拉伸試棒模具結構對鑄造鋁合金組織的影響

李 飛，李高宏，黃 亮，余申衛，許 崗

(1.西安工業大學 材料與化工學院,西安 710021;2.中國船舶集團有限公司第十二研究所,興平 713102)

拉伸試棒是反映鑄造鋁合金力學性能最直接的樣品,其澆鑄系統多依據GB/T1173-2013來設計[1]。在拉伸試棒的模具設計中,為減少模具重量以及操作便利,其直澆道均為豎直設置[2-5]。在實際應用中發現,液態金屬流入豎直澆道后,模具內部分氣體排出與流入液態金屬處于同一通道,兩者會發生沖撞,氣體排出不及時,易形成卷氣和夾雜現象[6-7];嚴重時會造成液態金屬返涌飛濺等現象,影響拉伸試棒的成型與質量[8-10]。蛇形豎直澆道的設計優化了GB/T1173-2013模具結構,具有降低液態金屬流速,除渣除氣的功效,但該設計并未深入討論涉及的科學機理[11]。同時,金屬液體從集渣腔經過內澆道流入成型區時,內澆道與集渣腔連接的位置(高度)多來自于經驗的設計或未說明設計理由[12]。該位置(高度)的不同會導致集渣腔內金屬液進入內澆道的液體壓力存在差異,導致試棒成型后期的補縮效果不同。特別是對于寬結晶溫度范圍的合金[13-18],隨著澆注過程的進行,合金液糊狀凝固的特征更加明顯,液體流動性顯著下降,導致液體充型不完整,試棒凝固過程中無法得到有效的液體補縮,造成成型試棒存在縮孔、縮松或形成冷隔等缺陷[19-20]。

為了有效獲得結晶質量良好的鋁合金,真實反映合金力學性能,本文使用ANSYS軟件,利用流體靜力學和傳熱學基本原理模擬了直澆道的傾斜角度對流體流動以及內澆道與集渣腔連接位置對流體壓強傳遞與流體傳熱的影響,設計了一種鋁合金拉伸試棒的鑄造模具(下稱新型模具);利用模擬結果開發了一種鋁合金試棒澆注模具;采用ZL205和ZL101進行了澆注實驗,并采用GB/T1173-2013模具進行了對比實驗。

1 新型模具設計

1.1 模具結構

圖1為拉伸試棒模具結構示意圖。拉伸試棒模具由兩片分離的模具本體相互扣合組成,內部具體結構特征為:澆注口設置于模具內部的右頂端,與澆注口下端連接的直澆道傾斜設置;在直澆道的下部中間位置連通設置有傾斜向上的止速道,止速道的左端連通于垂直設置的集渣腔的中部,集渣腔左側壁上連通有傾斜向上的內澆道,內澆道左端連通有試棒內腔,試棒內腔的正上方設置有薄片狀的補縮腔,補縮腔的下部兩側與試棒內腔的上部兩側連通;補縮腔上部連通有數條排氣通孔。試棒尺寸標準參考GB6397-86。

1—澆注口;2—直澆道;3—止速道;4—集渣腔;5—內澆道;6—試棒內腔;7—補縮腔;8—卡位座;9—定位座;10—排氣通孔

1.2 模具材質與相關參數

1.2.1 模具材料及適合澆注的合金材料

模具由鑄鐵材料制備而成,該材料導熱系數高[21],可實現澆注合金的迅速冷卻,獲得高品質的拉伸鑄棒。本澆注模具適合于澆注鋁合金拉伸鑄棒,特別適合于凝固溫度范圍較寬的鋁合金拉伸試棒的澆注。

1.2.2 模具的其它特點

止速道與集渣腔連接處位于集渣腔形心以下;補縮腔的厚度5～8 mm,其內壁均布直徑2～4 mm的盲孔,盲孔內填充有保溫泥;排氣通孔的孔徑小于2 mm。

1.2.3 流體靜力學和傳熱學模擬與參數設定

模擬用軟件ANSYS Fluent是一種廣泛使用的工程模擬軟件,用于進行結構力學、流體力學、電磁場、聲學等多領域的物理仿真分析[22-25]。金屬液在鑄造模具的充型和凝固過程涉及流體的動力學和傳熱學問題。具體參數設定:金屬液進入模具的壓力為標準大氣壓;流速為0.3 Kg·s-1,采用層流模型;溫度變化為740～0 ℃;填充時間為2 min;金屬液動力粘度系數選擇鋁銅合金動力粘度系數[26],設置完畢開始進行模擬計算。

2 模擬與實驗

2.1 直澆道傾斜角度

充型中液態金屬流速的變化影響到充型的順序,充型的穩定性和充型時間,這些都可能造成鑄件缺陷。速度越小,越容易造成冷隔或澆不足現象;速度越大,會產生噴射現象并形成夾雜或者鋁球。在標準拉伸試棒澆注中,在壓頭確定的前提下,液態金屬流速主要受到主澆道傾斜度θ的制約。圖2為傾斜管路中勻速流動流體動力學平衡方程圖解。

圖2 傾斜管路中勻速流動流體動力學平衡方程圖解

假設在傾斜管中流體(密度ρ)勻速流動,速度為u在直澆道充滿流體的前提下,θ為直澆道的傾斜角,即

(1)

式中:z1和z2為壓力P1和P2在流體作用點到水平線的垂直距離,l為流體的長度。

由勻速流動流體動力學平衡方程[27],即

(P1-P2)πr2+ρgπr2lsinθ—τ2πrl=0,

(2)

式中:P1和P2為不同作用點的壓力,r為管中流體的半徑,ρ為流體密度,l為流體的長度,τ為流體受到的摩擦阻力。

由式(2)可知,在0-90°,θ越大,重力(動力)對流動/流速的影響越大。在實際的澆注過程中,θ越大,流體流速越大,澆注時間越短。但θ過大,高溫金屬液體進入澆道易于卷入過量空氣并不利于腔體內部氣體排除,易造成液態金屬飛濺;θ越小,澆注時間越長,雖不易發生卷氣且易于腔體排氣,但流體流速降低。伴隨著對澆道的傳熱,流體溫度下降顯著,粘度增加,可能會在澆道或者其后流入的過渡腔和型腔中凝固,堵塞腔體,造成澆不足現象。可以看出,θ對液態澆注成型過程是一個矛盾的影響因素。直澆道的最佳傾斜角度的確定至關重要。

圖3為直澆道傾斜角度為60°、70°和80°時澆注模具液態金屬流速變化圖。

圖3 直澆道傾斜角度為60°、70°和80°時澆注模具液態金屬流速變化圖

由圖3可知,三種傾斜角θ下,液態金屬在止速道和內澆道具有較大的流速變化,這符合管徑變小,流速增大的一般規律。液態金屬進入試棒內腔時,直澆道傾斜角為70°時流速變化空間最小,故對試棒成型質量影響也最小;而直澆道傾斜角為60°和80°時,液態金屬進入試棒內腔時流速變化空間顯著增大,試樣區充型界面不穩定。結果表明:直澆道傾斜角為70°時,進入試棒內腔的液態金屬流速變化空間最小,對試棒質量影響最小。

2.2 集渣腔與內澆道連接位置的流體壓力

圖4為豎直集渣腔剖面靜壓力點ZD計算示意圖。

圖4 豎直集渣腔剖面靜壓力點ZD計算示意圖

假設豎直集渣腔剖面為矩形,則由靜壓力作用點計算公式,即

F=ρghcA,

(3)

其中hc為幾何中心高度。而壓力作用點為:

(4)

其中:IC= 1/12ba3,為形心對稱坐標軸的慣性矩,A為矩形的面積。ZD是圖形幾何中心之下的某一位置,為相對靜壓中心(壓心)。從圖4可知,ZC=a/2,ZD=ZC+(a/b)。ZD位置/高度所受流體靜壓為該面最大受力點。這表明內澆道在豎直集渣腔的高度位置應為豎直集渣腔豎直剖面幾何中心下某一位置。

根據模具設計圖紙,計算出對應的集渣腔與內澆道連接點ZD。為對比說明,另取ZD-10 mm和ZD-20 mm兩點模擬靜壓傳遞效果。

圖5為直澆道傾斜角度為70°,不同靜壓力作用點ZD位置的型腔液態金屬壓力分布圖。

圖5 直澆道傾斜角度為70°,不同靜壓力作用點ZD位置的型腔液態金屬壓力分布

從圖5可以看出,內澆道水平高度為ZD時(圖5(a)),豎直集渣腔頂部出現了壓力降低的特征。其顯示的壓力在-3.04×106～-9.16×106Pa,呈負壓特征,表明此處并未充滿液態金屬,這達到了凈化液態金屬,存儲雜質的效果;相反,在ZD-10 mm(圖5(b))和ZD-20 mm(圖5(c))時,液態金屬充滿豎直集渣腔,其顯示壓力超過1.08×106Pa和1.22×106Pa,呈正壓分布且與主澆道靜壓力相當,因而沒有反映出存儲雜質的功效。同時,由圖5(a)可知,內澆道水平高度為ZD時,直澆道流體靜壓與試棒成型區流體靜壓相當,基本實現了靜壓傳遞的最大效果,有效保證試棒的致密。而圖5(b)和圖5(c)中,直澆道靜壓與試棒成型區流體靜壓差別交大,表明流體靜壓未能有效傳遞到模具內部,這將對拉伸試棒成型質量產生不利影響。

2.3 熱量分布模擬

圖6為直澆道在傾斜角θ為70°時,模具內熱量分布模擬圖。由圖6可知,型腔傳熱過程是典型的順序凝固過程。試棒內腔處于模具內腔較低溫區且溫度分布一致,表明試棒散熱均勻,可以獲得組織均勻的試棒;同時,豎直集渣腔內溫度出現不均一現象,這與圖5中該區壓力分布現象相符。結果表明,豎直集渣腔實現了過濾除渣集氣和流體靜壓有效傳遞的功能,有利于獲取材質純凈均勻的試棒。

圖6 直澆道在傾斜角θ為70°時,模具內熱量分布模擬圖

2.4 試棒組織分析

將GB/T1173-2013金屬型單鑄澆注系統模具和本設計模具(新型模具)分別清理潔凈,預熱150 ℃;在模具內壁涂覆涂料2-3次至涂層均勻,并預熱250 ℃以上保溫10 min,準備澆鑄;取ZL205A和 ZL101A鑄錠若干,在780 ℃熔化后,在750 ℃保溫10 min除氣,除渣,靜置15 min分別澆注低速澆入上述兩種模具內; 3 min后開模,取出鑄件,制備金相試樣,其中ZL205A澆注實物如圖7所示。

圖7 新型模具澆注實物(ZL205A)

由圖7可看出:豎直集渣腔頂部未完全充滿金屬液體。這表明渣腔頂部起到了集渣和集氣的功效,這與圖5(a)模擬結果一致。

圖8和圖9分別為ZL205A和 ZL101A合金拉伸試棒組織金相。采用截線法,選取同一試樣3個不同區域計算了合金平均晶粒度和平均晶粒尺寸。

圖8 ZL205A合金拉伸試棒鑄態組織金相

圖9 ZL101A的合金拉伸試棒鑄態組織金相

由圖8可知,用新型模具澆注的ZL205A平均晶粒大小為37.55 μm,金屬型單鑄澆注系統獲得的ZL205A平均晶粒大小為76.74 μm。統計試樣金相組織中,采用50個枝晶間距作為合金的平均枝晶間距。由圖9可知,用新型模具澆注的ZL101A平均枝晶間距為15.3 μm,金屬型單鑄澆注系統獲得的ZL101A合金平均枝晶間距為22.29 μm。

從拉伸試棒組織金相分析可知,用新型模具澆注的ZL101A有更短的枝晶間距,ZL205A有更小的晶粒尺寸,新型模具比金屬型單鑄澆注系統(GB/T1173-2013)可以獲得更好的金相組織。分析認為,新型模具中流速變化空間最小,對試棒成型質量影響也最小;成型區靜壓最大,實現了靜壓傳遞的最大效果,有效保證試棒的致密;試棒內腔溫度分布一致,表明試棒散熱均勻,有利于組織均勻的試棒。

3 結 論

1) 設計的新型模具中,當直澆道傾斜角為70°時,液態金屬流動界面前沿最穩定,保障了拉伸試棒的質量。當鑄造模具的內澆道水平高度為ZD時,集渣腔頂部未充滿液態金屬,達到了凈化液態金屬,存儲雜質的效果;同時集渣腔內流體靜壓與直澆道和試棒成型區靜壓相當,實現了流體壓力傳輸的最大效果。

2) 對比新型模具和金屬型單鑄澆注系統(GB/T1173-2013)澆注鋁合金試樣可知,ZL101A的枝晶間距分別為15.3和 22.29 μm;ZL205A平均晶粒大小分別為37.55和76.74 μm,新型模具獲得的金相組織更佳。