陳剛,劉春錚，陳杰，湯漢良

(1湖南大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410082; 2廣州浩宇化工科技有限公司，廣東 廣州 510540)

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噴射沉積顆粒梯度增強(qiáng)鋁合金活塞的鍛壓工藝*

陳剛1?,劉春錚1，陳杰1，湯漢良2

(1湖南大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410082; 2廣州浩宇化工科技有限公司，廣東 廣州 510540)

提出了采用噴射沉積高硅鋁合金碳化硅梯度增強(qiáng)復(fù)合材料，進(jìn)行墩擠鍛壓制備汽車發(fā)動(dòng)機(jī)活塞的方法，設(shè)計(jì)了該方法所用的活塞鍛壓模具，并研究了變形速率、始鍛溫度、坯料保溫時(shí)間等工藝參數(shù)對(duì)梯度增強(qiáng)高硅鋁合金活塞鍛件組織及力學(xué)性能的影響.結(jié)果表明：所提出的方法可以制備出碳化硅梯度分布的鋁合金活塞，活塞壁部外表面沿裙部末端至環(huán)槽區(qū)碳化硅分布為3.7%～13.6%；且最佳的鍛壓工藝參數(shù)為：變形速率為0.05 s-1，始鍛溫度為465 ℃，坯料保溫時(shí)間為2 h.活塞取樣并經(jīng)固溶+時(shí)效熱處理后，其性能指標(biāo)為抗拉強(qiáng)度達(dá)382 MPa，延伸率為6.0%.

鋁合金活塞；鍛壓工藝；噴射沉積；梯度復(fù)合材料

活塞是內(nèi)燃機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)的關(guān)鍵基礎(chǔ)件，它在高溫高壓下，與活塞環(huán)、氣缸壁之間不斷產(chǎn)生摩擦，工作條件非常惡劣，因此活塞材料要求密度低、導(dǎo)熱性好、熱膨脹系數(shù)低、耐磨性能優(yōu)良、并具有良好的高溫強(qiáng)度及彈性模數(shù)[1].碳化硅增強(qiáng)高硅鋁合金復(fù)合材料具有低密度、低熱膨脹系數(shù)，尤其是優(yōu)異的耐磨耐蝕性能，特別適合于諸如活塞工況條件使用的材料，并且在汽車、航空航天、電子封裝等領(lǐng)域都有廣泛應(yīng)用[2-3]，如發(fā)動(dòng)機(jī)活塞、飛船框體、機(jī)車制動(dòng)盤等[4-5]，具有廣闊的應(yīng)用前景.

噴射沉積是制備顆粒增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料的理想方法[6-7]，可實(shí)現(xiàn)快速凝固組織、陶瓷顆粒含量和分布可控，性能優(yōu)異.但基于其工藝本身的特點(diǎn)，難以制備如活塞部件的異型件，同時(shí)噴射沉積制備的金屬基復(fù)合材料因陶瓷顆粒與金屬間膨脹系數(shù)不同或霧化氣體轉(zhuǎn)入霧化液滴等原因而存在一定體積分?jǐn)?shù)的非連通孔隙[8]，一般需要進(jìn)行后續(xù)致密化加工.

基于此，本文提出了采用噴射沉積梯度復(fù)合材料制備專利裝置[9]所制備高硅鋁合金碳化硅梯度增強(qiáng)復(fù)合材料，進(jìn)行墩擠鍛壓制備汽車發(fā)動(dòng)機(jī)活塞的方法，在實(shí)現(xiàn)坯件致密化的同時(shí)制備出高硅鋁合金復(fù)合材料活塞.同時(shí)，獲得碳化硅沿活塞內(nèi)外壁部及活塞裙部厚度方向梯度分布的活塞鍛件，使活塞整體的強(qiáng)韌.表面耐磨性能得以顯著提高.本文還研究了噴射沉積高硅鋁合金熱模鍛過(guò)程中，各工藝參數(shù)對(duì)梯度增強(qiáng)高硅鋁合金活塞鍛件組織及力學(xué)性能的影響，從而制定出合理的活塞熱模鍛成形工藝.

1 試驗(yàn)過(guò)程

1.1 試驗(yàn)材料

考慮到耐磨性及其膨脹性能，以及噴射沉積工藝特點(diǎn)，選擇高硅鋁合金作為基體材料，增強(qiáng)相為SiC顆粒，基體合金的具體成分為：Al-20%Si-3%Cu-0.8%Mg-0.3%Mn-0.2%Zr；噴射沉積工藝參數(shù)見(jiàn)表1.由輸送SiCp螺旋桿轉(zhuǎn)速的改變控制碳化硅輸送量的連續(xù)變化，可實(shí)現(xiàn)復(fù)合材料中SiC顆粒連續(xù)梯度分布，將制得的坯料加工成Φ70×80 mm錠坯，作為后續(xù)墩擠/鍛壓原坯.采用溶出法測(cè)得該錠坯SiC顆粒由上表層至下表層含量(質(zhì)量分?jǐn)?shù))從0%變化到20%.

表1 制備Al-20%Si/SiCp梯度復(fù)合材料工藝參數(shù)Tab.1 The preparation process parameters of Al-20%Si/SiCp graded composite materials

1.2 試驗(yàn)過(guò)程及原理

活塞的墩擠/鍛壓過(guò)程及原理如圖1所示.

(a) (b) (c) (d) (e)圖1 梯度復(fù)合材料活塞的墩擠/鍛壓原理示意圖 1—噴射沉積梯度復(fù)合材料錠坯；2—模膛；3—預(yù)壓 壓頭；4—預(yù)壓件；5—終鍛壓頭；6—壓頭導(dǎo)套；7—活塞終鍛件Fig.1 The forging method of gradient composite piston 1—ingot blank of gradient composite materials;2—die cavity;3—dummying indenter;4—dummying piston; 5—fish forging indenter;6—guide sleeve of indenter; 7—fish forging piston

如圖1，試驗(yàn)首先將SiC從上至下含量0%到20%的錠坯1(陰影濃淡示意SiC含量的多少)置于模膛2中，采用預(yù)壓壓頭3進(jìn)行致密化預(yù)鍛(圖1(a)(b))，而后更換終鍛壓頭5(圖1(c))，壓頭在導(dǎo)套6的導(dǎo)向下對(duì)模膛中的坯件4進(jìn)行墩擠， SiC含量較高的底部坯料受壓應(yīng)力及模膛對(duì)其的橫向應(yīng)力作用，沿模膛內(nèi)壁包圍壓頭5翻上流動(dòng)，坯件底部逐漸擠壓成活塞外壁，上部構(gòu)成活塞的連桿凸臺(tái)和內(nèi)壁(圖1(d))，最后獲得碳化硅沿活塞內(nèi)外壁部及活塞裙部表面梯度分布的活塞鍛件7(圖1(e)).

模具的結(jié)構(gòu)如圖2所示，鍛件7經(jīng)機(jī)加工后實(shí)物如圖3.

圖2 活塞墩擠/鍛壓模具結(jié)構(gòu)Fig.2 The forging mold structure of piston

圖3 活塞件實(shí)物照片F(xiàn)ig.3 The product picture of piston

1.3 試驗(yàn)工藝參數(shù)

采用了不同墩擠/鍛壓工藝(如表2所示)以研究工藝參數(shù)對(duì)梯度增強(qiáng)高硅鋁合金活塞鍛件組織及力學(xué)性能的影響.活塞經(jīng)鍛壓后，對(duì)2#樣活塞各部位(如圖4所示)取樣進(jìn)行碳化硅含量觀察.在不同鍛壓工藝鍛壓活塞樣品相同位置處進(jìn)行固溶(480 ℃，1.75 h)+時(shí)效(175 ℃，7.5 h)熱處理，獲得最終性能指標(biāo).

表2 鍛壓工藝參數(shù)表Tab.2 The parameters of forging process

圖4 2#樣取樣示意圖Fig.4 Sampling diagram of 2# piston

熱模鍛在普通雙動(dòng)Y32-315四柱液壓機(jī)(最大工作壓力為25 MPa)上進(jìn)行，模具和坯料分別采用內(nèi)置電熱管加熱(350 ℃)和外置電爐加熱.樣品經(jīng)拋光和腐蝕后(腐蝕試劑0.5 mL HF+1.5 mL HCl+2.5 mL HNO3+99.5 mL H2O)，然后在金相顯微鏡下觀察組織；熱處理后的拉伸試驗(yàn)在Instron8032試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，拉伸速度為 0.5 mm/min.

2 結(jié)果與討論

2.1 流動(dòng)規(guī)律

圖5為試樣2中位置2～4及位置6～8的典型金相組織，從圖中可以看出，活塞裙部?jī)?nèi)、外表面SiCP分布均是從底部至端部依次減少，尤其在中部及端部更為明顯.對(duì)樣品進(jìn)行硬度檢測(cè)，見(jiàn)圖6.

圖5 2#樣各部位的典型金相組織Fig.5 Microstructure of 2# piston in different positions

圖6 2#樣各部位硬度值Fig.6 Hardness of 2# piston in different positions

采用萃取法測(cè)定活塞各部位中SiC顆粒的質(zhì)量分?jǐn)?shù)如圖7所示.

圖7 活塞鍛件各部位SiC顆粒的質(zhì)量分?jǐn)?shù)Fig.7 Mass fraction of SiCp in forging piston

從圖中可以看出，活塞內(nèi)、外表面SiC含量均表現(xiàn)出差異，外表面中SiC質(zhì)量百分?jǐn)?shù)均高于相應(yīng)部位的內(nèi)表面，其中以活塞頂部表現(xiàn)最為突出.活塞完全成型時(shí)，活塞頂部從內(nèi)表面的9.4%升至外表面的25.7%；另外，從活塞壁部?jī)?nèi)、外表面SiC顆粒的質(zhì)量分?jǐn)?shù)沿裙部末端至環(huán)槽區(qū)方向從3.7%逐漸增加到13.6%，3.4%逐漸增加到13.0%.

鋁合金模鍛件金屬流動(dòng)方向是決定一個(gè)模鍛件力學(xué)性能高低的關(guān)鍵因素.采用自行設(shè)計(jì)的墩擠鍛壓裝置，金屬流動(dòng)符合反擠壓塑性流動(dòng)規(guī)律，金屬流動(dòng)方向與反擠壓方向平行，金屬流線沿模鍛件截面外形分布，避免了纖維組織被切斷.同時(shí)，實(shí)現(xiàn)了噴射沉積梯度復(fù)合材料中，底部SiCP集中層流向活塞的裙部，較為集中分布在活塞裙部的表面，該方法所制備的活塞，其摩擦性能得到顯著提高.

2.2 梯度復(fù)合材料Al-20%Si/SiCp活塞熱模鍛工藝

作為發(fā)動(dòng)機(jī)活塞的Al-20%Si/SiCp梯度復(fù)合材料應(yīng)具有均勻分布的硅相和SiC顆粒，以及細(xì)小的第二相，經(jīng)熱處理工藝后能使活塞具有良好的耐磨性.所以其鍛壓工藝主要應(yīng)保證材料良好的致密化，Si相和第二相的細(xì)化[10].

2.2.1 變形速率

圖8中1#和2#樣分別是活塞采用變形速率為0.03 s-1和0.05 s-1成型的室溫拉伸性能.當(dāng)變形速率從0.03 s-1提高至0.05 s-1時(shí)，活塞鍛件的抗拉強(qiáng)度相應(yīng)地從350 MPa提升至382 MPa，提升幅度為9.1%，延伸率則從6.4%降到6.0%.2#樣品硬度值為158 HB.可見(jiàn)變形速率0.05 s-1時(shí)，其力學(xué)性能優(yōu)于0.03 s-1時(shí)成形.

圖8 1#和2#樣拉伸力學(xué)性能Fig.8 Tensile mechanical properties of 1#,2# piston

變形速率是熱模鍛工藝中一個(gè)重要工藝參數(shù)，當(dāng)?shù)陀谂R界值時(shí)，金屬的變形抗力增加，塑性減小.當(dāng)高于臨界值時(shí)，由于塑性變形產(chǎn)生的熱效應(yīng)加快了再結(jié)晶過(guò)程，使金屬的塑性提高；同時(shí)，降低了摩擦系數(shù)，從而降低變形抗力，改善變形的不均勻性，鍛造性能得以改善.當(dāng)變形速率從0.03 s-1提高至0.05 s-1時(shí)，迅速加壓，使金屬的溫度升高，加快了再結(jié)晶過(guò)程，有利于熱模鍛過(guò)程中金屬的成形、結(jié)晶和塑性變形.

圖9為該組鍛壓工藝鍛壓后的顯微組織.鍛壓后高硅鋁合金已基本達(dá)到致密化要求，基體中未見(jiàn)大孔隙殘留，噴射沉積過(guò)程中由SiCp加入帶來(lái)的大量孔隙和組織的疏松已被壓實(shí).對(duì)比照片，可見(jiàn)變形速率為0.05 s-1時(shí)，金屬的塑性流動(dòng)性能較好，鍛壓過(guò)程孔隙有良好的焊合，基體組織致密化程度較高，由于再結(jié)晶造成的初晶硅長(zhǎng)大情況不明顯，硅相尺寸較為細(xì)小.

圖9 不同變形速率下的微觀組織(1#,2#樣)Fig.9 Microstructure of different forging rates (1#,2# piston)

2.2.2 始鍛溫度

圖10中2#，3#和4#樣分別是活塞采用始鍛溫度為465 ℃，485 ℃和505 ℃成型的室溫拉伸性能.當(dāng)始鍛溫度從465 ℃提高至505 ℃時(shí)，活塞鍛件的抗拉強(qiáng)度相應(yīng)地從382 MPa下降至344 MPa，下降幅度約為10.0%，延伸率則從6.0%升到6.5%.此外硬度值也有相應(yīng)降低.可見(jiàn)始鍛溫度465℃時(shí)，其力學(xué)性能優(yōu)于485 ℃和505 ℃時(shí)成形.

圖10 2#,3#和4#樣拉伸力學(xué)性能Fig.10 Tensile mechanical properties of 2#,3# and 4#piston

始鍛溫度的選擇是鍛壓工藝中的關(guān)鍵因素.若始鍛溫度過(guò)低，則在鍛壓過(guò)程中，坯料的變形抗力較大，鍛件容易出現(xiàn)開(kāi)裂現(xiàn)象，同時(shí)需要很大的鍛壓壓力才能使坯料充分的致密化；另外，始鍛溫度過(guò)高時(shí)，材料中會(huì)產(chǎn)生液相，使得鍛壓過(guò)程中復(fù)合材料中SiCp過(guò)多流動(dòng)，且基體組織發(fā)生較大變化，破壞梯度復(fù)合材料的特征.另外，梯度復(fù)合材料Al-20%Si/SiCp為多孔材料，在熱壓或擠壓變形過(guò)程中，隨變形溫度的升高，孔洞的嚴(yán)重性會(huì)有所增加，在更高的溫度下，孔洞會(huì)互相連接，從而導(dǎo)致團(tuán)聚現(xiàn)象的出現(xiàn)[11].

始鍛溫度為465 ℃時(shí)，金屬的變形抗力減小，鍛壓可以改變金屬組織，提高金屬性能.鑄錠經(jīng)過(guò)熱鍛壓后，原來(lái)的鑄態(tài)疏松、孔隙、微裂等被壓實(shí)或焊合，枝狀結(jié)晶被打碎，使晶粒變細(xì)，從而獲得內(nèi)部密實(shí)、均勻、細(xì)微、綜合性能好、使用可靠的活塞鍛件，但始鍛溫度升至505 ℃，過(guò)高的始鍛溫度會(huì)引起顆粒間及孔洞界面間氧化加劇，降低了鍛壓件質(zhì)量.

圖11為該組鍛壓工藝鍛壓后的顯微組織，對(duì)比照片，隨鍛壓溫度提高從465 ℃提高至505 ℃，組織有明顯的過(guò)熱現(xiàn)象，SiC顆粒明顯地集中分布，有團(tuán)聚現(xiàn)象，伴隨較多孔洞，明顯影響活塞鍛件的力學(xué)性能.

圖11 不同始鍛溫度下的微觀組織(2#,3#和4#)Fig.11 Microstructure of different initial forging temperatures(2#,3# and 4#)

2.2.3 坯料保溫時(shí)間

圖12中3#，5#，6#和7#樣分別是活塞采用坯料保溫時(shí)間為1 h，2 h，3 h和4 h成型的室溫拉伸性能.當(dāng)坯料保溫時(shí)間從1 h提高至4 h時(shí)，活塞鍛件的抗拉強(qiáng)度先是提高，然后降低，其中坯料保溫時(shí)間為2 h時(shí)，活塞鍛件的抗拉強(qiáng)度達(dá)到最大值，為380 MPa，延伸率為6.0%.可見(jiàn)坯料保溫時(shí)間為2 h時(shí)，其力學(xué)性能優(yōu)于其他保溫時(shí)間成形.

圖12 3#,5#,6#和7#樣拉伸力學(xué)性能Fig.12 Tensile mechanical properties of 3#, 5#,6#and 7#piston

為保證坯料里外溫度均勻，鍛坯表面加熱到所需溫度后還應(yīng)保溫一定時(shí)間，保溫時(shí)間與金屬的導(dǎo)熱系數(shù)﹑鍛坯的截面尺寸和在爐內(nèi)的放置狀態(tài)有關(guān).坯料保溫時(shí)間為1 h時(shí)，表層與心部之間溫差較大，從而在心部出現(xiàn)大的熱應(yīng)力，導(dǎo)致力學(xué)性能降低.當(dāng)坯料保溫時(shí)間上升至2 h時(shí)，坯料溫度沿截面的分布達(dá)到一致，并使其組織和成分分布一致，避免發(fā)生不均勻變形.在高溫時(shí)長(zhǎng)時(shí)間保溫，超過(guò)2 h時(shí)，易產(chǎn)生過(guò)熱，質(zhì)量不穩(wěn)定，保溫時(shí)間過(guò)長(zhǎng)，容易粗晶.圖13為該組鍛壓工藝鍛壓后的顯微組織，對(duì)比可見(jiàn)，坯料保溫時(shí)間3 h和4 h(6#和7#)，出現(xiàn)孔隙現(xiàn)象，致密性不高，長(zhǎng)時(shí)間保溫，影響金屬流動(dòng)性，也使鍛件的力學(xué)性能下降.

圖13 不同保溫時(shí)間下的3#,5#,6#和7#號(hào) 樣品的微觀組織Fig.13 Microstructure of different soaking time(3#, 5# ,6#and 7#)

3 結(jié) 論

通過(guò)研究發(fā)現(xiàn)，在合適的鍛壓工藝條件下，噴射沉積梯度復(fù)合材料Al-20%Si/SiCp具有良好的成形能力，試驗(yàn)中成功研制高硅鋁合金活塞鍛件，得到本研究條件下的下述結(jié)論：

1)采用本文提出的活塞墩擠鍛壓方法，可實(shí)現(xiàn)高硅鋁合金活塞的成形；同時(shí)，得到碳化硅沿活塞內(nèi)外壁部及活塞裙部表面梯度分布的活塞鍛件，使其耐磨性能得以顯著提高.

2)在變形速率0.05 s-1時(shí)，噴射沉積梯度復(fù)合材料Al-20%Si/SiCp具有良好的成形性能.

3)始鍛溫度對(duì)活塞鍛壓成形有一定的影響，當(dāng)始鍛溫度為465 ℃時(shí)，可制得性能較好的活塞模鍛件.

4)坯料保溫時(shí)間對(duì)活塞鍛壓成形有一定的影響，當(dāng)Φ70坯料保溫時(shí)間為2 h時(shí)，能得到較好的成型活塞鍛件.

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Forging Process of Particle Gradient Reinforced Al-Si Alloy Pistonby Spray Deposition

CHEN Gang1?,LIU Chunzheng1,CHEN Jie1,TANG Hanliang2

(1.College of Materials Science and Engineering,Hunan University,Changsha 410082,China;2.Guangzhou Haoyu Chemical Technology Co,Ltd,Guangzhou 510540,China)

The method to use high Si composition SiC particle reinforced Al-Si alloy to make automotive engine piston by upsetting-extrusion was proposed.The forging process mold of piston was designed.The influence on microstructure and mechanical properties of composition Particle Reinforced Al-Si alloy by the technological parameters including forging speed，initial forging temperature，holding time of the billet on formability was studied．The results show that gradient distributed SiC particle reinforced Al-Si alloy can be made by this method.The SiC particle distributing inside from piston skirt to ring groove zone was 3.7% to 13.6%.The formability of the Al-20%Si/SiCp alloy by spray forming was better with the initial forging temperature at 465 ℃，the forging rate was 0.05 s-1，and the holding time of the billet was 2 h.After solution and aging heat treatment on the piston，the tensile strength is reaching 382 MPa and the elongation of 6.0%.

aluminum alloy piston; forging; spray deposition; gradient composite material

1674-2974(2017)06-0019-06

10.16339/j.cnki.hdxbzkb.2017.06.004

2015-09-17

湖南省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2016JJ2025), Natural Science Foundation of Hunan Province(2016JJ2025);廣東省科技計(jì)劃資助項(xiàng)目(2015B050100002)

陳剛(1965—)，男，湖南長(zhǎng)沙人，湖南大學(xué)教授，博士?通訊聯(lián)系人，E-mail:chengang811@163.com

TG316.3

A