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(duì)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(méi)有理論結(jié)合收縮理論的形成，還沒(méi)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(duì)這些問(wèn)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(huì)帶來(lái)體積變化(通常為收縮)。一般來(lái)說(shuō),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(shí)的半固態(tài)熔體內(nèi)的固相率為fs,對(duì)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(shí)的溫度T0至固相線溫度(全部凝固時(shí))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(dòng)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(jiàn),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(huì)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(dòng)又可以忽略,因此表層的全固態(tài)層的收縮會(huì)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(huì)被自身的流動(dòng)和變形所抵消,從這個(gè)意義上看,只要工藝參數(shù)合理,就不會(huì)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(jiàn)到大量分散性的縮孔,見(jiàn)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(duì)數(shù)量的多少不同而有兩類典型的結(jié)構(gòu)(見(jiàn)圖2):一類是高固相率時(shí),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(shí),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(shuō),半固態(tài)熔體中液相的存在形式隨著凝固過(guò)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(shí),在壓力作用下,發(fā)生收縮的部位會(huì)被相對(duì)高溫的相鄰部位的液相流動(dòng)而補(bǔ)充,不出現(xiàn)縮孔。但是,當(dāng)固相率超過(guò)一定值,液相成為孤立相時(shí),如果被固相封閉的液相發(fā)生的收縮無(wú)從補(bǔ)充,便會(huì)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(guò)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(jiàn),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(jiàn)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(shí),補(bǔ)縮過(guò)程是液相在壓力作用下通過(guò)固相顆粒的間隙向發(fā)生收縮的部位流動(dòng)實(shí)現(xiàn)補(bǔ)縮,這時(shí)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(guò)程就可以進(jìn)行。即使沒(méi)有補(bǔ)縮壓力,也可以靠收縮部位的負(fù)壓通過(guò)毛細(xì)作用實(shí)現(xiàn)補(bǔ)縮。當(dāng)液相成為孤立相時(shí),封閉區(qū)域的液相收縮無(wú)法通過(guò)其他部位的液相來(lái)補(bǔ)充,這時(shí)沒(méi)有明顯的補(bǔ)縮通道,只能通過(guò)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(shí)的液相流動(dòng)補(bǔ)縮;另一種是高固相率時(shí)的固相變形補(bǔ)縮。液相流動(dòng)補(bǔ)縮可以按照液相通過(guò)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(jiàn)圖3。傳統(tǒng)的液態(tài)成形的補(bǔ)縮是通過(guò)采取必要的工藝措施將體收縮集中在熱節(jié)部位,利用儲(chǔ)存有多余液態(tài)金屬的冒口,通過(guò)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(wú)法實(shí)現(xiàn)局部補(bǔ)縮,只能通過(guò)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(duì)于直接加壓成形的情況(見(jiàn)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(méi)有通用、方便、準(zhǔn)確的溫度分布表達(dá)式,但對(duì)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(shí),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(shí),以一個(gè)厚度為2δ,長(zhǎng)度為L(zhǎng),高度為H的長(zhǎng)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(jiàn)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(duì)具體的材料進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)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(shí)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(lái)的流變抗力的變化量的絕對(duì)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(shí)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(jiǎn)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(shí)間tp至少要大于半固態(tài)熔體的全部凝固時(shí)間ts,即tp≥ts(9)tp≥ts(9)再次,要實(shí)現(xiàn)補(bǔ)縮,對(duì)加壓速度也有一定要求。如果壓力作用下工件的流變帶來(lái)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(gè)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(shí)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(shí)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(guò)程中,始終存在一個(gè)與壓室連通的相對(duì)高溫區(qū),通過(guò)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(shí),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(lái)補(bǔ)縮工件的壓力小于設(shè)備提供的總壓力。④補(bǔ)縮過(guò)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(shí)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(duì)應(yīng)的壓力為P,經(jīng)過(guò)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(shí)的承壓面積是整個(gè)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(shí)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(shí)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(shí)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(shí)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(shí)間內(nèi)沖頭運(yùn)動(dòng)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(shí)間。4討論4.1積提高固相線溫度時(shí)的壓力和溫度對(duì)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(shí)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(shí)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(shí)的流變抗力(也叫屈服應(yīng)力)σs。這一點(diǎn)可以通過(guò)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(lái)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(gè)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(gè)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(shí)表里溫差為20℃,固相線時(shí)的流變抗力為0.1MPa,溫度系數(shù)增大一個(gè)數(shù)量級(jí)(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(gè)數(shù)量級(jí)(見(jiàn)表1),已經(jīng)遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)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(jiàn),補(bǔ)縮壓力隨固相線溫度時(shí)材料的流變抗力的增大成線性規(guī)律增大。一般來(lái)說(shuō),固相線溫度時(shí)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(gè)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(shí)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(shí)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(shí)的補(bǔ)縮壓力見(jiàn)表2?？梢?jiàn)表面溫度與固相線溫度之差發(fā)生幾攝氏度的變化,就會(huì)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(cè)量準(zhǔn)確度要高。4.3間接加壓成形對(duì)于同一個(gè)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(shí)表里溫差為20℃,固相線時(shí)的流變抗力為0.1MPa,合金的溫度系數(shù)為0.5MPa/℃時(shí),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(shí),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(lái)的。當(dāng)AsAg=1時(shí),間接加壓