半固态合金熔体的体收缩

半固态合金熔体的体收缩

半晶铬合金熔合液是材料加工领域的前沿技术。虽然进行了大量的研究，但对收缩行为、收缩结构形成的机制、收缩机制和条件的研究还不够系统。还没有理论结合收缩理论的形成，还没有形成结合收缩特征特征的理论。本文紧密结合半固态合金的微观结构特点和流变特性,对这些问题进行了理论分析和探讨。1半固体合金熔合体收缩和收缩孔形成机制1.1半固体体收缩体积半固态合金熔体充满型腔至全部凝固完毕,由于温度的降低和凝固相变的发生会带来体积变化(通常为收缩)。一般来说,凝固相变的体收缩最大,液相的体收缩次之,固相的体收缩最小。设充满铸型时的半固态熔体内的固相率为fs,对应的温度为T0,它大于固相线温度Ts,小于液相线温度Tl。假定液相在结晶温度范围内的体收缩系数为αl,凝固相变的体收缩系数为αl-s,固相在结晶温度范围内的体收缩系数为αs,则当体积为V0的半固态熔体从充满型腔时的温度T0至固相线温度(全部凝固时)发生的体收缩总量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)由于半固态流变成形用的模具是金属型,刚度较大,其型壁移动可以忽略,所以,这一收缩体积就是缩孔的总体积。由式(1)可见,半固态合金熔体的最大体收缩量随浇注温度与固相线温度之差成正比,与半固态合金熔体的初始体积成正比,且与固液两相的体收缩系数及凝固收缩系数直接相关。需要指出的是,由于半固态熔体冷却的方向性,在熔体内部也存在一定的温度梯度,所以,这一收缩体积是逐步形成的,而且低温处形成的收缩会被相邻的高温熔体在压力作用下的流变所补充,因此,式(1)所得的是收缩的最大值,实际情况下真正的缩孔体积是小于此值的。1.2半固体熔体的细观结构传统的液态合金铸造中缩孔的形成是固态收缩与液态收缩及凝固收缩不协调造成的。半固态成形中,始终有压力作用,铸型的型壁移动又可以忽略,因此表层的全固态层的收缩会被压力作用下自身的流变所抵消,内部半固态熔体的整体收缩也会被自身的流动和变形所抵消,从这个意义上看,只要工艺参数合理,就不会形成缩孔。但实际上在半固态成形产品中却经常见到大量分散性的缩孔,见图1。半固态熔体的细观结构是刚度较大的固相和流变性较好的液相组成的混合物。随两相的相对数量的多少不同而有两类典型的结构(见图2):一类是高固相率时,固相相互接触而液相被封闭在固相颗粒的堆垛间隙内;另一类是低固相率时,液相互相连通,而固相被相互隔离,孤立地分布在液相中。随着冷却和凝固的进行,低固相率的结构逐步向高固相率的结构转变,也就是说,半固态熔体中液相的存在形式随着凝固过程的进行逐步由连续相变为孤立相。当液相为连续相时,在压力作用下,发生收缩的部位会被相对高温的相邻部位的液相流动而补充,不出现缩孔。但是,当固相率超过一定值,液相成为孤立相时,如果被固相封闭的液相发生的收缩无从补充,便会形成缩孔。由于这种封闭区域互相不连通,所以,形成的缩孔也是孤立的、分散型的。如果外加压力足够大,以至于可以使互相接触的固相发生整体的流变,这种分散性的液体的收缩可以通过相邻固相的流变而补充,最终并不形成缩孔。由以上分析可见,半固态成形中的缩孔主要是分散型缩孔,其形成机理是被固相包围封闭的微区内液相的收缩得不到补充(见图2b)。2局部补缩的实现根据半固态合金缩孔的形成机理不难看出,要实现补缩,必须要求半固态合金在压力作用下发生整体流变,即靠半固态合金熔体及其凝固产物在压力作用下发生整体流变实现补缩。在液相为连续相时,补缩过程是液相在压力作用下通过固相颗粒的间隙向发生收缩的部位流动实现补缩,这时的补缩通道是细小随机分布的,所以,只要存在补缩压力,补缩过程就可以进行。即使没有补缩压力,也可以靠收缩部位的负压通过毛细作用实现补缩。当液相成为孤立相时,封闭区域的液相收缩无法通过其他部位的液相来补充,这时没有明显的补缩通道,只能通过固相在压力作用下的整体流变实现补缩。因此,半固态熔体的补缩行为有两种:一种是低固相率时的液相流动补缩;另一种是高固相率时的固相变形补缩。液相流动补缩可以按照液相通过多孔介质模型进行描述,而固相变形补缩需要按照流变模型进行描述。这种半固态熔体的整体补缩与传统的液态成形的局部补缩的比较见图3。传统的液态成形的补缩是通过采取必要的工艺措施将体收缩集中在热节部位,利用储存有多余液态金属的冒口,通过将冒口和热节连通的补缩通道实现补缩,所以称为局部补缩。而半固态熔体凝固后的缩孔是分散型的,所以无法实现局部补缩,只能通过整体流变实现补缩,所以称为整体流变补缩。3收缩限制3.1u2004压力p的确定对于直接加压成形的情况(见图4),要实现整体补缩,首先要求所加压力必须能够使工件整体发生压缩流变。为了确定流变抗力,需要采取解析、试验或数值模拟等方法首先确定工件的温度及其分布。目前并没有通用、方便、准确的温度分布表达式,但对其温度分布特点一般认为:①横向温度及横向温度梯度由表及里逐渐减小,减小的速度随铸型和合金的导热系数和合金的结晶潜热而变化;②凝固刚刚结束时,中心轴线的温度最高,数值为合金的固相线温度Ts;③工件表面温度在凝固结束前变化不大,记为Tsur,具体数值主要受铸型、合金和涂料的导热系数和合金的结晶潜热影响。根据这种共识,以一个厚度为2δ,长度为L,高度为H的长方体工件直接加压成形为例,假定横截面上由表及里的温度差服从平方根规律(见图5),则沿x方向温度分布的数学表达式为Τ=Τsur+Τs-Τsurδ1/2x1/2(2)T=Tsur+Ts−Tsurδ1/2x1/2(2)合金材料在液相线温度附近的高温流变抗力与温度的准确关系需要针对具体的材料进行试验测定,但一般都可以表示为σ=σsexp[b(Τs-Τ)](3)σ=σsexp[b(Ts−T)](3)式中,σs为固相线温度Ts时的流变抗力(也就是临界切应力、屈服应力或变形抗力),MPa;b为温度系数,即单位温度的提高带来的流变抗力的变化量的绝对值,MPa/℃;T为温度,℃。将式(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,要让该工件沿高度方向整体发生压缩流变的最小压力Ρmin=2∫δ0σLdx(5)Pmin=2∫δ0σLdx(5)将式(4)代入式(5)积分并整理得Ρmin=4Lσsδ[exp(bΔΤmax)-bΔΤmax-1]b2ΔΤ2max(6)Pmin=4Lσsδ[exp(bΔTmax)−bΔTmax−1]b2ΔT2max(6)令Δσmax=bΔTmax,它是凝固结束时中心与表面的屈服应力差或临界切应力差,其值恒大于零,并令Ap=2Lδ,是工件的承压面积,则式(6)简化为Ρmin=2Apσs[exp(Δσmax)-Δσmax-1]Δσ2max(7)Pmin=2Apσs[exp(Δσmax)−Δσmax−1]Δσ2max(7)所以,要保证补缩,设备提供的有效压力P必须满足Ρ≥Ρmin(8)P≥Pmin(8)式(8)可以理解为直接加压条件下流变补缩的力学条件判据。此外,要保证补缩,还要求补缩压力作用的时间tp至少要大于半固态熔体的全部凝固时间ts,即tp≥ts(9)tp≥ts(9)再次,要实现补缩,对加压速度也有一定要求。如果压力作用下工件的流变带来的体积减小速度小于体收缩速度,则即使满足上述压力要求,仍然不能保证工件内的分散缩孔完全得到补缩。因此,补缩的第3个条件是加压流变速度vp大于体收缩速度vs。设压机的加压速度为v,压头的截面积为A,加压时间为tp,则vp=vAtp(10)vp=vAtp(10)假定,半固态熔体浇入铸型至全部凝固结束的时间为ts,考虑到vs=Vs/ts,则补缩的速度条件可以整理为v≥tptsVsA(11)v≥tptsVsA(11)式(8)~式(11)就构成了直接加压条件下流变补缩的条件。3.2补缩压力的确定间接加压与直接加压的主要区别在于:①充满铸型以及随后的保压补缩过程中,始终存在一个与压室连通的相对高温区,通过此高温区内熔体的流变实现整体胀形补缩。②间接加压时,靠近型壁的凝固层看不出宏观流变,而将流变补缩量转移为压室内熔体的压缩流变。③设备提供的补缩压力在压室和浇道内有一定的损耗,真正用来补缩工件的压力小于设备提供的总压力。④补缩过程是靠工件内高温区熔体的流变间接作用到周围的低温区上实现的,所以,这时的承压面积是高温与低温区的分界面的面积,并随着凝固的进行不断缩小。由于这些差异,间接加压的补缩条件与直接加压也有所不同。为了确定其补缩的力学条件,设备提供的原始比压为p,对应的压力为P,经过压室和浇道的比压衰减量为Δp,于是,内浇道与工件连接处的有效补缩比压(即作用在工件上的有效补缩比压)pe=p-Δp(12)pe=p−Δp(12)有效补缩比压的作用面积为内浇道的横截面积Ag。假定在工件内的压强各处相等,均为有效补缩比压pe,工件的流变抗力可以采用类似于直接加压的方法推导得到,由于凝固是逐步进行的,所以补缩也是逐步进行的,即在刚刚充满型腔时的承压面积是整个工件的侧面积,随着凝固的进行,承压面积随着凝固层的加厚而逐步减小,所以,只要最大承压面积时的有效补缩比压大于其流变抗力,则可以实现补缩。设合金在固相线温度时的流变抗力为σs,工件的最大补缩承载面积(即工件的侧面积)为As,则需要的补缩压力Ρσ=(As-Ag)σs(13)Pσ=(As−Ag)σs(13)所以,为了保证补缩,要求内浇道处的补缩比压pe=ΡσAg=As-AgAgσs(14)pe=PσAg=As−AgAgσs(14)于是,要求压头提供的补缩压力应满足Ρ≥(pe+Δp)Ad=(As-AgAgσs+Δp)Ad(15)式中,Ad为压室的横截面积;Δp本质上是压室内半固态熔体直接加压时的流变应力,其大小可以参照式(7)得Δp=2σs[exp(Δσmax)-Δσmax-1]Δσ2max(16)所以,间接加压补缩的力学条件表示为Ρ≥{As-AgAg+2[exp(Δσmax)-Δσmax-1]Δσ2max}σsAd(17)间接加压补缩的时间条件与直接加压相同。间接加压补缩的速度条件与直接加压稍有不同,这里用于补缩工件的流变速度是单位时间内冲头运动产生的体积变化扣除压室和流道内熔体自身的流变补缩速度。参照式(11)其速度条件变为v≥tptsdVsAd(18)式中,tsd是间接加压条件下半固态熔体浇入铸型至全部凝固结束的时间。4讨论4.1积提高固相线温度时的压力和温度对自适应增强的影响由式(7)和式(17)可以看出,影响补缩压力的主要参数是工件表面的温度、工件的承压面积、中心与表面的温差或屈服强度差以及固相线温度时合金的流变应力(或临界切应力)等。补缩压力随工件的承压面积或固相线温度时合金的屈服应力的增大成线性规律增大,并随表面与中心的屈服应力差或临界切应力差的增大而急速增大。合金的温度系数是由材料自身的微观结构和成分决定的,变化范围不大。承压面积是由工件的尺寸、形状和成形方式决定的。所以,为了减小所需的补缩压力,可能采取的措施是:①提高半固态熔体的流变性,即减小其固相线温度时的流变抗力(也叫屈服应力)σs。这一点可以通过控制半固态熔体的制备工艺、改善凝固组织的形貌、尺寸和分布来实现。②减小工件表里温差。具体措施包括提高模具温度和使用隔热涂料两大方面。③减小压室内的补缩压力损失,如避免压室内出现凝固层,减小压室内的压下行程等。4.2温度分布与流变抗力在上述补缩条件的推导中,有两个重要的假设:一是横向温度分布服从平方根关系;二是材料的流变抗力随温度差呈指数规律变化。从一般意义上看,这种假设是有根据的,也是可以接受的,但其准确程度取决于这两个关系的准确性。(1)固相线温度系数以承压面积为0.01m2的半固态A356铝合金圆柱体直接加压成形为例,设凝固结束时表里温差为20℃,固相线时的流变抗力为0.1MPa,温度系数增大一个数量级(从0.1增大到1.0),根据式(7)计算得到的补缩压力将增加7个数量级(见表1),已经远远超过了工程材料有意义的强度范围。所以,式(7)中的温度系数取值范围在0.1~0.6之间,具体数值需要试验确定。(2)固相线温度下材料流变抗力由式(7)可见,补缩压力随固相线温度时材料的流变抗力的增大成线性规律增大。一般来说,固相线温度时材料的流变抗力与成分关系不大,主要受其凝固组织的影响,通常在0.01~1.00MPa之间。在这样一个范围内,补缩条件是可信的。(3)表面温度与固相线温度之差时的补缩压力这一影响与温度系数类似,也比较敏感。如取温度系数为0.5MPa/℃,固相线时的流变抗力为0.1MPa,承压面积仍然是0.01m2,则按式(7)计算的不同表面温度与固相线温度之差时的补缩压力见表2。可见表面温度与固相线温度之差发生几摄氏度的变化,就会使需要的补缩压力提高几倍到几十倍不等。这就要求温度的测量准确度要高。4.3间接加压成形对于同一个工件采用直接加压和间接加压两种不同的成形方式,所需设备有明显的差异。以直径100mm,高度150mm的圆柱体为例,假定凝固结束时表里温差为20℃,固相线时的流变抗力为0.1MPa,合金的温度系数为0.5MPa/℃时,若采取沿高度方向直接加压成形,按式(7)计算,要求的设备只有180kN。而间接加压成形时,As=0.02πm2,内浇道面积取直径30mm,Ag=0.00071m2,压室直径取100mm,则Ad=0.0025πm2,代入式(17)计算得15840kN。如此大的差别主要是工件的承压面积比内浇道面积大很多带来的。当AsAg=1时,间接加压