原標(biāo)題：壓鑄條件下合金流動(dòng)停止機(jī)理

摘要

大型薄壁壓鑄件的生產(chǎn)問(wèn)題與壓鑄條件下合金的流動(dòng)性密切相關(guān)?；诹黝^阻塞的經(jīng)典流動(dòng)性理論認(rèn)為，合金的流動(dòng)性與合金的結(jié)晶溫度范圍成反比。然而，這一規(guī)律在壓鑄條件下不成立。本文綜述了作者近年來(lái)關(guān)于流動(dòng)性的研究。使用兩種不同的流動(dòng)性測(cè)試方法，選用特定成分合金，展示鋁合金在壓鑄和重力鑄造條件下的流動(dòng)性與合金結(jié)晶溫度范圍的關(guān)系。通過(guò)金相組織分析，揭示金屬液充型和凝固期間流動(dòng)阻塞機(jī)制。研究結(jié)果表明，在壓鑄條件下，壓室中形成的預(yù)結(jié)晶枝晶是壓鑄流動(dòng)阻塞的根源。在充型過(guò)程中，這些預(yù)結(jié)晶枝晶被壓頭送入澆道，聚集在內(nèi)澆道附近，形成預(yù)結(jié)晶枝晶骨架芯，從而阻塞內(nèi)澆道。初步計(jì)算表明，液體流過(guò)此預(yù)結(jié)晶枝晶骨架芯時(shí)，產(chǎn)生的壓降和壓頭壓強(qiáng)處于同一數(shù)量級(jí)。當(dāng)壓頭的壓強(qiáng)難以克服流動(dòng)所產(chǎn)生的壓降時(shí)，壓頭運(yùn)動(dòng)停止，使充型流動(dòng)停止。為此，減小或消除預(yù)結(jié)晶枝晶骨架芯的形成，有利于提高壓鑄合金的流動(dòng)性。

壓鑄（Die Casting 或 High Pressure Die Casting）是一項(xiàng)具有百年歷史的鑄造方法。在壓鑄過(guò)程中，金屬液在壓頭（活塞）的驅(qū)動(dòng)下，高速射入金屬型腔，并在高壓下快速冷卻和凝固成形，由于金屬液充型迅速，壓鑄技術(shù)適用于制造大型薄壁鑄件；由于金屬液在高壓下充型，壓鑄技術(shù)適用于制造具有表面精細(xì)結(jié)構(gòu)的大型薄壁鑄件；由于使用金屬型，壓鑄件凝固速度快、凝固組織細(xì)小、尺寸精密度高和生產(chǎn)節(jié)拍快。為此，壓鑄技術(shù)被廣泛應(yīng)用于制造鋁合金大型薄壁汽車(chē)鑄件。汽車(chē)鑄件一體化的需求，更將壓鑄技術(shù)推向大型薄壁鑄件的尺寸極限。在難以進(jìn)一步增加壓鑄機(jī)驅(qū)動(dòng)力的條件下，鑄造合金的流動(dòng)性成為突破這一尺寸極限的重要因素之一。

金屬液流動(dòng)性的物理學(xué)定義是金屬液在給定溫度下粘度的倒數(shù)。在鑄造過(guò)程中，金屬液冷卻時(shí)溫度不斷變化，并發(fā)生凝固，使金屬的粘度不斷變化。為體現(xiàn)鑄造過(guò)程的特點(diǎn)，鑄造界將合金的流動(dòng)性定義為金屬液在給定鑄造條件下（如澆注溫度和鑄型條件下）的流動(dòng)長(zhǎng)度。這樣定義的流動(dòng)性?xún)H和合金的特性相關(guān)，可衡量不同合金在相同鑄造條件下充填鑄型的能力；將合金的充型性定義為給定合金在不同鑄造條件（澆注溫度和鑄型條件）下的流動(dòng)長(zhǎng)度，用以衡量鑄造方法和條件對(duì)合金液充填鑄型能力的影響。由特斯拉一體化鑄件的生產(chǎn)而帶來(lái)的大型壓鑄機(jī)的飛速發(fā)展，是利用鑄造條件提高鋁合金液充型能力的典型案例。然而，學(xué)術(shù)界對(duì)合金流動(dòng)性的研究主要集中在重力澆注領(lǐng)域，在壓力鑄造領(lǐng)域卻被嚴(yán)重忽略了。

在重力鑄造領(lǐng)域，學(xué)術(shù)界廣泛接受麻省理工Flemings等人提出的流頭阻塞理論。該理論認(rèn)為，金屬液充型時(shí)其流頭溫度最低。充型時(shí)金屬液的凝固，首先在流頭發(fā)生。當(dāng)流頭中形成的固相分?jǐn)?shù)大于一定的臨界分?jǐn)?shù)時(shí)，該金屬液流頭難以在鑄型中流動(dòng)，使充型流動(dòng)停止。對(duì)于純金屬和二元共晶合金，金屬的結(jié)晶溫度范圍等于0，流動(dòng)停止時(shí)流頭中的臨界固相分?jǐn)?shù)趨于1，如圖1a所示；對(duì)于有一定結(jié)晶溫度范圍的合金，流動(dòng)停止時(shí)流頭中的臨界固相分?jǐn)?shù)約為0.2，如圖1c所示。這個(gè)基于流頭阻塞的流動(dòng)性理論，較好地描述了二元合金在重力澆注條件下合金液的流動(dòng)長(zhǎng)度和合金結(jié)晶溫度范圍之間的反比關(guān)系，如圖1b所示。

圖1 合金的流動(dòng)性和相圖的關(guān)系以及流頭阻塞機(jī)理

然而流頭阻塞理論顯然不適用于描述壓鑄條件下的合金流動(dòng)性問(wèn)題。其一，半固態(tài)合金可在固相分?jǐn)?shù)大于0.5時(shí)壓鑄充型，遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于流頭阻塞理論所提出的臨界固相分?jǐn)?shù)；其二，壓鑄的充型時(shí)間小于0.1 s，在這么短的充型時(shí)間內(nèi)流頭的溫降不大；其三，內(nèi)澆道合金液流速可大于50 m/s，在這么大的運(yùn)動(dòng)速度下，金屬液滴（包括已凝固成固相顆粒）也會(huì)在慣性作用下運(yùn)動(dòng)相當(dāng)長(zhǎng)的距離。為此，壓鑄條件下金屬液的流動(dòng)性與流頭凝固現(xiàn)象相關(guān)性不大。作者發(fā)現(xiàn)，壓鑄時(shí)的流動(dòng)停止與在壓室中形成的預(yù)結(jié)晶枝晶堵塞內(nèi)澆道相關(guān)。本文簡(jiǎn)述作者近年來(lái)在鋁合金壓鑄流動(dòng)性方面的研究工。選用結(jié)晶溫度范圍變化較大的合金進(jìn)行重力鑄造和壓鑄兩種條件下的合金流動(dòng)性研究，驗(yàn)證這些特定合金在這兩種不同鑄造條件下合金的流動(dòng)性隨合金結(jié)晶溫度范圍的變化趨勢(shì)截然不同。通過(guò)壓鑄件的金相檢測(cè)，顯示壓鑄條件下合金液停止流動(dòng)的物理機(jī)制。通過(guò)使用Darcy定律計(jì)算流動(dòng)阻塞處的壓降，證明此壓降與壓頭壓強(qiáng)數(shù)量級(jí)相同，從而證明作者提出的壓鑄條件下的流動(dòng)停止機(jī)理成立。

1 試驗(yàn)過(guò)程

1.1 試驗(yàn)合金及熔煉澆注

試驗(yàn)選用的合金及其成分見(jiàn)表1。除4個(gè)商業(yè)合金外，選擇純鋁和低硅合金，使試驗(yàn)合金的成分范圍增大，從而驗(yàn)證麻省理工提出的流頭阻塞理論在重力鑄造和壓鑄條件下的可行性。為防止壓鑄金屬型粘模，將A356合金的含鐵量提高到A380合金的水平。試驗(yàn)合金用10 kg電阻爐熔化，加熱到750 ℃，保溫30 min后，隨爐冷卻到澆注溫度。合金的澆注溫度選擇為高于該合金液相線(xiàn)70 ℃，即過(guò)熱度為70 ℃。使合金液在相同過(guò)熱度條件下充型，從而消除過(guò)熱度對(duì)合金流動(dòng)性的影響。合金的液相線(xiàn)和固相線(xiàn)溫度用ThermoCalcTM和Al-3熱力學(xué)數(shù)據(jù)庫(kù)計(jì)算。表2列出表1中合金的液相線(xiàn)溫度、固相線(xiàn)溫度和結(jié)晶溫度范圍，并列出合金液的澆注溫度。

表1 本試驗(yàn)選用合金的化學(xué)成分 wB/%

表2 試驗(yàn)合金的液相線(xiàn)和固相線(xiàn)溫度，結(jié)晶溫度范圍和澆注溫度

1.2 流動(dòng)性測(cè)試方法

使用了兩種方法測(cè)試合金的流動(dòng)性。第一種是麻省理工開(kāi)發(fā)的Ragone方法，見(jiàn)圖2a。合金液在表2給定的溫度下吸入內(nèi)徑4 mm室溫陶瓷管，真空泵的壓力控制在82 cm水柱。陶瓷吸管的水平度對(duì)試驗(yàn)結(jié)果影響不大。詳細(xì)的Ragone試驗(yàn)方法參見(jiàn)麻省理工已發(fā)表的文獻(xiàn)。Ragone方法被認(rèn)為是在重力鑄造條件下研究合金流動(dòng)性的最精確的方法。

第二種是作者在橡樹(shù)嶺實(shí)驗(yàn)室開(kāi)發(fā)的Han方法。作者使用一臺(tái)128 t鎖緊力的壓鑄機(jī)，用H13鋼模具制備如圖2b所示的壓鑄件。模溫130 ℃，壓室內(nèi)徑5.08 cm，壓頭最高速度254 cm/s，最大壓強(qiáng)13.8 MPa。詳細(xì)的壓鑄試驗(yàn)條件參見(jiàn)作者已發(fā)表的文獻(xiàn)。鑄件由三段熱裂試樣和一段回形流動(dòng)性試樣組成，可同時(shí)用于測(cè)定合金的熱裂傾向和流動(dòng)性。熱裂試樣厚6 mm，寬32 mm，長(zhǎng)分別為57 mm，76 mm，127 mm?；匦瘟鲃?dòng)性試樣厚1 mm，寬15 mm，長(zhǎng)914 mm。熱裂試樣可視為壓鑄件的橫澆道，流動(dòng)性試樣的入口可視為壓鑄件的內(nèi)澆道?；匦蔚倪呴L(zhǎng)隨合金液的充型流動(dòng)而遞減。這樣的流動(dòng)性試樣設(shè)計(jì)，使壓鑄條件下離散的流頭液滴獲得一定的形狀規(guī)范，從而減小離散流頭液滴由于與主流充型液流分離而帶來(lái)的流動(dòng)長(zhǎng)度測(cè)量誤差。然而，即使使用這樣的回形流動(dòng)試樣，凝固后的流頭仍然極易在鑄件脫模時(shí)從鑄件本體脫落而成為碎片，帶來(lái)一定的試驗(yàn)誤差。

1.3 壓室中的凝固組織模擬

在圖2b所示的熱裂試樣和流動(dòng)試樣中，往往含有部分在壓室中形成的枝晶組織。為區(qū)別壓室內(nèi)形成的枝晶組織和鑄型內(nèi)形成的組織，選用A380鋁合金，在表2中的過(guò)熱度條件下，澆入與壓室內(nèi)徑相同的鋼管，開(kāi)展了兩個(gè)凝固試驗(yàn)，以揭示壓鑄條件下合金液流動(dòng)停止機(jī)理。第一個(gè)是合金液自然凝固，以確定合金的二次枝晶臂間距。第二個(gè)是合金液在高強(qiáng)超聲攪拌作用條件下的凝固，近似模擬金屬液在壓室中受到強(qiáng)制擾動(dòng)時(shí)破碎枝晶的形貌。詳細(xì)的試驗(yàn)條件參見(jiàn)作者已發(fā)表的文獻(xiàn)。

圖2 Ragone試驗(yàn)法和Han試驗(yàn)法制備的壓鑄件

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 流動(dòng)性和合金間隔的關(guān)系

用表1所列合金實(shí)測(cè)了兩種鑄造條件下的流動(dòng)長(zhǎng)度，所測(cè)得的流動(dòng)長(zhǎng)度和合金的結(jié)晶溫度范圍之間的關(guān)系見(jiàn)圖3。用Ragone方法獲得的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，呈現(xiàn)出合金流動(dòng)性和合金結(jié)晶溫度范圍之間的反比關(guān)系，與圖1所示的著名試驗(yàn)結(jié)果一致。試驗(yàn)結(jié)果表明，在重力鑄造條件下，麻省理工的流頭阻塞理論，不僅適用于如圖1所示的二組元合金，也適用于多組元商業(yè)合金。

然而，圖1所示的壓鑄條件下的流動(dòng)性和結(jié)晶溫度范圍的規(guī)律與重力鑄造條件下的規(guī)律完全相反。使用Han方法所獲得的壓鑄條件下試驗(yàn)數(shù)據(jù)如圖3所示，合金的流動(dòng)性隨合金的結(jié)晶溫度范圍增加而增加，這一趨勢(shì)與重力鑄造條件下的趨勢(shì)完全不同。例如，純鋁（結(jié)晶溫度范圍等于0）在重力鑄造條件下的流動(dòng)性應(yīng)該優(yōu)于結(jié)晶溫度范圍大于0的合金，但在壓鑄條件下，其流動(dòng)性反而低于結(jié)晶溫度范圍大于0的合金。為此，圖3所示的試驗(yàn)結(jié)果預(yù)示著壓鑄條件下金屬液充型流動(dòng)的停止機(jī)理與重力鑄造條件下的流動(dòng)停止機(jī)理存在不同之處。

圖3 實(shí)測(cè)的流動(dòng)長(zhǎng)度與合金結(jié)晶溫度范圍計(jì)算值之間的關(guān)系

2.2 壓鑄條件下合金的流動(dòng)性和固相線(xiàn)溫度的關(guān)系

將圖3中壓鑄條件下合金的流動(dòng)長(zhǎng)度和表2中所列的合金固相線(xiàn)溫度建立關(guān)系，可獲得圖4。由圖4可知，合金液的流動(dòng)長(zhǎng)度隨合金的固相線(xiàn)溫度提高而降低。壓鑄條件下合金的流動(dòng)性和合金固相線(xiàn)之間這樣的單調(diào)下降關(guān)系，顯然與重力鑄造條件下的關(guān)系完全不同。重力鑄造條件下的關(guān)系如圖1所示，當(dāng)合金成分低于單相合金溶質(zhì)最大飽和度時(shí)，合金的流動(dòng)性隨固相線(xiàn)的降低而減低；在共晶成分范圍內(nèi)，合金的固相線(xiàn)溫度是個(gè)常數(shù)，但其流動(dòng)性可變化數(shù)倍?？梢?jiàn)，重力鑄造條件下合金的流動(dòng)性與固相線(xiàn)溫度之間的關(guān)系沒(méi)有像壓鑄條件下的線(xiàn)性遞減關(guān)系。這樣的差異預(yù)示著兩種鑄造條件下的合金液流動(dòng)停止機(jī)制的不同。壓鑄條件下合金流動(dòng)性與合金的固相線(xiàn)溫度密切相關(guān)，預(yù)示著壓鑄時(shí)合金可在極高的固相分?jǐn)?shù)條件下充型。

圖4 壓鑄條件下實(shí)測(cè)的合金流動(dòng)長(zhǎng)度與計(jì)算的合金固相線(xiàn)溫度之間的關(guān)系

2.3 A380 合金在壓室內(nèi)凝固時(shí)枝晶形貌

壓室凝固組織模擬研究結(jié)果如圖5所示。當(dāng)A380合金液澆入壓室后自然凝固時(shí)，初生鋁相生長(zhǎng)為發(fā)達(dá)的枝晶（圖5a），枝晶間富集著鋁硅共晶組織和各類(lèi)含鐵相（圖5b）。在選定的數(shù)個(gè)一次枝晶臂上測(cè)量二次枝晶臂間距，其平均間距大約為15~25 μm（圖5b）。當(dāng)A380合金液澆入壓室后在高強(qiáng)超聲振動(dòng)的影響下凝固時(shí)，一次枝晶臂完全消失（圖5c），形成孤立的枝晶碎片（圖5d）。這些枝晶碎片主要由一次枝晶臂上游離的二次枝晶臂組成。大多數(shù)枝晶碎片接近橢圓形，其最小直徑大于圖5a、圖5b所示的二次枝晶臂間距。顯然，高強(qiáng)超聲振動(dòng)促進(jìn)了液態(tài)溶質(zhì)擴(kuò)散，從而促進(jìn)了枝晶碎片的粗化過(guò)程，使得枝晶碎片的最小直徑大于合金自然凝固時(shí)的二次枝晶臂間距。

圖5 A380合金在壓室中自然凝固組織以及在超聲振動(dòng)攪拌條件下的凝固組織

二組元合金凝固時(shí)的二次枝晶臂間距（d2）和局部凝固時(shí)間（tc）的定性公式由Flemings等人推導(dǎo)而出。Han等人將二組元模型推廣為多組元模型如下：

式中：下標(biāo)i代表第i個(gè)合金元素相應(yīng)的參數(shù)，N是合金系中的合金元素?cái)?shù)目，φ，σ是常數(shù)，L是合金的結(jié)晶潛熱，T0是合金的液相線(xiàn)溫度，m、Cr、k和D是合金元素的液相線(xiàn)斜率、含量、平衡分配系數(shù)和擴(kuò)散系數(shù)。

對(duì)于A380合金，公式（1）被估算為下式：

式中：tC的單位為s，d2的單位為μm。令合金在凝固期間的平均冷卻速度為q，則tc=（TL-TS）/q，帶入式（2），可得到：

式中：TL和TS是合金的液相線(xiàn)溫度和固相線(xiàn)溫度。對(duì)表2所列的A380合金而言，TL-TS=77。使用公式（3）可估算A380合金凝固組織二次臂間距與平均冷卻速度的關(guān)系，估算結(jié)果見(jiàn)表3。圖5a、圖5b中二次臂間距大約15~25 μm，其對(duì)應(yīng)的局部凝固時(shí)間大約為34~158 s，平均冷卻速度大約為2.3~0.95 ℃/s。對(duì)于一個(gè)約5 cm直徑的A380鋁棒，其凝固時(shí)間和冷卻速度與估算結(jié)果大致吻合。

表3 二次枝晶臂間距和用公式（2）和（3）計(jì)算的局部凝固時(shí)間以及平均冷卻速度

2.4 A380 合金在壓鑄件中的枝晶形貌

在壓鑄過(guò)程中，當(dāng)金屬液澆入壓室后受壓室急冷，開(kāi)始形成一些鋁枝晶。這些枝晶通常稱(chēng)為預(yù)結(jié)晶枝晶（pre-solidified dendrites，PSDs）或外生晶（Externally Solidified Crystals，ESCs）。然后，含有一定數(shù)量預(yù)結(jié)晶枝晶的金屬液被壓頭在一定的速度和壓力控制下壓入鑄型充型。這些預(yù)結(jié)晶枝晶的生長(zhǎng)受壓頭推進(jìn)所帶來(lái)的液態(tài)擾動(dòng)影響，其晶體形貌介于圖5所示的形貌之間。

壓鑄件流動(dòng)性試樣接近流頭的典型凝固組織見(jiàn)圖6a，存在兩類(lèi)白色的枝晶組織。這兩類(lèi)枝晶組織的尺寸呈雙峰分布，見(jiàn)圖6b。較大枝晶的直徑約20 μm，與圖5中的枝晶尺寸數(shù)量級(jí)接近。顯然，這些晶粒是壓室中形成的枝晶碎片，是預(yù)結(jié)晶枝晶或外生晶。較小晶粒的直徑約2~5 μm。部分小晶粒呈現(xiàn)一次枝晶臂及其整齊排列的二次枝晶臂，二次枝晶臂間距約2~5 μm。這些較小的晶粒應(yīng)該是金屬液在鑄型中快冷所形成的枝晶組織。盡管圖5中的預(yù)結(jié)晶枝晶或外生晶的分布比較均勻，但是，這些預(yù)結(jié)晶枝晶在鑄件某些部位的分布極不均勻。

圖6 A380合金在流動(dòng)試樣流頭前端的凝固組織 和晶粒直徑（或二次臂間距）分布

壓鑄件中各特征部位的組織見(jiàn)圖7。各標(biāo)號(hào)部位的位置見(jiàn)圖中鑄件。各標(biāo)號(hào)位置的組織圖上（或附近）注有標(biāo)號(hào)。1號(hào)位置位于料餅附近，壓頭高速高壓末期，將料餅中的物質(zhì)擠壓到此處，體現(xiàn)料餅內(nèi)部組織。其金相組織中的二次臂間距約20 μm，說(shuō)明這些枝晶是在壓室中形成的預(yù)結(jié)晶枝晶或外生晶枝晶碎片。3號(hào)位置處在流道的一個(gè)末端點(diǎn)。金屬液在此末端區(qū)形成強(qiáng)紊流甚至水錘效應(yīng)，使得該區(qū)的預(yù)結(jié)晶枝晶組織比1號(hào)位置進(jìn)一步破碎。預(yù)結(jié)晶枝晶組織在這兩個(gè)部位的分布基本均勻，但3號(hào)位試樣中預(yù)結(jié)晶枝晶體積分?jǐn)?shù)大大低于1號(hào)位試樣中的預(yù)結(jié)晶枝晶體積分?jǐn)?shù)。

充型過(guò)程中，金屬液的主流通過(guò)2號(hào)位流向4~9號(hào)位的熱裂試樣，然后充入流動(dòng)試樣11~20各部位。與3號(hào)位的組織明顯不同，在5~9號(hào)位的熱裂試樣的壁厚中心部，收集了大量的白色預(yù)結(jié)晶枝晶碎片。圖7中上部是6號(hào)位置組織放大圖。在6.15 mm厚的熱裂試樣中，存在嚴(yán)重的預(yù)結(jié)晶枝晶偏析。試樣上下表面約1.2mm厚的邊界層內(nèi)的預(yù)結(jié)晶枝晶碎片遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于試樣中心部位。類(lèi)似的預(yù)結(jié)晶枝晶組織分布發(fā)生在5，7~9號(hào)位置，預(yù)結(jié)晶枝晶分布極不均勻。事實(shí)上，預(yù)結(jié)晶枝晶組織在5-9部位的鑄件中形成了一個(gè)連續(xù)的預(yù)結(jié)晶枝晶芯。在此芯中，預(yù)結(jié)晶枝晶的固相分?jǐn)?shù)大于0.5。為此，可以斷定此預(yù)結(jié)晶枝晶芯中的枝晶已形成連續(xù)枝晶骨架，可傳遞壓應(yīng)力。

圖7 A380合金壓鑄件的流動(dòng)試樣中的凝固組織

預(yù)結(jié)晶枝晶芯的形成與預(yù)結(jié)晶枝晶在流體中所受的作用力有關(guān)。當(dāng)大量預(yù)結(jié)晶枝晶進(jìn)入流動(dòng)通道后，流體的粘度大幅度增加，流體流動(dòng)邊界層增厚。在邊界層中的流體趨向?qū)恿鳡顟B(tài)，且具有較大的流動(dòng)速度梯度。處在該流動(dòng)速度梯度的固態(tài)顆粒（例如預(yù)結(jié)晶枝晶顆粒）將受到一個(gè)垂直于模具/金屬液界面的Saffman力。在這個(gè)Saffman力的作用下，固態(tài)顆粒向著遠(yuǎn)離模具/金屬液界面的方向運(yùn)動(dòng)，從而在模具/金屬液界面層留下一個(gè)貧預(yù)結(jié)晶枝晶顆粒的共晶液體區(qū)。此共晶液體區(qū)凝固后，形成如圖7上部圖中所示的1.2 mm厚的貧預(yù)結(jié)晶枝晶顆粒區(qū)。

流動(dòng)性試樣中的典型組織如圖7中位置11、15、20所示。預(yù)結(jié)晶枝晶偏析仍然發(fā)生在位置11，但在位置15和20，預(yù)結(jié)晶枝晶的分布趨向均勻。根據(jù)金相組織對(duì)比，預(yù)結(jié)晶枝晶在位置15和20的固相分?jǐn)?shù)與位置3的固相分?jǐn)?shù)近似。尤其是在試樣的流頭的位置20，預(yù)結(jié)晶枝晶的固相分?jǐn)?shù)遠(yuǎn)低于形成固相骨架的臨界分?jǐn)?shù)。這樣低的預(yù)結(jié)晶枝晶固相分?jǐn)?shù)難以阻塞流頭。此外，如圖7所示，位置20的流頭試樣厚度低于位置15處的試樣厚度，這表明流頭并未充滿(mǎn)流動(dòng)試樣的型腔。因此，即使流頭中的固相分?jǐn)?shù)足夠高或完全凝固，此流頭也可借助運(yùn)動(dòng)慣性而保持運(yùn)動(dòng)，從而不會(huì)顯著阻礙其后續(xù)流體的運(yùn)動(dòng)。

2.5 壓鑄條件下合金液流動(dòng)停止機(jī)理

上述試驗(yàn)結(jié)果表明，在重力鑄造條件下流頭阻塞合金液充型流動(dòng)的理論不適用于描述壓鑄條件下的充型流動(dòng)停止問(wèn)題。作者解析了流頭充型過(guò)程中的一維散熱問(wèn)題，得到充型過(guò)程中流頭的溫降ΔT與充型時(shí)間t的關(guān)系如下：

式中：合金凝固時(shí)的等效熱容定義為CpE=Cp+L/（TL-TS），合金液的熱容Cp取1.08×10³ J/（kg·K）-¹，合金凝固潛熱L取，環(huán)境溫度TR取20 ℃，界面換熱系數(shù)h取7.0×10³ W·m-²·s-¹，合金液密度ρ取2 600 kg·m-³，流動(dòng)試樣厚度W取0.001 m。式中的充型時(shí)間t可由壓室直徑5.08 cm、壓頭速度254 cm·s-¹、流動(dòng)試樣形狀（1 mm厚、15 mm寬、95 cm長(zhǎng)）估算。將這些數(shù)值代入公式（4），可獲得僅0.003 s。在此段充型時(shí)間內(nèi)，溫度降低僅1.58 ℃，這么小得溫降難以在本試驗(yàn)中使流頭中的固相率發(fā)生顯著變化。因此，在本試驗(yàn)使用Han方法的壓鑄條件下，流頭的狀態(tài)對(duì)金屬液充型流動(dòng)影響不大。

圖7中在熱裂試樣5~9部位壁厚中心形成的連續(xù)的預(yù)結(jié)晶枝晶芯可對(duì)充型流動(dòng)產(chǎn)生很大的影響。如圖7中上部所示，預(yù)結(jié)晶枝晶芯的厚度約3.85 mm，而流動(dòng)性試樣的厚度僅1 mm。當(dāng)這層3.85 mm厚且可傳遞壓應(yīng)力的預(yù)結(jié)晶枝晶芯頂?shù)搅鲃?dòng)試樣入口處時(shí)，液體只能通過(guò)預(yù)結(jié)晶枝晶間的間隙流動(dòng)。

流體以流速V通過(guò)厚度為dx的單位面積糊狀區(qū)時(shí)的壓降dp由如下Darcy′s公式描述：

其中糊狀區(qū)的滲透率Ks可表述為：

將（5）和（6）兩式合并可得：

式中：根據(jù)文獻(xiàn)，金屬液的粘度μ =2.09×10-³ N s·m-²，滲透率系數(shù)kc=5.0，單位體積預(yù)結(jié)晶枝晶的表面積Sv=8×10 4 m-¹，液相分?jǐn)?shù)fL假設(shè)為0.5。金屬液流過(guò)含有預(yù)結(jié)晶枝晶芯的熱裂試樣（厚6 mm、寬32 mm）的流速V可通過(guò)壓頭直徑和運(yùn)動(dòng)速度估算出，約26.58 m·s-¹。將這些數(shù)據(jù)代入公式（7）計(jì)算出液體流過(guò)含有預(yù)結(jié)晶枝晶芯的熱裂試樣的壓降約356 MPa·m-¹。試驗(yàn)中含有預(yù)結(jié)晶枝晶芯段的長(zhǎng)度約0.127 m，對(duì)應(yīng)的壓降約45 MPa，遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于壓頭的最大壓強(qiáng)13.8 MPa。

計(jì)算壓降大于壓頭壓強(qiáng)應(yīng)該是源于計(jì)算誤差。如圖7所示，預(yù)結(jié)晶枝晶在熱裂試樣中的分布并不均勻，而使用Darcy′s公式的條件是枝晶在糊狀區(qū)均勻分布，為此，使用Darcy′s公式過(guò)高地估算了流體壓降，但是使用Darcy′s公式的估算結(jié)果至少說(shuō)明液體流過(guò)含有預(yù)結(jié)晶枝晶芯的熱裂試樣時(shí)的壓降和壓頭的壓強(qiáng)數(shù)量級(jí)相同。當(dāng)壓頭壓強(qiáng)難以克服液體流過(guò)糊狀區(qū)的壓降時(shí)，金屬液的充型流動(dòng)停止。

根據(jù)上述估算，可以初步確認(rèn)壓鑄條件下金屬液停止充型流動(dòng)的原因是在壓室中形成的預(yù)結(jié)晶枝晶或外生晶進(jìn)入鑄型型腔后，聚集在鑄件厚/薄壁交界處的薄壁前沿（圖7中預(yù)結(jié)晶枝晶聚集在熱裂試樣中的薄壁流動(dòng)性試樣的前沿或一般壓鑄件的內(nèi)澆道前沿），從而阻塞了液體從鑄件的厚壁部位向薄壁部位的充型流動(dòng)，出現(xiàn)預(yù)結(jié)晶枝晶阻塞流動(dòng)現(xiàn)象。

由于在流動(dòng)阻塞處，預(yù)結(jié)晶枝晶會(huì)在擠壓作用下達(dá)到較高的固相分?jǐn)?shù)，其對(duì)應(yīng)的溫度接近合金的平衡固相線(xiàn)。為此，在壓鑄條件下，合金的流動(dòng)性與合金的固相線(xiàn)溫度有如圖4所示的密切相關(guān)性。

根據(jù)出現(xiàn)預(yù)結(jié)晶枝晶阻塞流動(dòng)這一物理現(xiàn)象，可以通過(guò)改變壓鑄工藝減少壓室內(nèi)預(yù)結(jié)晶枝晶的形成，從而改善合金的流動(dòng)性。提高合金液的澆注溫度或提高壓室溫度，可減少壓室內(nèi)預(yù)結(jié)晶枝晶的生成。但這兩種方法會(huì)加速鋁合金液對(duì)壓室的溶蝕，導(dǎo)致壓鑄成本提高。

另一個(gè)有效的方法是改變壓室中預(yù)結(jié)晶枝晶的形貌，使其成為圓形預(yù)結(jié)晶晶粒。圓形晶粒由于其流變性，可在高應(yīng)力區(qū)觸變（shear-thinning），從而避免阻塞流道。眾所周知，半固態(tài)材料可以在固相分?jǐn)?shù)大于0.5時(shí)壓鑄成形。生產(chǎn)實(shí)踐也發(fā)現(xiàn)，壓鑄時(shí)半固態(tài)合金比液態(tài)合金更容易充型薄壁鑄件。

3結(jié)論

（1）經(jīng)典流頭凝固阻塞理論較好地描述了重力鑄造條件下合金流動(dòng)性與合金結(jié)晶溫度范圍成反比。然而，流動(dòng)阻塞理論不適用于描述壓鑄條件下合金的流動(dòng)性問(wèn)題。壓鑄合金的流動(dòng)性與合金結(jié)晶溫度范圍成正比。

（2）壓鑄條件下合金的流動(dòng)性與合金的平衡固相線(xiàn)有較好的單調(diào)線(xiàn)性關(guān)系。合金的流動(dòng)性隨合金的平衡固相線(xiàn)的降低而增加。重力鑄造條件下合金的流動(dòng)性與合金的固相線(xiàn)之間沒(méi)有單調(diào)線(xiàn)性關(guān)系。

（3）壓室內(nèi)形成的預(yù)結(jié)晶枝晶是壓鑄過(guò)程中流動(dòng)阻塞的根源。這些預(yù)結(jié)晶枝晶進(jìn)入澆道，在內(nèi)澆道前沿聚集，形成預(yù)結(jié)晶枝晶芯，當(dāng)此預(yù)結(jié)晶枝晶芯阻塞內(nèi)澆道時(shí)，充型流動(dòng)停止，避免預(yù)結(jié)晶枝晶芯的形成可改善壓鑄條件下合金的流動(dòng)性?？梢酝ㄟ^(guò)改變壓鑄工藝減少壓室內(nèi)預(yù)結(jié)晶枝晶的形成，從而改善合金的流動(dòng)性。提高合金液的澆注溫度或提高壓室溫度，可減少壓室內(nèi)預(yù)結(jié)晶枝晶的生成。另一個(gè)有效的方法是改變壓室中預(yù)結(jié)晶枝晶的形貌，使其成為圓形預(yù)結(jié)晶晶粒。

作者：

韓青有
東南大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院

本文來(lái)自：鑄造雜志，《壓鑄周刊》戰(zhàn)略合作伙伴