 HRC) 的中空部分（表 9）比大塊部分 (~46 HRC) 的韌性值更高。光學(xué)顯微鏡觀察到，EH 位置存在了大量的貝氏體組織，而 BH 為充分回火的馬氏體組織（圖 21）。我們僅觀察到它們?cè)跊_擊韌性存在細(xì)微的差別。到底為什么會(huì)在這個(gè)位置 (EH) 出現(xiàn)貝氏體？可以假定該部分與大塊部分（SM） 位置均具有相同的淬火速率。一種可能的解釋是硬化過程中，模具在真空爐中位于靠近格柵的位置，由此可能導(dǎo)致出現(xiàn)不同的冷卻條件和顯微組織。斷裂面分析顯示，裂紋類型從 BH 位置的沿晶韌性斷裂演變?yōu)?EH 位置的純沿晶斷裂（圖 22）。3 個(gè)位置中，插頭位置具有最低的硬度 (~43 HRC) 和最高的韌性值（表 10），其顯微組織中呈純馬氏體（圖 23a）。數(shù)字計(jì)算顯示，該位置的馬氏體體積分?jǐn)?shù)超過了 80%（圖 24b）。斷裂面分析（圖 23b）顯示，該位置的斷裂形態(tài)由晶間斷裂和韌性斷裂混合構(gòu)成。根據(jù) ASTM E112，實(shí)驗(yàn)?zāi)＞叩乃胁糠趾臀恢玫木Я６染淮_定為 9，由此可得出結(jié)論：由于模具截面上的溫度分布均勻，因而沒有出現(xiàn)晶粒度變粗的情況。 對(duì)具有不規(guī)則幾何構(gòu)造的大尺寸試樣進(jìn)行的研究顯示，不同區(qū)域的冷卻速率會(huì)造成材料中貝氏體組織的形成，它會(huì)導(dǎo)致了材料整體韌性的下降。但就工業(yè)層面而言，在大塊部分的 CM 位置和中空部分的 EH 位置具有貝氏體/馬氏體的混合組織，以及測(cè)量到的沖擊韌性和斷裂韌性等級(jí)是完全可以接受的。因此我們可以得出結(jié)論，鋼材的淬透性對(duì)大尺寸壓鑄模具的優(yōu)異使用性能至關(guān)重要。但模具尺寸的限制并不受材料的淬透性影響，其尺寸受熱處理使用的真空爐的大小限制。Böhler W350 ISOBLOC (~X38CrMoV5-1)，針對(duì)壓鑄用途、具有明確幾何構(gòu)造的大尺寸試樣進(jìn)行了研究。經(jīng)證實(shí)，大塊部分的心部和中空部分的 EH 位置，會(huì)因?yàn)檩^高的冷卻參數(shù)導(dǎo)致貝氏體的產(chǎn)生，與純馬氏體組織相比，它會(huì)在整體上降低沖擊韌性和斷裂韌性。同時(shí)研究也表明，雖然出現(xiàn)了貝氏體，材料的韌性值仍達(dá)到了可接受的范圍。
參考 |
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