原標(biāo)題：壓鑄SiC/6061復(fù)合材料表皮層、孔洞的形成機(jī)理及其對(duì)力學(xué)性能的影響

摘要：進(jìn)行了SiC/6061復(fù)合材料真空輔助壓鑄試驗(yàn)，研究了表皮層和不同壁厚試樣內(nèi)部孔洞的形成機(jī)理，并探討了其對(duì)試樣力學(xué)性能的影響。結(jié)果表明，不同壁厚試樣均存在厚度約為0.5 mm的表皮層，2 mm壁厚試樣以分散的氣孔為主，壁厚增大為4 mm后，孔洞轉(zhuǎn)變?yōu)橐詺饪s孔為主，并形成了大尺寸縮孔，孔洞集中于試樣軸線心部區(qū)域。拉伸過程中，大尺寸縮孔易誘發(fā)試樣脆性斷裂，而處于表皮層中的顆粒易引起表皮層脆性破壞，導(dǎo)致試樣力學(xué)性能下降。

顆粒增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料（PAMCs）自產(chǎn)生以來，主要應(yīng)用于航天與軍事領(lǐng)域，而在民用領(lǐng)域的應(yīng)用報(bào)道很少，除價(jià)格因素外，主要是由于所添加的增強(qiáng)顆粒具有高強(qiáng)度、高硬度的特性，導(dǎo)致PAMCs的后續(xù)切削加工難度大，生產(chǎn)成本高。壓鑄技術(shù)具有生產(chǎn)效率高，產(chǎn)品質(zhì)量好及后續(xù)加工少的特點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于鋁及鎂合金鑄件的大批量生產(chǎn)。采用攪拌鑄造法批量制備PAMCs熔體，并利用壓鑄技術(shù)實(shí)現(xiàn)其近凈成形，可減少后續(xù)切削加工以降低成本，對(duì)于PAMCs的推廣與應(yīng)用具有十分重要的意義。

壓鑄工藝較為復(fù)雜，導(dǎo)致壓鑄組織與普通鑄造組織差異較大。壓鑄充型過程中，金屬熔體由壓室進(jìn)入型腔后，與型壁接觸發(fā)生激冷，形成由細(xì)晶組成的表皮層（亦稱激冷層）。通常認(rèn)為表皮層具有細(xì)晶材料的特性，可提高鑄件的力學(xué)性能，但也有研究指出其對(duì)鑄件性能的影響較小。關(guān)于表皮層的形成，研究表明其主要受充型過程中熔體與型壁的碰撞方式及鑄件的凝固順序的影響，直接碰撞時(shí)表皮層不易產(chǎn)生，而間接碰撞、回流及優(yōu)先凝固的邊緣區(qū)域易形成表皮層。此外，壓鑄過程中熔體在高壓下高速充填型腔，容易發(fā)生卷氣并形成孔洞缺陷。大量研究表明，孔洞缺陷減少了材料的有效承載面積，且大尺寸孔洞容易誘發(fā)鑄件斷裂失效導(dǎo)致力學(xué)性能下降，而采用真空輔助壓鑄技術(shù)可有效減少孔洞缺陷，提高鑄件的伸長率和抗拉強(qiáng)度。

與基體鋁合金相比，PAMCs的密度、粘度及傳熱系數(shù)均有較大變化，因此壓鑄工藝對(duì)PAMCs鑄件組織與性能的影響必將存在差異。但是，目前關(guān)于PAMCs壓鑄成形的研究報(bào)道較少，針對(duì)壓鑄PAMCs表皮層、孔洞缺陷及其對(duì)力學(xué)性能影響的研究未見報(bào)道。因此，本課題開展了PAMCs真空輔助壓鑄試驗(yàn)，研究壓鑄SiC/6061復(fù)合材料表皮層、孔洞缺陷的形成機(jī)理，并探討表皮層及孔洞缺陷對(duì)鑄件力學(xué)性能的影響。

1、試驗(yàn)材料與方法

選擇平均粒徑為50 μm的SiC顆粒作為增強(qiáng)相，選擇商用6061鋁合金作為基體材料，其具體化學(xué)成分見表1。利用研制的壓鑄前PAMCs攪拌制備裝置見圖1a，采用半固態(tài)攪拌鑄造法制備SiC/6061復(fù)合材料熔體，詳細(xì)步驟見參考文獻(xiàn)，制備出SiC含量為10%（體積分?jǐn)?shù)）的SiC/6061復(fù)合材料熔體65 kg。

表1:試驗(yàn)用6061鋁合金的化學(xué)成分

SiC/6061復(fù)合材料壓鑄澆注溫度設(shè)定為720 ℃，模具溫度設(shè)定為190 ℃，其他工藝參數(shù)見參考文獻(xiàn)，并利用真空輔助工藝防止卷氣缺陷。采用TOYO BD-360V4-T冷室壓鑄機(jī)進(jìn)行壓鑄試驗(yàn)，試驗(yàn)得到的SiC/6061復(fù)合材料壓鑄件見圖1b。從鑄件上取壁厚為2、4、6、8 mm和寬度均為6 mm的拉伸試樣，利用阿基米德排水法對(duì)試樣的孔隙率進(jìn)行檢測(cè)，采用SHIMADZU AG-X 100KN島津拉伸試驗(yàn)機(jī)，測(cè)試溫度為室溫，拉伸速率為2 mm/min。每組壁厚測(cè)試5根拉伸試樣然后計(jì)算出平均值，用以評(píng)價(jià)該工藝條件下的拉伸性能。利用YXLON Precision S X-CT對(duì)鑄件進(jìn)行了三維X射線斷層掃描分析，并利用VGStudio MAX 3.0軟件對(duì)結(jié)果數(shù)據(jù)進(jìn)行處理以獲取孔洞的三維形貌。采用FEI Quanta 200環(huán)境掃描電鏡(SEM)觀察增強(qiáng)顆粒的分布形態(tài)及拉伸斷口形貌。

（a）PAMCs攪拌制備裝置     （b）SiC/6061復(fù)合材料壓鑄件
圖1:SiC/6061復(fù)合材料壓鑄實(shí)驗(yàn)

2、試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 表皮層的形成及對(duì)增強(qiáng)顆粒分布的影響

圖2為壓鑄SiC/6061復(fù)合材料不同壁厚試樣的微觀組織。可以看出，不同壁厚試樣心部均存在少量的SiC顆粒團(tuán)聚現(xiàn)象，試樣外層組織中存在較厚的表皮層，且表皮層內(nèi)部顆粒較為稀少，見標(biāo)記處。這與文獻(xiàn)的研究結(jié)果相似，其研究發(fā)現(xiàn)AlSi-B4C壓鑄件外層顆粒體積分?jǐn)?shù)低內(nèi)部體積分?jǐn)?shù)高。此外，由圖2c和圖2d可以看出，鑄件心部存在缺陷帶，但缺陷帶的寬度較窄，且等效半徑較小。

圖2:壓鑄SiC/6061復(fù)合材料不同壁厚試樣的微觀組織

圖3為表皮層的金相組織及其對(duì)增強(qiáng)顆粒分布的影響機(jī)理。由圖3a可知,表皮層中僅存在少量SiC顆粒，其厚度較大約為0.5 mm。但是，發(fā)現(xiàn)在相同工藝條件下，SiC/A356復(fù)合材料鑄件不存在表皮層。由此可見，表皮層的形成與基體合金的類型緊密相關(guān)。分析發(fā)現(xiàn)6061的液相線溫度為653℃，而A356的液相線溫度為617 ℃，兩者相差36 ℃。因此，在相同的模具溫度及澆注溫度條件下，6061熔體更容易獲得較大的過冷度，在型壁處形成大量晶核，同時(shí)由于試樣冷卻速度較大，形成的晶核來不及長大，導(dǎo)致試樣表面形成了激冷晶組織即表皮層。表皮層的形成對(duì)SiC顆粒的分布存在重要影響，表皮層中SiC顆粒較為稀少。這是由于表皮層的形成能夠?qū)⒖拷捅诘念w粒推向試樣內(nèi)部，造成增強(qiáng)顆粒向鑄件內(nèi)部運(yùn)動(dòng)，圖3b為表皮層對(duì)顆粒分布的作用機(jī)理圖。此外，表皮層對(duì)壓鑄件的耐壓耐腐性能、氣密性、機(jī)加工及力學(xué)性能有著重要影響。

（a）表皮層組織   （b）作用機(jī)理圖
圖3:表皮層組織及其對(duì)SiC顆粒分布的作用機(jī)理圖

2.2 心部孔洞特征及其形成機(jī)理研究

圖5為不同壁厚SiC/6061復(fù)合材料壓鑄試樣孔洞的X-CT檢測(cè)結(jié)果，圖6為孔洞的數(shù)目與平均球度。結(jié)合圖5和圖6，可以看出試樣中的孔洞包括氣孔、氣縮孔和縮孔3種類型的孔洞。其中2 mm壁厚試樣中的孔洞分布范圍較大，遠(yuǎn)離內(nèi)澆口端出現(xiàn)了大尺寸的縮孔，孔洞的數(shù)目為1 178，平均球度為0.51，表明試樣中的孔洞以氣孔為主。4 mm壁厚試樣中的孔洞分布主要集中于試樣軸心部，且在遠(yuǎn)離內(nèi)澆口端出現(xiàn)較大尺寸的縮孔，孔洞的數(shù)目為864，平均球度為0.49，表明試樣中的孔洞以氣縮孔為主。6  mm試樣中大尺寸的縮孔數(shù)量明顯增加，且出現(xiàn)少量的長條狀縮孔，8 mm試樣中長條狀縮孔數(shù)量明顯增加，且這些長條狀縮孔與充型方向均存在一定的夾角，孔洞數(shù)目由1 684個(gè)急劇增大至2 324個(gè)。對(duì)于孔洞數(shù)目與分布的變化，研究表明，增壓壓力對(duì)氣孔壓縮作用明顯，能夠顯著減少氣孔數(shù)量。但是，由于本研究中試樣壁厚為2 mm時(shí)，試樣凝固時(shí)間較短，導(dǎo)致大量氣孔來不及被壓縮。壁厚增大為4 mm后，延長了增壓壓力的作用時(shí)間，絕大多數(shù)氣孔被壓縮從而導(dǎo)致孔洞數(shù)量明顯下降。但同時(shí)，由于顆粒對(duì)增壓壓力的傳遞存在一定的阻礙作用及熔體固相率的增大，導(dǎo)致增壓壓力的有效作用降低而形成大量縮孔。因此，隨著試樣壁厚的增大，孔洞數(shù)目先減小后增大，并逐漸向試樣軸線心部區(qū)域集中。

圖5:不同壁厚SiC/6061復(fù)合材料壓鑄試樣孔洞的3D形貌與分布特征

圖6:不同壁厚SiC/6061復(fù)合材料孔洞數(shù)目與平均球度值

對(duì)于長條狀的孔洞，壁厚為6 mm和8 mm時(shí)，試樣心部可觀察到大尺寸的長條狀的縮孔，這是由于6061合金結(jié)晶溫度范圍較寬，為528~653 ℃，且在640 ℃以下將獲得較大的固相率（> 54%），見圖7a，導(dǎo)致大壁厚鑄件心部區(qū)域趨于糊狀凝固方式。研究表明，增壓壓力作用產(chǎn)生的切應(yīng)力，能夠促使半固態(tài)晶粒發(fā)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生間隙，并最終形成缺陷帶。本研究中增壓壓力所產(chǎn)生的切應(yīng)力，會(huì)促使心部區(qū)域殘余液相在半固態(tài)晶粒間向充型方向流動(dòng)，受α-Al和SiC顆粒阻礙作用流動(dòng)方向發(fā)生偏轉(zhuǎn)，部分殘余液相形成了長條狀的小熔池，最后由于補(bǔ)縮困難，凝固收縮后便形成了長條狀縮孔，形成機(jī)理見圖7b。

(a)固相率與溫度關(guān)系曲線   (b)條狀縮孔形成機(jī)理示意圖
圖7:6061基體合金固相率與溫度關(guān)系曲線、條狀縮孔形成機(jī)理

2.3 表皮層及孔洞對(duì)力學(xué)性能的影響

圖8為壓鑄SiC/6061復(fù)合材料力學(xué)性能與孔隙率及大尺寸孔洞數(shù)目的關(guān)系。等效超過100 μm的孔洞對(duì)壓鑄件的拉伸性能影響最大，因此利用X-CT分析結(jié)果，統(tǒng)計(jì)出等效超過100 μm孔洞的數(shù)目進(jìn)行研究。從圖8中可以看出壁厚為4 mm時(shí)抗拉強(qiáng)度取得最大值228 MPa，壁厚為8 mm時(shí)伸長率取得最大值為6.5 %；壁厚為2 mm時(shí)，抗拉強(qiáng)度及伸長率分別為196 MPa和4.5%。與文獻(xiàn)相比，本研究試樣的孔隙率遠(yuǎn)高于鋁合金真空壓鑄水平（約0.4%），這可能是由于相比基體鋁合金，復(fù)合材料粘度較大，而傳熱系數(shù)有所降低的緣故；與文獻(xiàn)[23]采用擠壓鑄造法制備的SiC/6061復(fù)合材料相比，抗拉強(qiáng)度值的范圍比較接近，但本研究中的伸長率明顯的提高。另外，從圖8中可以看出，SiC/6061復(fù)合材料抗拉強(qiáng)度、孔隙率及大尺寸孔洞數(shù)目的變化規(guī)律正相反，即隨著孔隙率及大尺寸孔洞數(shù)目增大，抗拉強(qiáng)度下降。而伸長率的變化趨勢(shì)不明顯，這是由于壁厚為2 mm時(shí)，截面面積較小，在心部大尺寸孔洞的影響下更容易過早發(fā)生脆斷；而隨著壁厚增大，孔洞對(duì)截面面積的減小作用相對(duì)下降，因而伸長率有所提高并呈現(xiàn)出波動(dòng)性。

圖9為不同壁厚壓鑄SiC/6061復(fù)合材料試樣的拉伸斷口形貌。從圖9a~圖9d斷口整體形貌可以看出,試樣拉伸斷口較為平坦，表明試樣斷裂方式趨于脆性斷裂。從圖9e~圖9h可以看出，不同壁厚試樣斷口心部存在較明顯的孔洞（見圖中標(biāo)記處），心部大尺寸孔洞誘發(fā)試樣脆性斷裂，而分散的孔洞促進(jìn)了裂紋的擴(kuò)展。不難發(fā)現(xiàn)，上述斷口形貌特征印證了圖8中抗拉強(qiáng)度與孔隙率及大尺寸孔洞數(shù)目關(guān)系所呈現(xiàn)出的規(guī)律。

此外，從圖9a~圖9d還可以看出表皮層斷裂面較平坦，其中在6 mm和8 mm壁厚試樣中尤為明顯，表皮層斷裂面較寬闊而平坦。相關(guān)研究表明表皮層與試樣內(nèi)部基體組織相比，其硬度較高，具有較大的脆性。在本研究中，由于表皮層中存在少量的SiC顆粒(見圖2)，破壞了細(xì)晶組織的連續(xù)性，且這些微米級(jí)顆粒尺寸與細(xì)晶晶粒尺寸相差較大，受力過程中容易導(dǎo)致應(yīng)力集中。因此，其效果類似于夾渣物，導(dǎo)致表皮層脆性破壞，并由此顯著降低試樣截面有效作用面積。綜上所述，為提高PAMCs的力學(xué)性能，應(yīng)盡可能的減少表皮層的厚度，防止表皮層引起的脆性斷裂。

圖8:壓鑄SiC/6061復(fù)合材料的拉伸性能與孔隙率及大尺寸孔洞數(shù)目的關(guān)系

圖9:不同壁厚壓鑄SiC/6061復(fù)合材料試樣的拉伸斷口形貌

3、結(jié)論

（1）對(duì)于SiC/6061復(fù)合材料，由于基體鋁合金6061的液相線溫度較高，其壓鑄試樣容易形成較厚的表皮層（約0.5 mm）；表皮層的形成過程中能夠?qū)iC顆粒向內(nèi)部推擠，導(dǎo)致表皮層中顆粒稀少。

（2）壁厚對(duì)壓鑄SiC/6061復(fù)合材料中孔洞的類型、數(shù)目及分布均有重要影響，壁厚為2 mm時(shí)試樣凝固時(shí)間較短，大量氣孔未能被增壓壓力壓縮而分布于整個(gè)鑄件；壁厚增大為4 mm時(shí)，增壓壓力作用時(shí)間延長，絕大多數(shù)氣孔被壓縮，孔洞類型轉(zhuǎn)變?yōu)橐詺饪s孔為主且縮孔數(shù)目明顯增大，并集中于試樣軸線心部區(qū)域；壁厚增大為6 mm后，試樣心部區(qū)域傾向于糊狀凝固，在增壓壓力的影響下形成了一定數(shù)目的條狀縮孔數(shù)。

（3）試樣心部大尺寸孔洞容易成為斷裂源，而分散的孔洞促進(jìn)了裂紋的擴(kuò)展，導(dǎo)致壓鑄SiC/6061復(fù)合材料試樣脆斷力學(xué)性能偏低，抗拉強(qiáng)度的變化與孔隙率及大尺寸孔洞數(shù)目關(guān)系呈相反的規(guī)律。

（4）處于表皮層中的少量顆粒破壞了細(xì)晶組織的連續(xù)性，且受力過程中容易產(chǎn)生應(yīng)力集中，導(dǎo)致表皮層脆性破壞，亦降低了試樣的拉伸性能。綜上所述，為提高壓鑄SiC/6061復(fù)合材料的力學(xué)性能，應(yīng)優(yōu)化壓鑄工藝、選擇適當(dāng)?shù)匿X合金基體，以降低孔隙率及大尺寸孔洞數(shù)目，控制表皮層的厚度。

作者：
胡啟耀 肖鵬
南昌航空大學(xué)航空制造工程學(xué)院

郭文波 趙海東
華南理工大學(xué)國家金屬材料近凈成形工程技術(shù)研究中心

本文來自：《特種鑄造及有色合金》雜志2021年第41卷第04期