半固態(tài)合金熔體的體收縮

半固態(tài)合金熔體的體收縮

半晶鉻合金熔合液是材料加工領(lǐng)域的前沿技術(shù)。雖然進(jìn)行了大量的研究，但對收縮行為、收縮結(jié)構(gòu)形成的機(jī)制、收縮機(jī)制和條件的研究還不夠系統(tǒng)。還沒有理論結(jié)合收縮理論的形成，還沒有形成結(jié)合收縮特征特征的理論。本文緊密結(jié)合半固態(tài)合金的微觀結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和流變特性,對這些問題進(jìn)行了理論分析和探討。1半固體合金熔合體收縮和收縮孔形成機(jī)制1.1半固體體收縮體積半固態(tài)合金熔體充滿型腔至全部凝固完畢,由于溫度的降低和凝固相變的發(fā)生會帶來體積變化(通常為收縮)。一般來說,凝固相變的體收縮最大,液相的體收縮次之,固相的體收縮最小。設(shè)充滿鑄型時的半固態(tài)熔體內(nèi)的固相率為fs,對應(yīng)的溫度為T0,它大于固相線溫度Ts,小于液相線溫度Tl。假定液相在結(jié)晶溫度范圍內(nèi)的體收縮系數(shù)為αl,凝固相變的體收縮系數(shù)為αl-s,固相在結(jié)晶溫度范圍內(nèi)的體收縮系數(shù)為αs,則當(dāng)體積為V0的半固態(tài)熔體從充滿型腔時的溫度T0至固相線溫度(全部凝固時)發(fā)生的體收縮總量Vs=(αl+αl-s)(Τ0-Τs)(1-fs)V0+αs(Τ0-Τs)fsV0=[(αl+αl-s)(1-fs)+αsfs](Τ0-Τs)V0(1)Vs=(αl+αl?s)(T0?Ts)(1?fs)V0+αs(T0?Ts)fsV0=[(αl+αl?s)(1?fs)+αsfs](T0?Ts)V0(1)由于半固態(tài)流變成形用的模具是金屬型,剛度較大,其型壁移動可以忽略,所以,這一收縮體積就是縮孔的總體積。由式(1)可見,半固態(tài)合金熔體的最大體收縮量隨澆注溫度與固相線溫度之差成正比,與半固態(tài)合金熔體的初始體積成正比,且與固液兩相的體收縮系數(shù)及凝固收縮系數(shù)直接相關(guān)。需要指出的是,由于半固態(tài)熔體冷卻的方向性,在熔體內(nèi)部也存在一定的溫度梯度,所以,這一收縮體積是逐步形成的,而且低溫處形成的收縮會被相鄰的高溫熔體在壓力作用下的流變所補(bǔ)充,因此,式(1)所得的是收縮的最大值,實(shí)際情況下真正的縮孔體積是小于此值的。1.2半固體熔體的細(xì)觀結(jié)構(gòu)傳統(tǒng)的液態(tài)合金鑄造中縮孔的形成是固態(tài)收縮與液態(tài)收縮及凝固收縮不協(xié)調(diào)造成的。半固態(tài)成形中,始終有壓力作用,鑄型的型壁移動又可以忽略,因此表層的全固態(tài)層的收縮會被壓力作用下自身的流變所抵消,內(nèi)部半固態(tài)熔體的整體收縮也會被自身的流動和變形所抵消,從這個意義上看,只要工藝參數(shù)合理,就不會形成縮孔。但實(shí)際上在半固態(tài)成形產(chǎn)品中卻經(jīng)常見到大量分散性的縮孔,見圖1。半固態(tài)熔體的細(xì)觀結(jié)構(gòu)是剛度較大的固相和流變性較好的液相組成的混合物。隨兩相的相對數(shù)量的多少不同而有兩類典型的結(jié)構(gòu)(見圖2):一類是高固相率時,固相相互接觸而液相被封閉在固相顆粒的堆垛間隙內(nèi);另一類是低固相率時,液相互相連通,而固相被相互隔離,孤立地分布在液相中。隨著冷卻和凝固的進(jìn)行,低固相率的結(jié)構(gòu)逐步向高固相率的結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)變,也就是說,半固態(tài)熔體中液相的存在形式隨著凝固過程的進(jìn)行逐步由連續(xù)相變?yōu)楣铝⑾?。?dāng)液相為連續(xù)相時,在壓力作用下,發(fā)生收縮的部位會被相對高溫的相鄰部位的液相流動而補(bǔ)充,不出現(xiàn)縮孔。但是,當(dāng)固相率超過一定值,液相成為孤立相時,如果被固相封閉的液相發(fā)生的收縮無從補(bǔ)充,便會形成縮孔。由于這種封閉區(qū)域互相不連通,所以,形成的縮孔也是孤立的、分散型的。如果外加壓力足夠大,以至于可以使互相接觸的固相發(fā)生整體的流變,這種分散性的液體的收縮可以通過相鄰固相的流變而補(bǔ)充,最終并不形成縮孔。由以上分析可見,半固態(tài)成形中的縮孔主要是分散型縮孔,其形成機(jī)理是被固相包圍封閉的微區(qū)內(nèi)液相的收縮得不到補(bǔ)充(見圖2b)。2局部補(bǔ)縮的實(shí)現(xiàn)根據(jù)半固態(tài)合金縮孔的形成機(jī)理不難看出,要實(shí)現(xiàn)補(bǔ)縮,必須要求半固態(tài)合金在壓力作用下發(fā)生整體流變,即靠半固態(tài)合金熔體及其凝固產(chǎn)物在壓力作用下發(fā)生整體流變實(shí)現(xiàn)補(bǔ)縮。在液相為連續(xù)相時,補(bǔ)縮過程是液相在壓力作用下通過固相顆粒的間隙向發(fā)生收縮的部位流動實(shí)現(xiàn)補(bǔ)縮,這時的補(bǔ)縮通道是細(xì)小隨機(jī)分布的,所以,只要存在補(bǔ)縮壓力,補(bǔ)縮過程就可以進(jìn)行。即使沒有補(bǔ)縮壓力,也可以靠收縮部位的負(fù)壓通過毛細(xì)作用實(shí)現(xiàn)補(bǔ)縮。當(dāng)液相成為孤立相時,封閉區(qū)域的液相收縮無法通過其他部位的液相來補(bǔ)充,這時沒有明顯的補(bǔ)縮通道,只能通過固相在壓力作用下的整體流變實(shí)現(xiàn)補(bǔ)縮。因此,半固態(tài)熔體的補(bǔ)縮行為有兩種:一種是低固相率時的液相流動補(bǔ)縮;另一種是高固相率時的固相變形補(bǔ)縮。液相流動補(bǔ)縮可以按照液相通過多孔介質(zhì)模型進(jìn)行描述,而固相變形補(bǔ)縮需要按照流變模型進(jìn)行描述。這種半固態(tài)熔體的整體補(bǔ)縮與傳統(tǒng)的液態(tài)成形的局部補(bǔ)縮的比較見圖3。傳統(tǒng)的液態(tài)成形的補(bǔ)縮是通過采取必要的工藝措施將體收縮集中在熱節(jié)部位,利用儲存有多余液態(tài)金屬的冒口,通過將冒口和熱節(jié)連通的補(bǔ)縮通道實(shí)現(xiàn)補(bǔ)縮,所以稱為局部補(bǔ)縮。而半固態(tài)熔體凝固后的縮孔是分散型的,所以無法實(shí)現(xiàn)局部補(bǔ)縮,只能通過整體流變實(shí)現(xiàn)補(bǔ)縮,所以稱為整體流變補(bǔ)縮。3收縮限制3.1u2004壓力p的確定對于直接加壓成形的情況(見圖4),要實(shí)現(xiàn)整體補(bǔ)縮,首先要求所加壓力必須能夠使工件整體發(fā)生壓縮流變。為了確定流變抗力,需要采取解析、試驗(yàn)或數(shù)值模擬等方法首先確定工件的溫度及其分布。目前并沒有通用、方便、準(zhǔn)確的溫度分布表達(dá)式,但對其溫度分布特點(diǎn)一般認(rèn)為:①橫向溫度及橫向溫度梯度由表及里逐漸減小,減小的速度隨鑄型和合金的導(dǎo)熱系數(shù)和合金的結(jié)晶潛熱而變化;②凝固剛剛結(jié)束時,中心軸線的溫度最高,數(shù)值為合金的固相線溫度Ts;③工件表面溫度在凝固結(jié)束前變化不大,記為Tsur,具體數(shù)值主要受鑄型、合金和涂料的導(dǎo)熱系數(shù)和合金的結(jié)晶潛熱影響。根據(jù)這種共識,以一個厚度為2δ,長度為L,高度為H的長方體工件直接加壓成形為例,假定橫截面上由表及里的溫度差服從平方根規(guī)律(見圖5),則沿x方向溫度分布的數(shù)學(xué)表達(dá)式為Τ=Τsur+Τs-Τsurδ1/2x1/2(2)T=Tsur+Ts?Tsurδ1/2x1/2(2)合金材料在液相線溫度附近的高溫流變抗力與溫度的準(zhǔn)確關(guān)系需要針對具體的材料進(jìn)行試驗(yàn)測定,但一般都可以表示為σ=σsexp[b(Τs-Τ)](3)σ=σsexp[b(Ts?T)](3)式中,σs為固相線溫度Ts時的流變抗力(也就是臨界切應(yīng)力、屈服應(yīng)力或變形抗力),MPa;b為溫度系數(shù),即單位溫度的提高帶來的流變抗力的變化量的絕對值,MPa/℃;T為溫度,℃。將式(2)代入式(3)并令ΔTmax=Ts-Tsur,整理得σ=σsexp[b(ΔΤmax-ΔΤmaxδ1/2x1/2)](4)σ=σsexp[b(ΔTmax?ΔTmaxδ1/2x1/2)](4)于是,要讓該工件沿高度方向整體發(fā)生壓縮流變的最小壓力Ρmin=2∫δ0σLdx(5)Pmin=2∫δ0σLdx(5)將式(4)代入式(5)積分并整理得Ρmin=4Lσsδ[exp(bΔΤmax)-bΔΤmax-1]b2ΔΤ2max(6)Pmin=4Lσsδ[exp(bΔTmax)?bΔTmax?1]b2ΔT2max(6)令Δσmax=bΔTmax,它是凝固結(jié)束時中心與表面的屈服應(yīng)力差或臨界切應(yīng)力差,其值恒大于零,并令A(yù)p=2Lδ,是工件的承壓面積,則式(6)簡化為Ρmin=2Apσs[exp(Δσmax)-Δσmax-1]Δσ2max(7)Pmin=2Apσs[exp(Δσmax)?Δσmax?1]Δσ2max(7)所以,要保證補(bǔ)縮,設(shè)備提供的有效壓力P必須滿足Ρ≥Ρmin(8)P≥Pmin(8)式(8)可以理解為直接加壓條件下流變補(bǔ)縮的力學(xué)條件判據(jù)。此外,要保證補(bǔ)縮,還要求補(bǔ)縮壓力作用的時間tp至少要大于半固態(tài)熔體的全部凝固時間ts,即tp≥ts(9)tp≥ts(9)再次,要實(shí)現(xiàn)補(bǔ)縮,對加壓速度也有一定要求。如果壓力作用下工件的流變帶來的體積減小速度小于體收縮速度,則即使?jié)M足上述壓力要求,仍然不能保證工件內(nèi)的分散縮孔完全得到補(bǔ)縮。因此,補(bǔ)縮的第3個條件是加壓流變速度vp大于體收縮速度vs。設(shè)壓機(jī)的加壓速度為v,壓頭的截面積為A,加壓時間為tp,則vp=vAtp(10)vp=vAtp(10)假定,半固態(tài)熔體澆入鑄型至全部凝固結(jié)束的時間為ts,考慮到vs=Vs/ts,則補(bǔ)縮的速度條件可以整理為v≥tptsVsA(11)v≥tptsVsA(11)式(8)~式(11)就構(gòu)成了直接加壓條件下流變補(bǔ)縮的條件。3.2補(bǔ)縮壓力的確定間接加壓與直接加壓的主要區(qū)別在于:①充滿鑄型以及隨后的保壓補(bǔ)縮過程中,始終存在一個與壓室連通的相對高溫區(qū),通過此高溫區(qū)內(nèi)熔體的流變實(shí)現(xiàn)整體脹形補(bǔ)縮。②間接加壓時,靠近型壁的凝固層看不出宏觀流變,而將流變補(bǔ)縮量轉(zhuǎn)移為壓室內(nèi)熔體的壓縮流變。③設(shè)備提供的補(bǔ)縮壓力在壓室和澆道內(nèi)有一定的損耗,真正用來補(bǔ)縮工件的壓力小于設(shè)備提供的總壓力。④補(bǔ)縮過程是靠工件內(nèi)高溫區(qū)熔體的流變間接作用到周圍的低溫區(qū)上實(shí)現(xiàn)的,所以,這時的承壓面積是高溫與低溫區(qū)的分界面的面積,并隨著凝固的進(jìn)行不斷縮小。由于這些差異,間接加壓的補(bǔ)縮條件與直接加壓也有所不同。為了確定其補(bǔ)縮的力學(xué)條件,設(shè)備提供的原始比壓為p,對應(yīng)的壓力為P,經(jīng)過壓室和澆道的比壓衰減量為Δp,于是,內(nèi)澆道與工件連接處的有效補(bǔ)縮比壓(即作用在工件上的有效補(bǔ)縮比壓)pe=p-Δp(12)pe=p?Δp(12)有效補(bǔ)縮比壓的作用面積為內(nèi)澆道的橫截面積Ag。假定在工件內(nèi)的壓強(qiáng)各處相等,均為有效補(bǔ)縮比壓pe,工件的流變抗力可以采用類似于直接加壓的方法推導(dǎo)得到,由于凝固是逐步進(jìn)行的,所以補(bǔ)縮也是逐步進(jìn)行的,即在剛剛充滿型腔時的承壓面積是整個工件的側(cè)面積,隨著凝固的進(jìn)行,承壓面積隨著凝固層的加厚而逐步減小,所以,只要最大承壓面積時的有效補(bǔ)縮比壓大于其流變抗力,則可以實(shí)現(xiàn)補(bǔ)縮。設(shè)合金在固相線溫度時的流變抗力為σs,工件的最大補(bǔ)縮承載面積(即工件的側(cè)面積)為As,則需要的補(bǔ)縮壓力Ρσ=(As-Ag)σs(13)Pσ=(As?Ag)σs(13)所以,為了保證補(bǔ)縮,要求內(nèi)澆道處的補(bǔ)縮比壓pe=ΡσAg=As-AgAgσs(14)pe=PσAg=As?AgAgσs(14)于是,要求壓頭提供的補(bǔ)縮壓力應(yīng)滿足Ρ≥(pe+Δp)Ad=(As-AgAgσs+Δp)Ad(15)式中,Ad為壓室的橫截面積;Δp本質(zhì)上是壓室內(nèi)半固態(tài)熔體直接加壓時的流變應(yīng)力,其大小可以參照式(7)得Δp=2σs[exp(Δσmax)-Δσmax-1]Δσ2max(16)所以,間接加壓補(bǔ)縮的力學(xué)條件表示為Ρ≥{As-AgAg+2[exp(Δσmax)-Δσmax-1]Δσ2max}σsAd(17)間接加壓補(bǔ)縮的時間條件與直接加壓相同。間接加壓補(bǔ)縮的速度條件與直接加壓稍有不同,這里用于補(bǔ)縮工件的流變速度是單位時間內(nèi)沖頭運(yùn)動產(chǎn)生的體積變化扣除壓室和流道內(nèi)熔體自身的流變補(bǔ)縮速度。參照式(11)其速度條件變?yōu)関≥tptsdVsAd(18)式中,tsd是間接加壓條件下半固態(tài)熔體澆入鑄型至全部凝固結(jié)束的時間。4討論4.1積提高固相線溫度時的壓力和溫度對自適應(yīng)增強(qiáng)的影響由式(7)和式(17)可以看出,影響補(bǔ)縮壓力的主要參數(shù)是工件表面的溫度、工件的承壓面積、中心與表面的溫差或屈服強(qiáng)度差以及固相線溫度時合金的流變應(yīng)力(或臨界切應(yīng)力)等。補(bǔ)縮壓力隨工件的承壓面積或固相線溫度時合金的屈服應(yīng)力的增大成線性規(guī)律增大,并隨表面與中心的屈服應(yīng)力差或臨界切應(yīng)力差的增大而急速增大。合金的溫度系數(shù)是由材料自身的微觀結(jié)構(gòu)和成分決定的,變化范圍不大。承壓面積是由工件的尺寸、形狀和成形方式?jīng)Q定的。所以,為了減小所需的補(bǔ)縮壓力,可能采取的措施是:①提高半固態(tài)熔體的流變性,即減小其固相線溫度時的流變抗力(也叫屈服應(yīng)力)σs。這一點(diǎn)可以通過控制半固態(tài)熔體的制備工藝、改善凝固組織的形貌、尺寸和分布來實(shí)現(xiàn)。②減小工件表里溫差。具體措施包括提高模具溫度和使用隔熱涂料兩大方面。③減小壓室內(nèi)的補(bǔ)縮壓力損失,如避免壓室內(nèi)出現(xiàn)凝固層,減小壓室內(nèi)的壓下行程等。4.2溫度分布與流變抗力在上述補(bǔ)縮條件的推導(dǎo)中,有兩個重要的假設(shè):一是橫向溫度分布服從平方根關(guān)系;二是材料的流變抗力隨溫度差呈指數(shù)規(guī)律變化。從一般意義上看,這種假設(shè)是有根據(jù)的,也是可以接受的,但其準(zhǔn)確程度取決于這兩個關(guān)系的準(zhǔn)確性。(1)固相線溫度系數(shù)以承壓面積為0.01m2的半固態(tài)A356鋁合金圓柱體直接加壓成形為例,設(shè)凝固結(jié)束時表里溫差為20℃,固相線時的流變抗力為0.1MPa,溫度系數(shù)增大一個數(shù)量級(從0.1增大到1.0),根據(jù)式(7)計(jì)算得到的補(bǔ)縮壓力將增加7個數(shù)量級(見表1),已經(jīng)遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過了工程材料有意義的強(qiáng)度范圍。所以,式(7)中的溫度系數(shù)取值范圍在0.1~0.6之間,具體數(shù)值需要試驗(yàn)確定。(2)固相線溫度下材料流變抗力由式(7)可見,補(bǔ)縮壓力隨固相線溫度時材料的流變抗力的增大成線性規(guī)律增大。一般來說,固相線溫度時材料的流變抗力與成分關(guān)系不大,主要受其凝固組織的影響,通常在0.01~1.00MPa之間。在這樣一個范圍內(nèi),補(bǔ)縮條件是可信的。(3)表面溫度與固相線溫度之差時的補(bǔ)縮壓力這一影響與溫度系數(shù)類似,也比較敏感。如取溫度系數(shù)為0.5MPa/℃,固相線時的流變抗力為0.1MPa,承壓面積仍然是0.01m2,則按式(7)計(jì)算的不同表面溫度與固相線溫度之差時的補(bǔ)縮壓力見表2?？梢姳砻鏈囟扰c固相線溫度之差發(fā)生幾攝氏度的變化,就會使需要的補(bǔ)縮壓力提高幾倍到幾十倍不等。這就要求溫度的測量準(zhǔn)確度要高。4.3間接加壓成形對于同一個工件采用直接加壓和間接加壓兩種不同的成形方式,所需設(shè)備有明顯的差異。以直徑100mm,高度150mm的圓柱體為例,假定凝固結(jié)束時表里溫差為20℃,固相線時的流變抗力為0.1MPa,合金的溫度系數(shù)為0.5MPa/℃時,若采取沿高度方向直接加壓成形,按式(7)計(jì)算,要求的設(shè)備只有180kN。而間接加壓成形時,As=0.02πm2,內(nèi)澆道面積取直徑30mm,Ag=0.00071m2,壓室直徑取100mm,則Ad=0.0025πm2,代入式(17)計(jì)算得15840kN。如此大的差別主要是工件的承壓面積比內(nèi)澆道面積大很多帶來的。當(dāng)AsAg=1時,間接加壓