鎂合金薄壁件壓鑄成形的工藝及數(shù)值模擬

祁明凡，康永林，朱國(guó)明，李揚(yáng)德，李衛(wèi)榮

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鎂合金薄壁件壓鑄成形的工藝及數(shù)值模擬

祁明凡1，康永林1，朱國(guó)明1，李揚(yáng)德2，李衛(wèi)榮2

(1. 北京科技大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，北京 100083；2. 東莞宜安科技有限公司，東莞 523662)

利用Procast模擬軟件分析AZ91D鎂合金薄壁手機(jī)支架件的充型過(guò)程與凝固過(guò)程；結(jié)合模擬與實(shí)驗(yàn)研究不同工藝參數(shù)對(duì)薄壁壓鑄件表面質(zhì)量、密度、組織及力學(xué)性能的影響，并探索出合適的工藝參數(shù)。結(jié)果表明：薄壁支架件所產(chǎn)生的缺陷類(lèi)型及位置與模擬結(jié)果相吻合；澆注溫度和快壓射速度對(duì)薄壁件的壓鑄成形具有重要影響，適當(dāng)降低澆注溫度或提高快壓射速度均有利于改善鑄件的表面質(zhì)量，減少鑄造缺陷、細(xì)化晶粒和提高力學(xué)性能。對(duì)于AZ91D鎂合金薄壁手機(jī)支架件壓鑄，合適的澆注溫度和快壓射速度分別為670 ℃和2.3 m/s，在此工藝參數(shù)下生產(chǎn)的鑄件表面質(zhì)量良好，晶粒細(xì)小，其平均尺寸僅為5.1 μm，鑄件密度高，氣孔率僅為2.0%，鑄件力學(xué)性能優(yōu)異，其抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、伸長(zhǎng)率和硬度分別為306 MPa、203 MPa、6.0%和86 HV。

AZ91D鎂合金；薄壁件；壓鑄成形；顯微組織；力學(xué)性能；數(shù)值模擬

薄壁鎂合金鑄件具有密度小、比強(qiáng)度及比剛度高、阻尼性及切削加工性能好等優(yōu)點(diǎn)，近年來(lái)廣泛應(yīng)用于“3C”產(chǎn)品外殼及內(nèi)在支架等結(jié)構(gòu)件，這類(lèi)零件尺寸精度要求高、壁厚小且結(jié)構(gòu)復(fù)雜，其充型問(wèn)題成為此類(lèi)零件成形的關(guān)鍵問(wèn)題[1?3]。壓鑄作為一種快速的近凈成形工藝，具有生產(chǎn)效率高、尺寸精度高和壓鑄型和模具壽命長(zhǎng)等特點(diǎn)，特別適合于此類(lèi)零件的批量生 產(chǎn)[4?5]。然而，采用壓鑄生產(chǎn)時(shí)，不論是模具設(shè)計(jì)還是工藝參數(shù)的選擇都有一定的難度，特別是對(duì)于薄壁鑄件，既要滿(mǎn)足鑄件充填的完整性，又要保證鑄件具有良好的性能。由于壓鑄工藝具有高速高壓的特點(diǎn)，合金液通過(guò)薄壁鑄件內(nèi)澆口的速度很高，且在充型過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生強(qiáng)烈的、不規(guī)則的紊態(tài)流動(dòng)，致使型腔中部分氣體有可能來(lái)不及排出，被卷入到合金液內(nèi)部一起充填型腔，從而形成卷氣影響鑄件后續(xù)加工處理和力學(xué)性能。這就需要探索合適的壓鑄工藝在滿(mǎn)足充型完整的基礎(chǔ)上來(lái)盡可能的減少充型卷氣現(xiàn)象，提高鑄件品質(zhì)。借助模擬軟件，可以對(duì)壓鑄過(guò)程各階段的不同物理場(chǎng)進(jìn)行模擬仿真。通過(guò)模擬結(jié)果的分析以?xún)?yōu)化模具設(shè)計(jì)和工藝參數(shù)，從而提高鑄件品質(zhì)。

目前，鎂合金壓鑄成形的相關(guān)研究主要集中在各工藝參數(shù)對(duì)鎂合金熔體充型能力的影響[6?7]、成形工藝參數(shù)對(duì)鑄件組織和力學(xué)性能的影響[8?10]、壓鑄件充型與凝固過(guò)程的模擬分析[11?14]。然而，這些研究所針對(duì)的壓鑄件厚度往往在1 mm以上，且這些研究都僅僅是基于實(shí)驗(yàn)結(jié)果的定性分析或單純模擬優(yōu)化，沒(méi)有將模擬分析與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相結(jié)合進(jìn)行研究鎂合金薄壁件充型過(guò)程中熔體的流動(dòng)特性。因此，結(jié)合模擬與實(shí)驗(yàn)來(lái)研究不同工藝參數(shù)對(duì)薄壁鎂合金充型流動(dòng)特征、凝固過(guò)程、鑄件表面質(zhì)量及組織性能的影響很有必要，可為鎂合金薄壁壓鑄件的工業(yè)化生產(chǎn)提供技術(shù)指導(dǎo)與借鑒。

為此，本文作者運(yùn)用Procast軟件，對(duì)壓鑄AZ91D鎂合金薄壁手機(jī)支架件的充型和凝固過(guò)程進(jìn)行了模擬分析；并結(jié)合模擬結(jié)果，通過(guò)實(shí)驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證不同工藝參數(shù)對(duì)薄壁件表面質(zhì)量、密度、組織及力學(xué)性能的影響規(guī)律，最終確定出合理的壓鑄工藝參數(shù)，達(dá)到減少鑄件缺陷，提高鑄件質(zhì)量的目的。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 數(shù)值模擬前處理

圖1所示為薄壁手機(jī)支架的CAD圖形。由圖1可見(jiàn)，支架形狀較為復(fù)雜，有許多細(xì)小通孔及凸臺(tái)，厚度不均(不同區(qū)域厚度見(jiàn)圖1)。

圖1 薄壁手機(jī)支架的CAD圖形及主要厚度分布

手機(jī)支架的體網(wǎng)格模型如圖2所示。體網(wǎng)格數(shù)量為2106874。實(shí)驗(yàn)材料是AZ91D鎂合金，其化學(xué)成分如表1所示，模具材料是H13模具鋼。模具和鑄件的界面換熱系數(shù)為1000 W/(m2?K)。

圖2 薄壁手機(jī)支架的體網(wǎng)格

表1 AZ91D鎂合金的化學(xué)成分

表2所列為薄壁件壓鑄模擬所采用的工藝參數(shù)。其中慢壓射速度d依據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式[15]：

(2)

式中：為沖頭直徑；為壓室填充率；為熔體質(zhì)量；為熔體密度。

結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)條件，將= 40 mm、=95 g、= 1.82 g/cm3代入，得到d0.2554 m/s。

表2 AZ91D鎂合金薄壁件壓鑄工藝參數(shù)

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

將AZ91D鎂合金錠放入預(yù)熱溫度為300 ℃的熔化爐中預(yù)熱, 然后升溫至700 ℃熔化，為防止鎂合金液氧化燃燒，熔化過(guò)程中通過(guò)RJ-2號(hào)覆蓋劑進(jìn)行保護(hù)。舀取鎂合金液降溫至650~690 ℃，澆注到DC160T力勁冷室壓鑄機(jī)的壓室進(jìn)行壓鑄成形。

從鑄件位置~處切割取樣(見(jiàn)圖1)。將試樣進(jìn)行粗磨、細(xì)磨和拋光, 通過(guò)4%硝酸酒精(體積分?jǐn)?shù))侵蝕, 沖洗、吹干后, 采用NEOPHOT 21金相顯微鏡(OM)和Cambridge S?360型掃描電鏡(SEM)進(jìn)行組織觀察和分析。利用ImageTool圖像處理軟件對(duì)晶粒尺寸進(jìn)行測(cè)定。

力學(xué)拉伸試樣示意圖如圖3所示。拉伸實(shí)驗(yàn)在MTS810電子萬(wàn)能實(shí)驗(yàn)機(jī)上參考GB/T 228?2002進(jìn)行，應(yīng)變速率為1 mm/min，力學(xué)拉伸結(jié)果取5根拉伸試樣測(cè)試所得平均值。

硬度測(cè)試取樣位置如圖1所示(位置~)，使用DHV?1000型小負(fù)荷維氏硬度計(jì)進(jìn)行測(cè)量，試樣經(jīng)過(guò)機(jī)械精拋后表面粗糙度不低于a=6.3 μm，實(shí)驗(yàn)載荷 1 N，保壓時(shí)間10 s，每個(gè)位置的硬度測(cè)試6次，硬度值取各個(gè)位置的平均值。

根據(jù)阿基米德原理，采用排水法來(lái)測(cè)試試樣密度，從鑄件位置~處切取試樣，經(jīng)砂紙打磨表面并清洗后，通過(guò)METTLER AE100型電子天平測(cè)量其質(zhì)量，精度為1 mg，試樣密度取3次測(cè)量結(jié)果的平均值。

X射線探傷實(shí)驗(yàn)使用SRE90 CNC型X射線探傷儀進(jìn)行測(cè)試。

圖3 力學(xué)拉伸試樣示意圖

2 結(jié)果與分析

2.1 充型與凝固模擬分析

圖4所示為薄壁手機(jī)支架件在不同充型階段的模擬結(jié)果。其中澆注溫度為670 ℃，快壓射速度為2.0 m/s。由圖4可以看出，充型過(guò)程中合金液由澆口流經(jīng)直澆道和橫澆道，通過(guò)內(nèi)澆口來(lái)充填整個(gè)型腔。當(dāng)充型達(dá)到74%時(shí)，合金液發(fā)生分流，分流會(huì)造成幾股合金液不同步填充型腔，可能會(huì)在鑄件的表面產(chǎn)生流痕，這就表明在充型過(guò)程中需要適當(dāng)提高快壓射速度，提高合金液的流動(dòng)性來(lái)避免流痕的產(chǎn)生，改善鑄件表面質(zhì)量；整個(gè)充型過(guò)程比較平穩(wěn)，沒(méi)有出現(xiàn)合金液的飛濺，很大程度上可避免卷氣現(xiàn)象的發(fā)生，說(shuō)明模具設(shè)計(jì)合理。

圖5所示為薄壁手機(jī)支架凝固過(guò)程的模擬結(jié)果。由圖5可以看出，凝固過(guò)程總體上是從鑄件的邊部向內(nèi)部進(jìn)行。鑄件Ⅰ和Ⅱ位置處的凝固較快，這是由于Ⅰ和Ⅱ位置靠近模腔邊緣，傳熱系數(shù)大，散熱快；Ⅰ和Ⅱ位置處較薄，厚度分別僅為0.25和0.20 mm?？梢园l(fā)現(xiàn)，位置Ⅲ處是鑄件最后凝固區(qū)域，這主要是由于位置Ⅲ處形狀復(fù)雜，空間狹小且厚度較大。對(duì)于厚度不均勻且結(jié)構(gòu)復(fù)雜的鑄件，壓鑄生產(chǎn)時(shí)容易導(dǎo)致其在冷卻過(guò)程中產(chǎn)生熱節(jié)。熱節(jié)的產(chǎn)生會(huì)使鑄件凝固后產(chǎn)生熱應(yīng)力，造成鑄件變形，同時(shí)由于凝固時(shí)間不等，鑄件內(nèi)部容易出現(xiàn)疏松、氣孔等缺陷。

2.2 澆注溫度的影響

圖6所示為快壓射速度為2 m/s時(shí)不同澆注溫度下鑄件的溫度場(chǎng)分布、實(shí)物圖及X射線掃描圖。由圖6可看出，當(dāng)澆注溫度為650、670和690 ℃時(shí)，其充填型腔的時(shí)間分別為52.41、52.29和52.23 ms，可見(jiàn)隨著澆注溫度的升高，合金的充型能力增強(qiáng)。從模擬結(jié)果看出，當(dāng)澆注溫度為650 ℃時(shí)，型腔端部的充填溫度約為640 ℃，在遠(yuǎn)離內(nèi)澆口的邊部發(fā)生了欠鑄和冷隔現(xiàn)象，如圖6(a1)、(b1)和(c1)所示，這是由于隨著充型距離的增加，熔體溫度下降導(dǎo)致其流動(dòng)能力不足以充滿(mǎn)型腔；當(dāng)澆注溫度為670 ℃時(shí)，鑄件最后填充部位的溫度下降到660 ℃，鑄件充填完整，同時(shí)鑄件表面光潔、輪廓清晰，表面質(zhì)量得到改善, 且通過(guò)X射線掃描觀察不到欠鑄、縮孔縮松等缺陷的存在(見(jiàn)圖6(a2)、(b2)和(c2))；隨著澆注溫度繼續(xù)升高到690 ℃，鑄件最后填充部位的熔體溫度為681℃，熔體流動(dòng)能力好，充型能力強(qiáng)，但由于澆注溫度過(guò)高，鑄件表面發(fā)生模具粘料現(xiàn)象，影響了鑄件表面質(zhì)量，通過(guò)與模擬結(jié)果對(duì)比，發(fā)現(xiàn)粘料部位與充型時(shí)溫度場(chǎng)分布相吻合。另外，通過(guò)X射線掃描可觀察到縮孔縮松的存在(見(jiàn)圖6(a3)、(b3)和(c3))。綜上所述, 得出合適的澆注溫度為670 ℃。

圖4 薄壁手機(jī)支架的充型模擬

圖5 薄壁手機(jī)支架的凝固模擬

圖6 不同澆注溫度下薄壁壓鑄件的溫度場(chǎng)分布、鑄件實(shí)物圖及X射線掃描圖

圖7所示為不同澆注溫度下薄壁鑄件在位置~處(見(jiàn)圖1)的顯微組織。當(dāng)澆注溫度為650 ℃時(shí)，組織中存在較多的樹(shù)枝晶(見(jiàn)圖7(a)~(c))，其平均晶粒尺寸為9.5 μm；而當(dāng)澆注溫度為670和690 ℃時(shí)，樹(shù)枝晶數(shù)量明顯減少，組織中存在大量細(xì)小的近球狀晶粒(見(jiàn)圖7(d)~(i)), 平均晶粒尺寸分別為6.3和8.2 μm。這可以認(rèn)為是由鎂合金凝固潛熱低，隨著澆注溫度的升高，在壓力作用下，高溫熔體有足夠的流動(dòng)能力和熱量熔斷樹(shù)枝晶所致[16]。但是當(dāng)澆注溫度過(guò)高(690 ℃)時(shí)，合金的凝固收縮量大，容易產(chǎn)生縮孔縮松，同時(shí)，凝固時(shí)間長(zhǎng)導(dǎo)致晶粒有所長(zhǎng)大(見(jiàn)圖7(g)~(i))。

表3所列為不同澆注溫度下AZ91D鎂合金薄壁壓鑄件的密度, 孔隙率和力學(xué)性能。由表3可以看出，隨著澆注溫度的提高，鑄件的密度和硬度逐漸減小，抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度和伸長(zhǎng)率先變大后變小。澆注溫度在670 ℃時(shí)，其抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度和伸長(zhǎng)率最大，分別為268 MPa、184 MPa和4.2%。由此可以認(rèn)為，澆注溫度過(guò)低(650 ℃)，合金的流動(dòng)性差，凝固快，不利于熔體補(bǔ)縮和氣體排出，容易產(chǎn)生冷隔、澆不足等缺陷；而當(dāng)澆注溫度過(guò)高(690 ℃)時(shí)，晶粒易于長(zhǎng)大，同時(shí)鎂合金液的氧化加劇，壓鑄件中氧化夾渣嚴(yán)重，同時(shí)合金液的吸氣量也會(huì)增加，鑄件易于產(chǎn)生氣孔和縮孔縮松，因而其力學(xué)性能下降。

圖7 不同澆注溫度下薄壁鑄件在不同位置處的顯微組織

表3 不同澆注溫度下AZ91D鎂合金薄壁壓鑄件的密度, 孔隙率和力學(xué)性能

圖8所示為不同澆注溫度下薄壁鑄件的拉伸斷口形貌。當(dāng)澆注溫度為650 ℃時(shí)，拉伸試樣的斷口形貌主要由韌窩、解理面和撕裂棱組成(見(jiàn)圖8(a))，其斷裂方式屬于韌性斷裂和準(zhǔn)解理斷裂的混合型斷裂；當(dāng)澆注溫度為670 ℃時(shí)，拉伸試樣的斷口處可觀察到大量明顯的撕裂棱和韌窩(見(jiàn)圖8(b))，可以認(rèn)為其斷裂方式為韌性斷裂；隨著澆注溫度升高到690 ℃，拉伸斷口處存在明顯的縮松縮孔，在縮松縮孔周?chē)幸欢〝?shù)量的撕裂棱，斷口形貌沒(méi)有明顯的韌窩特征(見(jiàn)圖8(c))，認(rèn)為其斷裂方式為準(zhǔn)解理斷裂。

圖8 不同澆注溫度下AZ91D鎂合金薄壁鑄件的拉伸斷口形貌

Fig. 8 Fractographs of AZ91D magnesium alloy thin-wall parts at different pouring temperatures: (a) 650 ℃; (b) 670 ℃; (c) 690 ℃

2.2 快壓射速度的影響

圖9所示為澆注溫度670 ℃時(shí)不同快壓射速度下薄壁壓鑄件的充型溫度場(chǎng)和速度場(chǎng)的模擬以及鑄件實(shí)物圖。圖10所示為不同快壓射速度下熔體的內(nèi)澆口速度和充型時(shí)間的統(tǒng)計(jì)。當(dāng)快壓射速度為1.2和1.6 m/s時(shí)，合金液充型時(shí)內(nèi)澆口速度分別為56.1和73.8 m/s，鑄件產(chǎn)生澆不足或欠鑄缺陷(見(jiàn)圖9(c1))，充型時(shí)間分別為54.40和53.35 ms；當(dāng)快壓射速度為2.0 m/s、充型時(shí)內(nèi)澆口速度為91.1 m/s、充填型腔的時(shí)間為52.29 ms時(shí)，鑄件澆不足和欠鑄現(xiàn)象得到改善，但鑄件表面流痕嚴(yán)重(見(jiàn)圖9(c2))；隨著快壓射速度繼續(xù)增大到2.3和2.6 m/s，對(duì)應(yīng)內(nèi)澆口速度為111.1和131.6 m/s，充型時(shí)間分別為52.04和51.79 ms，鑄件充填完整，輪廓清晰，表面質(zhì)量良好(見(jiàn)圖9(c3))；但當(dāng)快壓射速度達(dá)到3.0 m/s時(shí)，內(nèi)澆口速度達(dá)到158.4 m/s，充型時(shí)間縮小到51.51 ms，鑄件表面出現(xiàn)熔合不良缺陷(見(jiàn)圖9(c4))，這可能是由于內(nèi)澆口速度過(guò)高，合金液呈霧狀進(jìn)入型腔，粘附于型腔壁與后來(lái)的合金液不能熔合而形成表面缺陷和氧化夾雜，同時(shí)，過(guò)高的快壓射速度會(huì)加速壓鑄模的磨損，應(yīng)當(dāng)避免壓射速度過(guò)高。

圖10所示為不同快壓射速度下熔體的內(nèi)澆口速度和充型時(shí)間的關(guān)系。由圖10可看出，當(dāng)快壓射速度小于2.0 m/s時(shí)，壓射速度每增大0.4 m/s，充型時(shí)間就相應(yīng)縮短約1.1 ms，內(nèi)澆口速度增大約17.5 m/s；當(dāng)快壓射速度大于2.0 m/s時(shí)，壓射速度每增大0.3 m/s，充型時(shí)間就縮短約0.25 ms，內(nèi)澆口速度增大約20.5 m/s。

表4所列為快壓射速度對(duì)AZ91D鎂合金薄壁件密度、孔隙率和力學(xué)性能的影響。由表4可以看出，隨著快壓射速度由1.6 m/s增大到2.3 m/s時(shí)，其孔隙率明顯下降，力學(xué)性能顯著提高，其中抗拉強(qiáng)度由226 MPa增大到306 MPa，屈服強(qiáng)度由161 MPa增大到203 MPa, 伸長(zhǎng)率由3.1%增大到6.0%，硬度由82 HV增加到86 HV；隨著快壓射速度的繼續(xù)增大，其密度和力學(xué)性能出現(xiàn)大幅度下降，當(dāng)快壓射速度達(dá)到3.0 m/s時(shí)，鑄件的抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、伸長(zhǎng)率和硬度分別為220 MPa、155 MPa、2.8%和82 HV，可見(jiàn)快壓射速度對(duì)薄壁壓鑄件的力學(xué)性能有著重要影響。

不同快壓射速度下薄壁件力學(xué)性能的變化可通過(guò)其顯微組織來(lái)解釋。圖11所示為不同快壓射速度下薄壁件位置和處(見(jiàn)圖1)的SEM像。由圖11可以看出，組織中存在-Mg和呈網(wǎng)狀分布的-Mg17Al12相兩相。圖11(a)和(b)所示為快壓射速度1.6 m/s時(shí)薄壁件位置和處的組織，-Mg為細(xì)小近球狀顆粒，晶粒平均尺寸分別為5.2和9.3 μm，可以發(fā)現(xiàn)縮松的存在，這是由于快壓射速度較低時(shí)，合金液流動(dòng)較慢，致使遠(yuǎn)離澆道部位的收縮得不到充分補(bǔ)償，從而形成較多縮松。當(dāng)快壓射速度達(dá)到2.3 m/s時(shí)，如圖11(c)和(d)所示，位置和處晶粒的平均尺寸為4.5 和5.7 μm，與快壓射速度1.6 m/s時(shí)所獲鑄件相比，晶粒細(xì)小且更加均勻，更為重要的是，組織中幾乎不存在縮孔縮松和氣孔等缺陷，這是由于較高的壓射速度對(duì)應(yīng)著較高的壓射比壓, 有利于消除薄壁件內(nèi)部的縮松縮孔，因而其硬度和力學(xué)性能提高。當(dāng)快壓射速度提高到2.6 m/s時(shí)，位置和處晶粒的平均尺寸為5.3和7.8 μm, 晶粒有所變大且薄壁件組織中可以觀察到少量氣孔和縮孔縮松，如圖11(e)和(f)所示。隨著快壓射速度繼續(xù)增大到3.0 m/s時(shí)，如圖11(g)和(h)所示，組織中不僅存在粗大枝晶，還存在大量縮孔縮松和氣孔缺陷，這是由于快壓射速度過(guò)快增加了熔體紊亂度，導(dǎo)致充型卷氣, 在鑄件內(nèi)部形成氣孔，此外壓射速度過(guò)快使得充型時(shí)間縮短，型腔內(nèi)氣體來(lái)不及排出，造成熔體大量卷氣[17?18]。除此之外，快壓射速度為3.0 m/s時(shí)還可發(fā)現(xiàn)組織中存在較多氧化夾雜，如能譜分析所示(見(jiàn)圖11(h)和(i)), 這是由于內(nèi)澆口速度過(guò)高，合金液呈霧狀進(jìn)入型腔，粘附于型腔壁，與后來(lái)的合金液不能熔合而形成的表面缺陷和氧化夾雜，因而快壓射速度為3.0 m/s時(shí)，其硬度和力學(xué)性能下降。

圖9 不同快壓射速度下AZ91D鎂合金薄壁壓鑄件的溫度場(chǎng)和速度場(chǎng)分布以及鑄件實(shí)物圖

表4 不同快壓射速度下AZ91D鎂合金薄壁壓鑄件的密度、孔隙率和力學(xué)性能

圖10 不同快壓射速度下熔體的內(nèi)澆口速度和充型時(shí)間的關(guān)系

不同快壓射速度下AZ91D鎂合金薄壁壓鑄件的拉伸斷口形貌如圖12所示。從圖12(a)~(c)中看出，快壓射速度為1.6、2.0和2.3 m/s時(shí)，斷口處均存在著韌窩型的韌性斷裂特征。拉伸件的力學(xué)性能不僅取決于韌窩的尺寸和深度，還與韌窩周?chē)纬傻乃苄宰冃纬潭容^大的撕裂棱和鑄件中的氣孔和夾雜等缺陷有 關(guān)[19?21]。由圖12(a)可以看出，在快壓射速度為1.6 m/s時(shí)，拉伸斷口雖存在韌窩，但數(shù)量少尺寸小深度淺，更為顯著的特征是斷口存在著較多顯微縮松，大大降低了拉伸件的力學(xué)性能。圖12(b)所示為快壓射速度為2.0 m/s時(shí)拉伸件的斷口形貌，斷口處顯微縮松的數(shù)量明顯減少，并可觀察到少量細(xì)小韌窩和大量撕裂棱。圖12(c)所示為快壓射速度2.3 m/s時(shí)拉伸件的斷口形貌。由圖12(c)可發(fā)現(xiàn)，大量尺寸大且深的塑性韌窩存在其斷口中，表現(xiàn)出明顯的韌性斷裂特征，另外沒(méi)有發(fā)現(xiàn)顯微縮松，所以快壓射速度在2.3 m/s時(shí)，壓鑄件的力學(xué)性能較高?？靿荷渌俣葹?.0 m/s時(shí)(見(jiàn)圖12(d))，斷口形貌呈現(xiàn)出明顯的大尺寸顯微縮松等孔洞且沒(méi)有發(fā)現(xiàn)韌窩的存在，在孔洞的周?chē)嬖谥^多的結(jié)晶狀顆粒，也可以發(fā)現(xiàn)少量的撕裂棱，這些大尺寸孔洞加速了試樣在拉伸過(guò)程中的斷裂，因而當(dāng)壓射速度為3.0 m/s時(shí)，試樣的拉伸性能差。

圖11 不同快壓射速度下薄壁鑄件在不同位置處的顯微組織以及EDX能譜分析

圖12 不同快壓射速度下AZ91D鎂合金薄壁壓鑄件的拉伸斷口形貌

3 結(jié)論

1) 澆注溫度對(duì)AZ91D鎂合金薄壁壓鑄件的表面質(zhì)量、密度、組織及力學(xué)性能有著顯著影響。適當(dāng)降低澆注溫度有利于改善薄壁鑄件的表面質(zhì)量，減少鑄造缺陷，細(xì)化晶粒和提高力學(xué)性能。

2) 對(duì)于薄壁手機(jī)支架件壓鑄，快壓射速度較低時(shí)(≤1.6 m/s)，遠(yuǎn)離澆道的部位會(huì)產(chǎn)生較多的縮松、冷隔和澆不足等缺陷，鑄件力學(xué)性能低；適當(dāng)提高快壓射速度，有利于提高合金的充型能力，消除流痕、澆不足等缺陷，減少鑄件縮松縮孔，細(xì)化晶粒，提高力學(xué)性能；但當(dāng)快壓射速度過(guò)高時(shí)(≥3.0 m/s)，充型時(shí)熔體呈霧狀與氣體混合，產(chǎn)生嚴(yán)重渦流包氣，使鑄件力學(xué)性能迅速下降。

3) 對(duì)于AZ91D鎂合金薄壁手機(jī)支架件壓鑄，合適的澆注溫度和快壓射速度分別為670 ℃和2.3 m/s，在此參數(shù)下生產(chǎn)的鑄件表面質(zhì)量良好、晶粒細(xì)小(平均尺寸僅為5.1 μm)、氣孔率低(2.0%)、力學(xué)性能優(yōu)異，其抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、伸長(zhǎng)率和硬度分別為306 MPa、203 MPa、6.0%和86 HV。

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(編輯 李艷紅)

Process and numerical simulation of high pressure die-casting magnesium alloy thin-wall parts

QI Ming-fan1, KANG Yong-lin1, ZHU Guo-ming1, LI Yang-de2, LI Wei-rong2

(1. School of Materials Science and Engineering,University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China;2. Dongguan Eon Technology Co., Ltd., Dongguan 523662, China)

The mold filling and solidification process of high pressure die-casting (HPDC) AZ91D magnesium alloy thin-wall phone bracket parts were simulated by Procast software. The effects of the different process parameters on the surface quality, density, microstructure and mechanical properties of thin-wall parts were studied by combining the simulation with experiment. The results show that the type and location of defects are identical with the simulated results. The pouring temperature and fast injection speed have an important effect on HPDC thin-wall parts of AZ91D magnesium alloy. Decreasing the pouring temperature or increasing the fast injection speed properly helps to improve surface quality, decrease casting defects and grain size and increase mechanical properties of parts. For HPDCthin-wall phone bracket parts of AZ91D alloy, suitable pouring temperature and fast injection speed are 670 ℃ and 2.3 m/s, respectively. Under the process parameters, the thin-wall parts have good surface quality, the average size of the grains is only 5.6 μm and the porosity level of the parts is only 2.0%. Also, the mechanical performance of the thin-wall parts is excellent, and the ultimate tensile strength, yield strength, elongation and hardness are 306 MPa，203 MPa，6.0% and 86 HV, respectively.

AZ91D magnesium alloy; thin-wall part; high pressure die-casting; microstructure; mechanical property; numerical simulation

Project (2013B091300016) supported by Guangdong Province of Science and Technology Plan Project, China

2016-04-06; Accepted date: 2016-08-03

KANG Yong-lin; Tel: +86-10-62332335; E-mail: kangylin@ustb.edu.cn

10.19476/j.ysxb.1004.0609.2017.03.002

1004-0609(2017)-03-0448-11

TG146.2

A

廣東省省級(jí)科技計(jì)劃項(xiàng)目(2013B091300016)

2016-04-06；

2016-08-03

康永林，教授，博士；電話(huà)：010-62332335；E-mail: kangylin@ustb.edu.cn