祁明凡，康永林，朱國明，李揚德，李衛(wèi)榮

?

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，朱國明1，李揚德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鎂合金薄壁手機支架件的充型過程與凝固過程；結(jié)合模擬與實驗研究不同工藝參數(shù)對薄壁壓鑄件表面質(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)生的缺陷類型及位置與模擬結(jié)果相吻合；澆注溫度和快壓射速度對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。對于AZ91D鎂合金薄壁手機支架件壓鑄，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，其抗拉強度、屈服強度、伸長率和硬度分別為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、比強度及比剛度高、阻尼性及切削加工性能好等優(yōu)點，近年來廣泛應(yīng)用于“3C”產(chǎn)品外殼及內(nèi)在支架等結(jié)構(gòu)件，這類零件尺寸精度要求高、壁厚小且結(jié)構(gòu)復(fù)雜，其充型問題成為此類零件成形的關(guān)鍵問題[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等特點，特別適合于此類零件的批量生 產(chǎn)[4?5]。然而，采用壓鑄生產(chǎn)時，不論是模具設(shè)計還是工藝參數(shù)的選擇都有一定的難度，特別是對于薄壁鑄件，既要滿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，合金液通過薄壁鑄件內(nèi)澆口的速度很高，且在充型過程中會產(chǎn)生強烈的、不規(guī)則的紊態(tài)流動，致使型腔中部分氣體有可能來不及排出，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足充型完整的基礎(chǔ)上來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，可以對壓鑄過程各階段的不同物理場進(jìn)行模擬仿真。通過模擬結(jié)果的分析以優(yōu)化模具設(shè)計和工藝參數(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)對鎂合金熔體充型能力的影響[6?7]、成形工藝參數(shù)對鑄件組織和力學(xué)性能的影響[8?10]、壓鑄件充型與凝固過程的模擬分析[11?14]。然而，這些研究所針對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驗結(jié)果的定性分析或單純模擬優(yōu)化，沒有將模擬分析與實驗結(jié)果相結(jié)合進(jìn)行研究鎂合金薄壁件充型過程中熔體的流動特性。因此，結(jié)合模擬與實驗來研究不同工藝參數(shù)對薄壁鎂合金充型流動特征、凝固過程、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，本文作者運用Procast軟件，對壓鑄AZ91D鎂合金薄壁手機支架件的充型和凝固過程進(jìn)行了模擬分析；并結(jié)合模擬結(jié)果，通過實驗進(jìn)行驗證不同工藝參數(shù)對薄壁件表面質(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 實驗

1.1 數(shù)值模擬前處理

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

圖1 薄壁手機支架的CAD圖形及主要厚度分布

手機支架的體網(wǎng)格模型如圖2所示。體網(wǎng)格數(shù)量為2106874。實驗材料是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)場實驗條件，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 實驗方法

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，熔化過程中通過RJ-2號覆蓋劑進(jìn)行保護(hù)。舀取鎂合金液降溫至650~690 ℃，澆注到DC160T力勁冷室壓鑄機的壓室進(jìn)行壓鑄成形。

從鑄件位置~處切割取樣(見圖1)。將試樣進(jìn)行粗磨、細(xì)磨和拋光, 通過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圖像處理軟件對晶粒尺寸進(jìn)行測定。

力學(xué)拉伸試樣示意圖如圖3所示。拉伸實驗在MTS810電子萬能實驗機上參考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根拉伸試樣測試所得平均值。

硬度測試取樣位置如圖1所示(位置~)，使用DHV?1000型小負(fù)荷維氏硬度計進(jìn)行測量，試樣經(jīng)過機械精拋后表面粗糙度不低于a=6.3 μm，實驗載荷 1 N，保壓時間10 s，每個位置的硬度測試6次，硬度值取各個位置的平均值。

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

X射線探傷實驗使用SRE90 CNC型X射線探傷儀進(jìn)行測試。

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，充型過程中合金液由澆口流經(jīng)直澆道和橫澆道，通過內(nèi)澆口來充填整個型腔。當(dāng)充型達(dá)到74%時，合金液發(fā)生分流，分流會造成幾股合金液不同步填充型腔，可能會在鑄件的表面產(chǎn)生流痕，這就表明在充型過程中需要適當(dāng)提高快壓射速度，提高合金液的流動性來避免流痕的產(chǎn)生，改善鑄件表面質(zhì)量；整個充型過程比較平穩(wěn)，沒有出現(xiàn)合金液的飛濺，很大程度上可避免卷氣現(xiàn)象的發(fā)生，說明模具設(shè)計合理。

圖5所示為薄壁手機支架凝固過程的模擬結(jié)果。由圖5可以看出，凝固過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。可以發(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。對于厚度不均勻且結(jié)構(gòu)復(fù)雜的鑄件，壓鑄生產(chǎn)時容易導(dǎo)致其在冷卻過程中產(chǎn)生熱節(jié)。熱節(jié)的產(chǎn)生會使鑄件凝固后產(chǎn)生熱應(yīng)力，造成鑄件變形，同時由于凝固時間不等，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時不同澆注溫度下鑄件的溫度場分布、實物圖及X射線掃描圖。由圖6可看出，當(dāng)澆注溫度為650、670和690 ℃時，其充填型腔的時間分別為52.41、52.29和52.23 ms，可見隨著澆注溫度的升高，合金的充型能力增強。從模擬結(jié)果看出，當(dāng)澆注溫度為650 ℃時，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)致其流動能力不足以充滿型腔；當(dāng)澆注溫度為670 ℃時，鑄件最后填充部位的溫度下降到660 ℃，鑄件充填完整，同時鑄件表面光潔、輪廓清晰，表面質(zhì)量得到改善, 且通過X射線掃描觀察不到欠鑄、縮孔縮松等缺陷的存在(見圖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℃，熔體流動能力好，充型能力強，但由于澆注溫度過高，鑄件表面發(fā)生模具粘料現(xiàn)象，影響了鑄件表面質(zhì)量，通過與模擬結(jié)果對比，發(fā)現(xiàn)粘料部位與充型時溫度場分布相吻合。另外，通過X射線掃描可觀察到縮孔縮松的存在(見圖6(a3)、(b3)和(c3))。綜上所述, 得出合適的澆注溫度為670 ℃。

圖4 薄壁手機支架的充型模擬

圖5 薄壁手機支架的凝固模擬

圖6 不同澆注溫度下薄壁壓鑄件的溫度場分布、鑄件實物圖及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(見圖1)的顯微組織。當(dāng)澆注溫度為650 ℃時，組織中存在較多的樹枝晶(見圖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，樹枝晶數(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能力和熱量熔斷樹枝晶所致[16]。但是當(dāng)澆注溫度過高(690 ℃)時，合金的凝固收縮量大，容易產(chǎn)生縮孔縮松，同時，凝固時間長導(dǎo)致晶粒有所長大(見圖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，抗拉強度、屈服強度和伸長率先變大后變小。澆注溫度在670 ℃時，其抗拉強度、屈服強度和伸長率最大，分別為268 MPa、184 MPa和4.2%。由此可以認(rèn)為，澆注溫度過低(650 ℃)，合金的流動性差，凝固快，不利于熔體補縮和氣體排出，容易產(chǎn)生冷隔、澆不足等缺陷；而當(dāng)澆注溫度過高(690 ℃)時，晶粒易于長大，同時鎂合金液的氧化加劇，壓鑄件中氧化夾渣嚴(yán)重，同時合金液的吸氣量也會增加，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，拉伸試樣的斷口形貌主要由韌窩、解理面和撕裂棱組成(見圖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，拉伸試樣的斷口處可觀察到大量明顯的撕裂棱和韌窩(見圖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，在縮松縮孔周圍有一定數(shù)量的撕裂棱，斷口形貌沒有明顯的韌窩特征(見圖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 ℃時不同快壓射速度下薄壁壓鑄件的充型溫度場和速度場的模擬以及鑄件實物圖。圖10所示為不同快壓射速度下熔體的內(nèi)澆口速度和充型時間的統(tǒng)計。當(dāng)快壓射速度為1.2和1.6 m/s時，合金液充型時內(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(見圖9(c1))，充型時間分別為54.40和53.35 ms；當(dāng)快壓射速度為2.0 m/s、充型時內(nèi)澆口速度為91.1 m/s、充填型腔的時間為52.29 ms時，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(見圖9(c2))；隨著快壓射速度繼續(xù)增大到2.3和2.6 m/s，對應(yīng)內(nèi)澆口速度為111.1和131.6 m/s，充型時間分別為52.04和51.79 ms，鑄件充填完整，輪廓清晰，表面質(zhì)量良好(見圖9(c3))；但當(dāng)快壓射速度達(dá)到3.0 m/s時，內(nèi)澆口速度達(dá)到158.4 m/s，充型時間縮小到51.51 ms，鑄件表面出現(xiàn)熔合不良缺陷(見圖9(c4))，這可能是由于內(nèi)澆口速度過高，合金液呈霧狀進(jìn)入型腔，粘附于型腔壁與后來的合金液不能熔合而形成表面缺陷和氧化夾雜，同時，過高的快壓射速度會加速壓鑄模的磨損，應(yīng)當(dāng)避免壓射速度過高。

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，壓射速度每增大0.4 m/s，充型時間就相應(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，壓射速度每增大0.3 m/s，充型時間就縮短約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，其孔隙率明顯下降，力學(xué)性能顯著提高，其中抗拉強度由226 MPa增大到306 MPa，屈服強度由161 MPa增大到203 MPa, 伸長率由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，鑄件的抗拉強度、屈服強度、伸長率和硬度分別為220 MPa、155 MPa、2.8%和82 HV，可見快壓射速度對薄壁壓鑄件的力學(xué)性能有著重要影響。

不同快壓射速度下薄壁件力學(xué)性能的變化可通過其顯微組織來解釋。圖11所示為不同快壓射速度下薄壁件位置和處(見圖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，合金液流動較慢，致使遠(yuǎn)離澆道部位的收縮得不到充分補償，從而形成較多縮松。當(dāng)快壓射速度達(dá)到2.3 m/s時，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，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，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，此外壓射速度過快使得充型時間縮短，型腔內(nèi)氣體來不及排出，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(見圖11(h)和(i)), 這是由于內(nèi)澆口速度過高，合金液呈霧狀進(jìn)入型腔，粘附于型腔壁，與后來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，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和速度場分布以及鑄件實物圖

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，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，還與韌窩周圍形成的塑性變形程度較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，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，另外沒有發(fā)現(xiàn)顯微縮松，所以快壓射速度在2.3 m/s時，壓鑄件的力學(xué)性能較高?？靿荷渌俣葹?.0 m/s時(見圖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有發(fā)現(xiàn)韌窩的存在，在孔洞的周圍存在著較多的結(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程中的斷裂，因而當(dāng)壓射速度為3.0 m/s時，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) 對于薄壁手機支架件壓鑄，快壓射速度較低時(≤1.6 m/s)，遠(yuǎn)離澆道的部位會產(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)快壓射速度過高時(≥3.0 m/s)，充型時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) 對于AZ91D鎂合金薄壁手機支架件壓鑄，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，其抗拉強度、屈服強度、伸長率和硬度分別為306 MPa、203 MPa、6.0%和86 HV。

[1] JIANG Ju-fu, CHEN Gang, WANG Ying, DU Zhi-ming, SHAN Wei-wei, LI Yuan-fa. Microstructure and mechanical properties of thin-wall and high-rib parts of AM60B Mg alloy formed by double control forming and die casting[J]. Journal of Alloys and Compounds, 2013, 552: 44?54.

[2] QI M F, KANG Y L, YAN Y, ZHU G M, LIAO W N. Comparison of microstructure and mechanical properties of AZ91D alloy formed by rheomolding and high-pressure die casting[J]. Journal of Materials Engineering and Performance, 2015, 24(10): 3826?3834.

[3] MANIVANNAN S, BABU S P K, SUNDARRAJAN S. Corrosion behavior of Mg-6Al-1Zn+XRE magnesium alloy with minor addition of yttrium[J]. Journal of Materials Engineering and Performance, 2015, 24(4): 1649?1655.

[4] WANG Bai-shu, XIONG Shou-mei. Effects of shot speed and biscuit thickness on externaly solidified crystals of high-pressure die cast AM60B magnesium alloy[J]. Transaction of Nonferrous Metals Society of China, 2011, 21(4): 767?772.

[5] 朱必武, 李落星, 劉 筱, 張立強, 卜曉兵, 徐 戎. 薄壁鋁合金壓鑄充型過程中的流動特征及其凝固組織[J]. 中國有色金屬學(xué)報, 2014, 24(1): 43?52. ZHU Bi-wu, LI Luo-xing, LIU Xiao, ZHANG Li-qiang, BU Xiao-bing, XU Rong. Flow characteristics and solidified microstructure during filling process of thin-wall aluminum alloy under high pressure die casting conditions[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2014, 24(1): 43?52.

[6] 劉艷改, 劉文輝, 熊守美, 柳百成. 工藝參數(shù)和型芯對AZ91D鎂合金壓鑄充型能力的影響[J]. 鑄造, 2004, 53(11): 883?886. LIU Yan-gai, LIU Wen-hui, XIONG Shou-mei, LIU Bai-cheng. Influence of die casting parameters and core on mold-filling capacity of AZ91D magnesium alloy[J]. Foundry, 2004, 53(11): 883?886.

[7] 逯志浩, 龍思遠(yuǎn), 劉 娟, 韓 超. 復(fù)雜鎂合金底罩壓鑄充型工藝優(yōu)化[J]. 特種鑄造及有色合金, 2012, 32(11): 1015?1018. LU Zhi-hao, LONG Si-yuan, LIU Juan, HAN Chao. Optimization of filling process of magnesium alloy bottom cover[J]. Special Casting & Nonferrous Alloys, 2012, 32(11): 1015?1018.

[8] 于 彭, 張景懷, 唐定驤, 劉 軻, 孟 健, 周德鳳. 高壓壓鑄 Mg-4Al-0.4Mn-Pr 鎂合金的顯微組織和力學(xué)性能[J]. 中國有色金屬學(xué)報, 2009, 19(5): 833?840. YU Peng, ZHANG Jing-huai, TANG Ding-xiang, LIU Ke, MENG Jian, ZHOU De-feng. Microstructures and mechanical properties of high-pressure die-cast Mg-4Al-0.4Mn-Pr alloys[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2009, 19(5): 833?840.

[9] HU Zu-qi, ZHANG Xin-jian, WU Shu-sen. Microstructure, mechanical properties and die-filling behavior of high-performance die-cast Al-Mg-Si-Mn alloy[J]. Acta Metallurgica Sinica, 2015, 28(11): 1344?1353.

[10] LEE S G, PATEL G R, GOKHALE A M. Characterization of the effects of process parameters on macro segregation in a high-pressure die-cast magnesium alloy[J]. Materials Characterization, 2005, 55: 219?224.

[11] LEE B D, BAEK U H, HAN J W. Optimization of gating system design for die casting of thin magnesium alloy-based multi-cavity LCD Housings[J]. Journal of Materials Engineering and Performance, 2012, 21: 1893?1903.

[12] HOMAYONIFAR P, BABAEI R, ATTAR E, SHAHINFAR S, DAVAMI P. Numerical modeling of splashing and air entrapment in high-pressure die casting[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2008, 39: 1893?1903.

[13] NIKROO A J, AKHLAGHI M, NAJAFABADI M A. Simulation and analysis of flow in the injection chamber of die casting machine during the slow shot phase[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2009, 41: 31?41.

[14] KIM T, JIN K, KIM N, KIM B. Numerical analysis and optimal design to reduce residual stresses and deformations of die casting baseplate after ejection[J]. Journal of Mechanical Science and Technology, 2015, 29(7): 2949?2956.

[15] 黃志祿. 壓射速度對壓鑄件質(zhì)量的影響[C]//2007年中國壓鑄、擠壓鑄造、半固態(tài)加工學(xué)術(shù)年會專刊. 武漢: 特種鑄造及有色合金, 2007: 225. HUANG Zhi-lu. The effect of injection speed on the quality of die casting[C]//The Academic Conference Special of Chinese Die Casting, Squeeze Casting, Semi-solid Processing in 2007. Wuhan: Special Casting and Nonferrous Alloy, 2007: 225.

[16] 閻峰云, 張庭鳳, 孫立平, 王松海. 工藝參數(shù)對壓鑄鎂合金AM60B流動性與組織性能的影響[J]. 中國鑄造裝備與技術(shù), 2007, 2(3): 17?20. YAN Feng-yun, ZHANG Ting-feng, SUN Li-ping, WANG Song-hai. Influence of technology parameters on fluid and performance of die casting Mg alloy AM60B[J]. China Foundry Machinery & Technology, 2007, 2(3): 17?20.

[17] PARK J, KANG C. Microstructure and mechanical properties of AM50 alloy according to thickness and forming condition of the products by a high pressure die-casting process[J]. Journal of Mechanical Science and Technology, 2013, 27(10): 2955?2960.

[18] HU Li-fang, CHEN Shao-ping, MIAO Yang, MENG Qing-sen. Die-casting effect on surface characteristics of thin-walled AZ91D magnesium components[J]. Applied Surface Science, 2012, 261: 851?856.

[19] YANG Ling, HOU Hua, ZHAO Yu-hong, YANG Xiao-min. Effect of applied pressure on microstructure and mechanical properties of Mg-Zn-Y quasicrystal-reinforced AZ91D magnesium matrix composites prepared by squeeze casting[J]. Transaction of Nonferrous Metals Society of China, 2015, 25(12): 3936?3943.

[20] 王 軍, 朱秀榮, 徐永東, 王 榮, 聶景江, 張立君. 稀土Ce和Y對AZ80鎂合金組織和力學(xué)性能的影響[J]. 中國有色金屬學(xué)報, 2014, 24(1): 25?35. WANG Jun, ZHU Xiu-rong, XU Yong-dong, WANG Rong, NIE Jing-jiang, ZHANG Li-jun. Effects of rare earth Ce and Y on microstructure and mechanical properties of AZ80 Mg alloys[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2014, 24(1): 25?35.

[21] ZHANG Peng, LI Zhen-ming, LIU Bao-liang, DING Wen-jiang. Effect of chemical compositions on tensile behaviors of high pressure die-casting alloys Al-10Si-Cu-Mn-Fe[J]. Materials Science and Engineering A, 2016, 661: 198?210.

(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

廣東省省級科技計劃項目(2013B091300016)

2016-04-06；

2016-08-03

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