一种Mg-G d-Y-Zn-Z r合金活塞成形新工艺

作者：张毅    

  Mg-G d-Y系合金具有许多优良的特性，密度只有Al-Si活塞合金的70%，高温力学性能比Al-Si活塞铝合金高，在300℃时Mg-G d-Y耐热镁合金的抗拉强度仍达到240 M Pa，在200℃时出现最大抗拉强度为341.1 M Pa，而在25～200℃时摩擦磨损率均低于传统活塞用Al-Si合金。，同时具有高比强度和比刚度、良好的抗冲击和抗压缩能力、良好的铸造性能。Mg-G d-Y系合金通过Zn的加入，可以获得长程有序的晶体结构，进一步改善其高温抗蠕变性能。这些特性为Mg-G d-Y系镁合金应用于发动机活塞提供了可行性。

    本课题采用金属型重力铸造工艺制备Mg-G d-Y-Z n-Z r耐热稀土镁合金发动机活塞，对成形过程中出现的一些缺陷进行分析，通过成形工艺的改进找出消除这些缺陷的措施。并对优化后制备镁合金发动机活塞的本体进行固溶时效处理，对比了铸态及固溶时效态的组织结构及维氏硬度。

1  试验方法

1.1  合金熔炼及成形

    试验材料（质量分数）为：纯Mg(99. 95%)、纯Zn(99.95%)、Mg-25Y、Mg-25Gd和Mg-30Zr中间合金。首先将这些合金在干燥箱中预热2～3 h，预热温度为150～200℃，然后加入到铸铁坩埚电阻炉中熔炼Mg-G d-Y-Zn-Z r合金。当合金全部熔化后将熔炼温度升高到760℃精炼10 min，然后静置20 min，最后将炉内合金液冷却到740℃后，撇去表面的浮渣以备浇注。在浇注前，活塞模具预热到150~250℃，在其表面喷涂金属型石墨涂料。合金液在熔炼和浇注过程中通人SF6+C02混合气体保护，尤其在浇注过程中，尽可能排除活塞模具内空气。

1.2合金成分、组织及性能测试

    Mg-G d-Y-Zn-Z r镁合金活塞本体的化学成分由Perkin Elmer Plasma 400型等离子体发射光谱仪测试，其结果见表1。

    对镁合金活塞本体裙部和顶部取样，试样经过535℃×16 h固溶处理和225℃×16 h时效处理。金相显微组织采用体积分数为4%的硝酸酒精腐蚀，无水酒精清洗并用滤纸吸干，在XJL-30型金相显微镜上进行观察。维氏硬度采用HV-30型维氏硬度计测试，加载时间为15 s，载荷为50 N，取10个点测量，并求取平均值。

2  试验结果与分析

2.1  浇道结构优化

    采用铝合金活塞模具直接浇注Mg-G d-Y-Zn-Z r镁合金活塞，见图1。浇注温度为740℃，模具预热温度为150 0C。由于铝合金和镁合金在铸造性能上存在很大差异，如镁合金的流动性较差，热裂倾向性大，充型过程中镁合金熔体极易充型不完整，使活塞的裙部、销孔处没有成型，补缩冒口处易出现浇不足和冷隔缺陷。

    针对活塞模具的浇道进行结构改进，增大直浇道和横浇道的截面积，从而增加合金液的填充的速度，减少充型时间，同时减少了浇注过程中模具自身对合金液的冷却作用；扩大浇道浇口杯截面积，增加浇注过程中合金液压头和补缩量，有利于合金液的充型和补缩。修改后活塞铸件见图2，可见基本解决了镁合金熔体充型过程中较快的凝固，导致活塞裙部、销孔和补缩冒口产生浇不足的问题。

2.2铸件结构优化

    采用修改后的模具解决了铸件浇不足的缺陷，但是在活塞销孔处及裙部极易出现冷隔缺陷，见图2。其主要原因是合金液在充型过程中，销孔模块和型芯模块将合金液分成不同股的流向，由于浇注时镁合金液的温度较低，前沿液流极易冷却凝固，当不同流向的合金液相遇时，就容易产生冷隔缺陷。

    对活塞本体结构进行修改，增大销孔壁厚，成形后通过后续的机械加工可以减薄；增加裙部排气槽，同时增加补缩冒口的排气槽，便于活塞销孔处及裙部的快速充型。提高模具预热温度至250℃，模具修改后浇注的活塞见图3，活塞销孔处及裙部冷隔缺陷明显减少。

2.3排溢结构优化

    通过铸件结构和浇注工艺的优化，有利于气体的排出和铸件的成形。但是在实际浇注过程中，距离浇道较远的补缩冒口存在浇不足的问题，其补缩作用大幅度降低。主要原因是浇口杯作用被距离较近的补缩冒口大幅削弱，同时距离较近的补缩冒口中产生的夹渣及冷隔极易被二次冲进铸件，这种形式的排溢系统不利于补浇。

    对排溢系统进行改进，去除距离浇道较近的补缩冒口，利用浇道对铸件进行补缩；同时增大浇道倾斜角度，增大合金液的充填速度。采用此工艺，可以节省排溢结构中镁合金用量，提高工艺出品率。优化排溢结构后活塞铸件见图4，发现可以有效地避免夹渣及冷隔等缺陷的产生，充分发挥浇道和补缩冒口的补缩作用，提高了铸件的合格率。

2.4显微组织分析

    图5为金属型重力铸造Mg-G d-Y-Zn-Z r镁合金活塞铸态及T6态的显微组织。可以看出，铸态时第二相呈点状或条状分散分布于晶界处，对于活塞裙部，且凝固速度较快，第二相呈半连续的网状分布于晶界；对于活塞顶部，壁厚大且处于热节部位，经工艺优化后透过浇冒口进行补缩，第二相呈连续状分布于晶界。这些第二相主要是Mg24( G d YZ n)s共晶化合物和长周期有序结构相Mg12 Y1 Zn1，同时可观察到少量的黑色点状物分布于晶粒内部，这些黑色点状物是Z r核。活塞裙部的晶粒尺寸比活塞顶部的略大，且活塞顶部的第二相分布比较弥散和均匀。经T6处理后，铸态时存在于晶界处的共晶化合物部分固溶到基体中，长周期有序结构相增多，晶界呈不连续状分布，晶粒的尺寸比铸态时略大。

2.5硬度

    表2为活塞本体不同部位不同热处理状态的硬度( HV)值，为了方便比较，同时给出了Mg-G d-Y-Zn-Z r合金的维氏硬度值。从表2中可以看出，活塞的裙部硬度值均高于活塞顶部的硬度值。在相同的活塞部位，T6态的硬度最大，T4态的硬度最小。活塞本体硬度值均高于相同热处理状态下合金的硬度。

3  结  论

    (1) Mg-G d-Y-Zn-Z r镁合金活塞铸造过程中，增大浇道的截面积，可以减少镁合金熔体充型过程中过早凝固，有利于解决活塞的裙部、销孔和补缩冒口产生浇不足的问题。增加活塞销孔处壁厚，同时提高模具预热温度至250℃，有利于减少活塞销孔处及裙部的冷隔缺陷。

    (2) Mg-G d-Y-Zn-Z r镁合金活塞铸造过程中，去除离浇道较近的补缩冒口，同时增大浇道倾斜角度，可以有效地避免冷隔及夹渣等缺陷的产生，充分发挥浇道和补缩冒口的补缩作用，提高铸件的合格率。

(3)铸态Mg-G d-Y-Zn-Z r合金活塞本体组织中第二相呈点状或条状分散分布于晶界处，经过T6处理后部分固溶到基体中，晶界呈不连续状分布，维氏硬度增大，均高于相同热处理状态下合金的硬度值。

4摘  要采用金属型重力铸造工艺制备了Mg-G d-Y-Zn-Z r耐热稀土镁合金发动机活塞，对充型和凝固过程中出现的各种缺陷进行分析，通过对成形工艺的改进消除了缺陷。结果表明，增大浇道的截面积，可以减少活塞的裙部、销孔和补缩冒口产生的浇不足缺陷；增加活塞销孔处壁厚，同时提高模具预热温度至250℃，可以减少活塞销孔处及裙部冷隔缺陷；去除浇道附近的补缩冒口，可以减少夹渣及冷隔缺陷的产生。铸态Mg-G d-Y-Zn-Z r合金活塞本体组织中大量的第二相分布于晶界处，经过T6处理后部分固溶到基体中，使T6处理后活塞裙部硬度(HV)可达到158。