朱必武，李落星，劉 筱，王水平，張立強(qiáng)

(1. 湖南大學(xué) 汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)與制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙 410082；2. 湖南大學(xué) 機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410082)

薄壁鋁合金壓鑄充型沿程的組織與力學(xué)性能

朱必武1,2，李落星1,2，劉 筱1,2，王水平1,2，張立強(qiáng)1,2

(1. 湖南大學(xué) 汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)與制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙 410082；2. 湖南大學(xué) 機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410082)

采用壓鑄制備薄壁AlSi10MnMg鋁合金鑄件，用金相技術(shù)、密度、拉伸性能等分析方法討論澆注溫度對(duì)薄壁鋁合金壓鑄充型沿程的組織與力學(xué)性能的影響。結(jié)果表明：隨著澆注溫度的升高，試樣流動(dòng)臨界長(zhǎng)度增加，氣孔增多，α(Al)枝晶變細(xì)，抗拉強(qiáng)度和斷后伸長(zhǎng)率先增加后降低。隨著充型沿程流動(dòng)長(zhǎng)度的增加，氣孔先減少后增加，α(Al)枝晶變化不大。當(dāng)澆注溫度為650和680 ℃時(shí)，試樣抗拉強(qiáng)度和斷后伸長(zhǎng)率沿充型流動(dòng)長(zhǎng)度的增加而減小；當(dāng)澆注溫度為710和740 ℃時(shí)，試樣抗拉強(qiáng)度和斷后伸長(zhǎng)率沿充型流動(dòng)長(zhǎng)度的增加變化較小。

薄壁鋁合金；壓鑄；組織；力學(xué)性能

Abstract:The thin-wall AlSi10MnMg aluminum alloy samples were prepared by high pressure die casting. The effects of pouring temperature on the microstructure and mechanical properties along the fluidity length were discussed by metallographic techniques, density measurement and tensile tests. The results show that, with the pouring temperature increasing, the critical fluidity length and porosity increase, and α(Al) grain size decreases and the ultimate tensile strength and elongation to fracture increase firstly, and then decrease. With the increase of the fluidity length, the porosity decreases firstly and then increases, but the α(Al) grain size is insignificant. The ultimate tensile strength and elongation to fracture decrease along the fluidity length under pouring temperatures of 650 and 680 ℃. However, the difference of the ultimate tensile strength and elongation to fracture along the fluidity length under pouring temperatures of 710 and 740 ℃ is insignificant.

Key words:thin-wall aluminum alloy; high pressure die casting; microstructure; mechanical properties

薄壁鋁合金鑄件具有輕質(zhì)、力學(xué)性能優(yōu)良等特點(diǎn)，近年來，廣泛應(yīng)用于汽車車身與底盤等結(jié)構(gòu)件[1]。這類零件尺寸大且精度要求高、壁厚薄且結(jié)構(gòu)復(fù)雜，其流動(dòng)充型能力成為此類零件成形的基本問題，因?yàn)楹辖鹑垠w的流動(dòng)充型能力直接關(guān)系到零件是否能完整成形，同時(shí)也影響鑄件的組織力學(xué)性能[2?5]。壓鑄作為一種快速的近凈成型工藝，具有生產(chǎn)效率高、尺寸精度高和力學(xué)性能優(yōu)異等特點(diǎn)，特別適合于此類零件的生產(chǎn)[6]。薄壁鋁合金鑄件在壓鑄充型過程中，鋁合金熔體以很快的速度呈噴射狀壓入型腔，然后在壓力下凝固，其組織會(huì)經(jīng)歷一系列動(dòng)態(tài)變化，這種變化反過來又會(huì)影響充型過程和成形零件的性能。如果成形后零件的組織不均勻，就會(huì)產(chǎn)生力學(xué)性能的不均勻。目前的研究主要集中在各因素對(duì)鋁合金熔體流動(dòng)充型能力的影響[7?10]、成形工藝參數(shù)對(duì)成形后零件組織力學(xué)性能的影響[11?14]，對(duì)于充型過程中組織如何演變、成形工藝參數(shù)對(duì)充型過程中組織力學(xué)性能的影響研究還很少見。

為了探索薄壁鋁合金充型過程中組織力學(xué)性能沿充型長(zhǎng)度的變化規(guī)律，本文作者采用壓鑄方法鑄造薄壁AlSi10MnMg鋁合金試樣，研究壓鑄過程中澆注溫度對(duì)壓鑄流動(dòng)長(zhǎng)度和組織力學(xué)性能的影響，同時(shí)探討充型沿程流動(dòng)長(zhǎng)度上鑄件組織力學(xué)性能規(guī)律。這對(duì)優(yōu)化此類大型復(fù)雜薄壁件壓鑄工藝參數(shù)、改善壓鑄件力學(xué)性能均有積極意義。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 合金熔煉

實(shí)驗(yàn)材料選用自配制的AlSi10MnMg鋁合金，其配比成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))為 10%Si、0.6%Mn、0.4%Mg、0.2%Ti、0.02%Sr，其余為 Al。通過熱力學(xué)計(jì)算分析和實(shí)驗(yàn)測(cè)得其液、固相線溫度分別為624和552 ℃。熔煉采用井式電阻石墨坩堝爐，C2Cl6精煉除氣，Al-5Ti-B細(xì)化，Al-10%Sr變質(zhì)，然后將合金液靜置，準(zhǔn)備實(shí)驗(yàn)。

1.2 試樣制備

實(shí)驗(yàn)所用設(shè)備為江蘇灌南 125T壓鑄機(jī)，采用二級(jí)壓射速度，開始150 mm距離壓射速度為300 mm/s，最后150 mm距離壓射速度為2.4 m/s，壓射比壓為20 MPa，無設(shè)置增壓，模具試壓5～6模預(yù)熱至80～150 ℃，涂料為壓鑄用脫模劑，澆注溫度分別為 650、680、710、740 ℃。

1.3 測(cè)試分析

壓鑄制得的薄壁AlSi10MnMg鋁合金試樣如圖1所示：流動(dòng)試樣(Fluidity specimen)壁厚1.5 mm、寬10

圖1 壓鑄流動(dòng)試樣照片F(xiàn)ig.1 Photo of fluidity specimen

mm、總長(zhǎng)908 mm，且定義壓鑄充型流動(dòng)產(chǎn)生第一個(gè)明顯鑄造缺陷的長(zhǎng)度為臨界長(zhǎng)度(Critical length)，拉伸試樣取樣至臨界長(zhǎng)度處，總的充型長(zhǎng)度為極限長(zhǎng)度(Limiting length)，分別測(cè)量記錄其臨界長(zhǎng)度和極限長(zhǎng)度。

金相組織采用德國(guó)蔡司Axiovert 40 MAT金相顯微鏡觀察。密度測(cè)量采用天平/浮力法，用密度定性反映鑄件的氣孔率，密度越小，氣孔率越大。

力學(xué)性能在WDW?1000微機(jī)控制電子萬能材料試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。拉伸試樣取樣位置如圖2所示，其中心位置離流動(dòng)試樣入口處的距離分別為45、135、235、330、410、495、575、645、715、805 mm。拉伸試樣尺寸如圖3所示。

圖2 拉伸試樣取樣示意圖Fig.2 Schematic diagram of position for tensile specimens

圖3 拉伸試樣尺寸Fig.3 Dimensions of tensile specimen (mm)

2 結(jié)果與討論

2.1 澆注溫度對(duì)充型流動(dòng)長(zhǎng)度的影響

圖4所示為壓射力20 MPa、2.4 m/s壓射速度條件下試樣壓鑄充型流動(dòng)極限長(zhǎng)度、臨界長(zhǎng)度隨澆注溫度變化的規(guī)律。從圖4可以看出，薄壁試樣壓鑄充型流動(dòng)極限長(zhǎng)度、臨界長(zhǎng)度均隨澆注溫度的升高而增加，且流動(dòng)臨界長(zhǎng)度均大于530 mm。RAVI等[7]研究發(fā)現(xiàn)鋁合金熔體的流動(dòng)性隨熔體過熱的增大而增強(qiáng)；HAN和XU[8]研究發(fā)現(xiàn)在相同澆注溫度條件下，鋁合金壓鑄充型流動(dòng)長(zhǎng)度隨其固相線溫度的降低而增大。提高澆注溫度，鋁合金熔體的表觀黏度減小，充型過程中阻力減小，流動(dòng)能力增強(qiáng)，因此充型流動(dòng)長(zhǎng)度增加；同時(shí)，較高的澆注溫度會(huì)增加鋁合金熔體的過熱，熔體冷卻凝固的時(shí)間變長(zhǎng)，充型時(shí)間增加，充型流動(dòng)長(zhǎng)度變長(zhǎng)。從圖4還可以看出，試樣充型流動(dòng)長(zhǎng)度末端大部分集中在鑄件樣件拐角處(Corner point)，拐角位置見圖2，試樣的形狀很大程度上決定鑄件的充型。鋁合金熔體流經(jīng)這些拐角處時(shí)，由于沖擊碰撞引起鋁合金熔體各質(zhì)點(diǎn)流速的大小和方向發(fā)生急劇變化形成阻力[15]，充型能力減小，因此，鋁合金熔體很容易在拐角處停止流動(dòng)。

圖4 流動(dòng)試樣流動(dòng)長(zhǎng)度隨澆注溫度的變化Fig.4 Change of fluidity length of fluidity specimen with pouring temperature

2.2 澆注溫度對(duì)氣孔和組織的影響

圖5所示為壓射力20 MPa、2.4 m/s壓射速度條件下薄壁流動(dòng)試樣45 mm處金相組織。從低倍金相圖5(a)～(d)可以看出，隨著澆注溫度的升高，流動(dòng)試樣入口處的氣孔逐漸增多，形態(tài)從大尺寸卷氣型氣孔轉(zhuǎn)變成彌散分布?xì)饪?。壓鑄過程中，鋁合金熔體以高速、高壓方式壓入型腔，充型過程中會(huì)產(chǎn)生強(qiáng)烈的紊流、噴射，合金液前端會(huì)產(chǎn)生斷裂，甚至局部產(chǎn)生霧化，使得型腔中部分空氣來不及排出，卷入到金屬液內(nèi)部一起充填型腔，并在后續(xù)的壓力作用下縮小、變形，最終留在鑄件內(nèi)部形成卷氣、孔洞等缺陷[11?12]。且澆注溫度越高，鋁合金熔體充型流動(dòng)能力越好，充型速度越快，產(chǎn)生紊流、卷氣的可能性越大，氣孔越多。

從高倍金相圖5(a′)～(d′)可以看出，隨著澆注溫度的升高，流動(dòng)試樣45 mm處α(Al)枝晶越來越細(xì)。澆注溫度較低時(shí)，試樣α(Al)枝晶呈現(xiàn)不規(guī)則的塊狀，晶粒尺寸較粗大且分布不均勻，沒有明顯的二次枝晶臂；隨著澆注溫度的升高，試樣α(Al)轉(zhuǎn)變?yōu)椴灰?guī)則的薔薇狀或球狀，晶粒尺寸明顯細(xì)化、分布也更均勻。實(shí)驗(yàn)中試樣壁厚只有1.5 mm，凝固過程中熔體凝固釋放的凝固潛熱有限，即使在不同的澆注溫度條件下，模具被加熱后的溫升差別很小，因此，合金在凝固時(shí)的冷卻速度差別亦很小，如果沒有其他外界因素影響相同冷卻速度條件下，α(Al)枝晶大小應(yīng)該差別不大。然而，壓鑄過程中，鋁合金熔體在沖頭的速度和壓力下充型凝固，且鋁合金熔體從鑄型表面向鑄件中心順序凝固，鑄件中心流動(dòng)性較好，鑄件中心存在流動(dòng)通道(Flow channel)，沖頭壓力迫使鋁合金熔體穿過流動(dòng)通道，迫使枝晶破碎變細(xì)[13]。澆注溫度越高，鋁合金熔體的充型流動(dòng)性越好，鋁合金熔體穿過流動(dòng)通道的速度和壓力越大，沖頭壓力迫使α(Al)枝晶破碎變細(xì)的作用更明顯，晶粒變細(xì)。

圖6和7所示為壓射力20 MPa、2.4 m/s壓射速度條件下澆注溫度為 680 ℃時(shí)流動(dòng)試樣充型沿程流動(dòng)長(zhǎng)度上的金相組織。

圖5 流動(dòng)試樣45 mm處不同澆注溫度下的金相組織Fig.5 Micrographs of fluidity specimens (at 45 mm) at different pouring temperatures: (a), (a′) 650 ℃; (b), (b′) 680 ℃; (c), (c′)710 ℃; (d), (d′) 740 ℃

從圖 6低倍金相圖(a)～(f)中可以看出，當(dāng)澆注溫度為680 ℃時(shí)，隨著充型沿程流動(dòng)長(zhǎng)度的增加，試樣中多為卷氣型氣孔，數(shù)量先減少后增加，但變化規(guī)律不明顯。這是因?yàn)楫?dāng)澆注溫度較低時(shí)，鋁合金熔體表觀粘度較大，充型流動(dòng)能力差，型腔中氣體排溢不通暢；隨著充型沿程流動(dòng)長(zhǎng)度的增加，氣體排溢有所改善；隨著充型沿程流動(dòng)長(zhǎng)度的進(jìn)一步增加，熔體溫度進(jìn)一步降低，熔體開始發(fā)生凝固，熔體固相率不斷提高，熔體充型性變差，熔體前端長(zhǎng)時(shí)間與空氣接觸，很容易形成氧化夾雜、卷氣等缺陷。

從圖 7高倍金相圖(a)～(f)中可以看出，當(dāng)澆注溫度為680 ℃時(shí)，隨著充型沿程流動(dòng)長(zhǎng)度的增加，α(Al)枝晶大小變化不大。壓鑄中枝晶大小主要取決于冷卻速度和加壓條件，實(shí)驗(yàn)中試樣壁厚只有1.5 mm，凝固過程中熔體凝固釋放的凝固潛熱有限，即使鋁合金熔體溫度在充型沿程過程中有所降低，但模具被加熱后的溫升差別很小，因此，合金在凝固時(shí)的冷卻速度差別亦很小，α(Al)枝晶大小差別不大。

圖8和9所示為壓射力為20 MPa、壓射速度為2.4 m/s、澆注溫度為740 ℃時(shí)流動(dòng)試樣沿程流動(dòng)長(zhǎng)度上的金相組織。從圖8低倍金相圖(a)～(h)中可以看出，當(dāng)澆注溫度為740 ℃時(shí)，試樣中的氣孔先減少后增加。流動(dòng)試樣入口處為大量的彌散型氣孔，隨著充型沿程流動(dòng)長(zhǎng)度的增加，彌散氣孔的尺寸變小、數(shù)量減少，隨著充型沿程流動(dòng)長(zhǎng)度的進(jìn)一步增加，氣孔轉(zhuǎn)變?yōu)榫須庑蜌饪祝瑪?shù)量增多，規(guī)律變化相比圖6中澆注溫度為680 ℃時(shí)明顯。實(shí)驗(yàn)流動(dòng)試樣壁薄、充型流動(dòng)長(zhǎng)度長(zhǎng)，壓鑄過程中，入口處位置熔體最先充型，大量氣體來不及排溢，快速噴射狀的紊流熔體迫使氣體彌散分布于試樣中；隨著充型沿程流動(dòng)長(zhǎng)度增加，熔體溫度不斷降低、流動(dòng)阻力增大、流速不斷減慢，氣體排溢效果較入口處變好，彌散氣孔數(shù)量減少、大小變小；隨著充型沿程流動(dòng)長(zhǎng)度的進(jìn)一步增加，熔體溫度進(jìn)一步降低，熔體開始發(fā)生凝固，熔體固相率不斷提高，熔體充型性變差，熔體前端長(zhǎng)時(shí)間與空氣接觸，很容易形成氧化夾雜、卷氣等缺陷。

圖7 流動(dòng)試樣澆注溫度為680 ℃時(shí)沿程流動(dòng)長(zhǎng)度上的高倍金相組織Fig.7 Micrographs along fluidity length of fluidity specimen at pouring temperature of 680 ℃: (a) 45 mm; (b) 135 mm; (c) 235 mm; (d) 330 mm; (e) 410 mm; (f) 495 mm

從圖9高倍金相圖(a)～(h)中可以看出，當(dāng)澆注溫度為740 ℃時(shí)，隨著充型沿程流動(dòng)長(zhǎng)度的增加，α(Al)枝晶大小變化亦不大。因此，綜合圖7和9可以說明，充型沿程流動(dòng)長(zhǎng)度對(duì)α(Al)枝晶大小影響很小。

2.3 澆注溫度對(duì)密度的影響

圖10所示為壓射力20 MPa、2.4 m/s壓射速度條件下流動(dòng)試樣45 mm處密度隨澆注溫度變化的規(guī)律。由圖10可看出，流動(dòng)試樣入口處密度隨澆注溫度的升高先增加后減小。澆注溫度越高，鋁合金熔體中氫溶解度升高，熔體溫度越高其流動(dòng)充型性越好，越快的充型速度氣體越難以排溢，因此會(huì)有更多的氣體存于試樣中，密度降低[11]；另一方面，澆注溫度越高熔體流動(dòng)充型性越好，壓射壓力可以很好地作用其充型凝固，密度變大[12]。在兩者的作用下，流動(dòng)試樣入口處的密度呈現(xiàn)隨澆注溫度的升高先增加后減小。

圖8 流動(dòng)試樣澆注溫度為740 ℃時(shí)沿程流動(dòng)長(zhǎng)度上的低倍金相組織Fig.8 Macrostructures along fluidity length of fluidity specimen at pouring temperature of 740 ℃: (a) 45 mm; (b) 235 mm; (c) 410 mm; (d) 495 mm; (e) 575 mm; (f) 645 mm; (g) 715 mm; (h) 805 mm

圖9 流動(dòng)試樣澆注溫度為740 ℃時(shí)沿程流動(dòng)長(zhǎng)度上的高倍金相組織Fig.9 Micrographs along fluidity length of fluidity specimen at pouring temperature of 740 ℃: (a) 45 mm; (b) 235 mm; (c) 410 mm; (d) 495 mm; (e) 575 mm; (f) 645 mm; (g) 715 mm; (h) 805 mm

圖11所示為壓射力20 MPa、壓射速度2.4 m/s不同澆注溫度條件下流動(dòng)試樣充型沿程流動(dòng)長(zhǎng)度上密度變化的規(guī)律。由圖11可看出，澆注溫度為650 ℃、680℃時(shí)，試樣的密度隨沿程流動(dòng)長(zhǎng)度的增加而減??；澆注溫度為710 ℃、740 ℃時(shí)，試樣密度隨沿程流動(dòng)長(zhǎng)度的增加雖有波動(dòng)，但變化不大。較低的澆注溫度會(huì)減弱鋁合金熔體的充型性，且較低澆注溫度的熔體很容易發(fā)生凝固，壓射壓力對(duì)其凝固作用減弱，隨著沿程流動(dòng)長(zhǎng)度的增加這種趨勢(shì)越明顯，密度下降；反之，較高的澆注溫度會(huì)增強(qiáng)鋁合金熔體的充型性，壓射壓力可以很好地作用其充型凝固，隨著沿程流動(dòng)長(zhǎng)度的增加密度下降趨勢(shì)變小，另一方面隨著沿程流動(dòng)長(zhǎng)度的增加試樣中氣體更容易排溢，密度變大。

圖10 流動(dòng)試樣45 mm處密度隨澆注溫度變化規(guī)律Fig.10 Change of density of fluidity specimens at position of 45 mm with different pouring temperature

圖11 不同澆注溫度下沿程流動(dòng)長(zhǎng)度上密度的變化規(guī)律Fig.11 Change of density along fluidity length at different pouring temperatures

2.4 澆注溫度對(duì)力學(xué)性能的影響

圖12所示為壓射力20 MPa、壓射速度2.4 m/s條件下流動(dòng)試樣45 mm處抗拉強(qiáng)度、斷后伸長(zhǎng)率隨澆注溫度變化的規(guī)律。

圖12 流動(dòng)試樣45 mm處力學(xué)性能隨澆注溫度變化Fig.12 Change of mechanical properties of fluidity sample at position of 45 mm with pouring temperature

從圖12可以看出，流動(dòng)試樣入口處抗拉強(qiáng)度、斷后伸長(zhǎng)率均隨澆注溫度的升高先增加后降低，此變化規(guī)律同圖 10中流動(dòng)試樣入口處的密度變化規(guī)律保持一致，峰值溫度有所提前。壓鑄過程中，氣孔是最為常見的缺陷之一，它能顯著降低壓鑄件的力學(xué)性能。氣孔率最常見的評(píng)定形式是鑄件的密度，密度的大小可以定性判斷壓鑄件內(nèi)含有氣孔的多少。密度越大，氣孔越少，性能越好[11?12,14]。因此，可以說氣孔是影響薄壁壓鑄件性能的主要因素。

圖13所示為壓射力20 MPa、壓射速度2.4 m/s不同澆注溫度條件下流動(dòng)試樣充型沿程流動(dòng)長(zhǎng)度上抗拉強(qiáng)度、斷后伸長(zhǎng)率變化規(guī)律。

由圖13可看出，當(dāng)澆注溫度為650和680 ℃時(shí)，試樣的抗拉強(qiáng)度和斷后伸長(zhǎng)率沿程流動(dòng)長(zhǎng)度的增加而減小；溫度為710 ℃和740 ℃時(shí)，試樣的抗拉強(qiáng)度和斷后伸長(zhǎng)率沿程流動(dòng)長(zhǎng)度雖有波動(dòng)，但變化不大。此變化規(guī)律和圖 11中流動(dòng)試樣沿程流動(dòng)長(zhǎng)度位置上密度變化規(guī)律一致，流動(dòng)試樣沿程流動(dòng)長(zhǎng)度位置上α(Al)枝晶變化不大，因此，可以說流動(dòng)試樣沿程流動(dòng)長(zhǎng)度位置上其力學(xué)性能主要取決于其氣孔率，氣孔率越大，性能越差。

圖13 不同澆注溫度下流動(dòng)試樣沿程流動(dòng)長(zhǎng)度上抗拉強(qiáng)度和斷后伸長(zhǎng)率的變化Fig.13 Ultimate tensile strength ((a), (b)) and elongation ((c), (d)) along fluidity length at different pouring temperatures

3 結(jié)論

1) 1.5 mm壁厚AlSi10MnMg鋁合金壓鑄流動(dòng)試樣充型流動(dòng)臨界長(zhǎng)度隨澆注溫度的升高而增加，且臨界長(zhǎng)度均大于530 mm。

2) 氣孔隨澆注溫度的升高而增多，隨充型沿程流動(dòng)長(zhǎng)度的增加先減少后增加。

3)α(Al)枝晶隨澆注溫度的升高而變細(xì)，隨充型沿程流動(dòng)長(zhǎng)度的增加變化不大。

4) 試樣抗拉強(qiáng)度和斷后伸長(zhǎng)率隨澆注溫度的升高先增加后降低，當(dāng)溫度為650 ℃、680 ℃時(shí)，試樣抗拉強(qiáng)度、斷后伸長(zhǎng)率隨充型沿程流動(dòng)長(zhǎng)度的增加而減?。划?dāng)溫度為710 ℃和740 ℃時(shí)，試樣抗拉強(qiáng)度、斷后伸長(zhǎng)率隨充型沿程流動(dòng)長(zhǎng)度的增加變化不大。

REFERENCES

[1] TAUB A I, KRAJEWSKI P E, LUO A A, OWENS J N. The evolution of technology for materials processing over the last 50 years: The automotive example[J]. Journal of the Minerals Metals and Materials Society, 2007, 2: 48?57.

[2] ZHANG Tie-jun, GUO Jing-jie, SU Yan-qing. Effect of traveling magnetic on mould-filling length of the A357 melt during casting thin walled plate[J]. Journal of Materials Science and Technology, 2003, 19(1): 43?46.

[3] KULASEGARAM S, BONET J, LEWIS J. High pressure die casting simulation using a Lagrangian particle method[J].Communicationg in Numerical Methods in Engineering, 2003,19(9): 679?687.

[4] ZHANG Li-qiang, LI Luo-xing, ZHU Bi-wu. Simulation study on the low pressure die casting (LPDC) process for thin-walled aluminum alloy casting with permanent mold[J]. Materials and Manufacturing Processes, 2009, 24: 1349?1353.

[5] 譚建波, 刑書明, 李立新. 半固態(tài)A356合金流變充型的極限長(zhǎng)度[J]. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào), 2006, 16(9): 1500?1509.TAN Jian-bo, XING Shu-ming, LI Li-xin. Limiting length of semi-solid A356 alloy rheological filling[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2006, 16(9): 1500?1509.

[6] FRANKE R, DRAGULIN D, ZOVI A, CASAROTTO F.Progress in ductile aluminum high pressure die casting alloys for the automotive industry[J]. Metallurgia Italiana, 2007, 5: 21?26.

[7] RAVI K R, PILLAI R M, AMARANATHAN K R, PAI B C,CHAKRABORTY M. Fluidity of aluminum alloys and composite: A review[J]. Journal of Alloys and Compounds, 2008,456: 201?210.

[8] HAN Qing-you, XU Han-bing. Fluidity of alloys under high pressure die casting condition[J]. Scripta Materialia, 2005, 53:7?10.

[9] KWON Y D, LEE Z Y. The effect of grain refining and oxide inclusion on the fluidity of Al-4.5Cu-0.6Mn and A356 alloys[J].Materials Science and Engineering A, 2003, 360: 372?376.

[10] SABATINO M D, AMBERG L, RORVIK S. The influence of oxide inclusions on the fluidity of Al-7wt.%Si alloys[J].Materials Science and Engineering A, 2005, 413/414: 272?276.

[11] VERRAN G O, MENDES R P K, VALENTINA L V O D. DOE applied to optimization of aluminum alloy die castings[J].Journal of Materials Processing Technology, 2008, 200:120?125.

[12] 趙 鑫, 曾小勤, 陳 彬, 丁文江. 壓鑄工藝參數(shù)對(duì)鋁合金汽缸體孔隙率的影響[J]. 特種鑄造及有色合金, 2009, 29(1):36?38.ZHAO Xin, ZENG Xiao-qin, CHEN bin, DING Wen-jiang.Influences of die casting parameters on the porosity in aluminum alloy air-conditioning compressor cylinder[J]. Special Casting &Nonferrous Alloys, 2009, 29(1): 36?38.

[13] 傳海軍, 黃曉峰, 毛祖莉, 田載友. 壓鑄工藝對(duì)鋁合金組織性能影響的研究進(jìn)展[J]. 新技術(shù)新工藝, 2007, 10: 21?24.CHUAN Hai-jun, HUANG Xiao-feng, MAO Zu-li, TIAN Zai-you. Research progress on the influence of die casting process on structure and performance of aluminium alloy[J]. New Technology & New Process, 2007, 10: 21?24.

[14] 紀(jì)蓮清, 郭長(zhǎng)江, 熊守美. 超低速壓鑄慢壓射速度下 ADC12鋁合金的顯微組織和性能[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(bào): 自然科學(xué)版,2010, 41(3): 977?981.JI Lian-qing, GUO Chang-jiang, XIONG Shou-mei.Microstructure and mechanical properties of ADC12 aluminum alloy under super slow speed die castings with low shot speed[J].Journal of Central South University: Science and Technology,2010, 41(3): 977?981.

[15] 朱愛民. 流體力學(xué)基礎(chǔ)[M]. 北京: 中國(guó)計(jì)量出版社, 2004:111?113.ZHU Ai-ming. Basic fluid mechanics[M]. Beijing: China Metrology Publishing House, 2004: 111?113.

(編輯 李艷紅)

Microstructure and mechanical properties along fluidity length of thin-wall aluminum alloy under high pressure die casting conditions

ZHU Bi-wu1,2, LI Luo-xing1,2, LIU Xiao1,2, WANG Shui-ping1,2, ZHANG Li-qiang1,2
(1. State Key Laboratory of Advanced Design and Manufacturing for Vehicle Body, Hunan University,Changsha 410082, China;2. College of Mechanical and Vehicle Engineering, Hunan University, Changsha 410082, China)

TG249.2

A

1004-0609(2012)08-2163-11

國(guó)家自然科學(xué)基金面上項(xiàng)目(51075132)；湖南省杰出青年基金(09JJ1007)；高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專項(xiàng)科研基金(20090161110027)

2011-08-01；

2011-11-11

李落星，教授，博士；電話：0731-88821950；E-mail: llxly2000@163.com