原標題：高導熱鎂合金濾波器殼體壓鑄工藝、組織與性能研究

摘要

以Mg-4La-2Al-0.3Mn（LA42）合金為研究對象，利用OM、XCT、數(shù)值模擬等方法，對比AZ91D常規(guī)壓鑄工藝，優(yōu)化出適用于LA42合金濾波器殼體的壓鑄工藝。研究表明，濾波器殼體的最優(yōu)壓鑄工藝是澆注溫度720 ℃、模具溫度250 ℃、增壓壓力90 MPa。該工藝下成形的濾波器殼體，其背部與散熱齒的顯微組織與性能相差較大。殼體背部冷卻速率慢，晶粒尺寸大，伴隨大量預結晶組織，而散熱齒冷卻速率快，晶粒尺寸細小，伴隨冷隔和孔洞缺陷。散熱齒熱導率[107.7 W/（m·K）]低于殼體背部熱導率[112.3 W/（m·K）]。散熱齒屈服強度（170.1 MPa），遠高于殼體背部屈服強度（138.4 MPa）。但散熱齒區(qū)域因為含有明顯冷隔和孔洞缺陷，顯著影響伸長率。

傳統(tǒng)的壓鑄鎂合金AZ91D有出色的鑄造性能（流動性、抗熱裂性等），廣泛應用于電子通訊領域。但隨著設備集成度的提高，體積縮小，設備功耗增加，AZ91D合金由于含有大量固溶原子造成電子運輸過程中散射，導致其熱導率僅有51 W/（m·K），無法滿足設備的散熱需求。針對此問題，作者團隊曾開發(fā)了適用于壓鑄的高導熱鎂合金LA42（Mg-4La-2Al-0.3Mn，wt.%），其熱導率可達110 W/（m·K），壓鑄試驗拉伸棒屈服強度140 MPa，抗拉強度240 MPa，伸長率12%。但實際應用過程中，產(chǎn)品大多數(shù)具有結構復雜、尺寸大、壁厚不均勻、壁薄等特征，對合金的壓鑄充填能力要求更為苛刻，壓鑄充填過程的效果最終影響壓鑄件質(zhì)量。

濾波器作為通訊基站射頻的核心器件，為了保證它的高效運行，其中濾波器殼體散熱問題亟待解決，迫切需要導熱性能優(yōu)異的濾波器殼體材料。如圖1所示，濾波器殼體的尺寸高達456 mm×301 mm×76 mm，散熱齒最薄處僅有1 mm。LA42合金鑄造性能比AZ91D合金略差，采用常規(guī)壓鑄工藝生產(chǎn)濾波器殼體無法獲得質(zhì)量優(yōu)良的零部件。本工作通過壓鑄工藝數(shù)值模擬優(yōu)化，獲得適用于大型薄壁LA42合金濾波器殼體的壓鑄工藝，并對鑄件本體顯微組織與性能進行分析，以探討LA42鎂合金在濾波器殼體上推廣應用的可行性。

圖1 濾波器殼體壓鑄件

1 試驗材料與設備

試驗材料為LA42合金，并用商用AZ91D合金作對照試驗。通過ICP-OES測定LA42和AZ91D合金化學成分，結果見表1。濾波器散熱殼體采用壓鑄機Bulher SC140L壓鑄而成，采用的壓室長度為760 mm，冷卻時間15 s。在智鑄超云平臺（Supreium®）通過壓鑄過程數(shù)值模擬對壓鑄工藝參數(shù)進行優(yōu)化選擇，具體壓鑄工藝見表2。最終采用XCT對LA42和AZ91D壓鑄件孔隙率、熱裂紋及缺陷分布進行對比評價，以評估LA42合金的成形能力。

表1 LA42和AZ91D合金化學成分 wB/%

表2 本試驗所采用的壓鑄工藝參數(shù)

在壓鑄件本體切取直徑12.7 mm的圓片，切取標距段為15 mm×3.5 mm的板狀拉伸片，分別在散熱齒和殼體背部切取對應試樣。具體取樣位置如圖2所示。采用LFA467激光導熱儀測量室溫熱擴散系數(shù)α，使用密度計（Sartorius Quintix124-1CN）對樣品的室溫密度ρ進行測試，比熱容依據(jù)Neumann-Kopp定律來計算。

式中：Cp，i（T）為合金中各元素的定壓比熱容，xi為該元素在合金中的質(zhì)量分數(shù)。

圖2 熱導率圓片試樣和拉伸試樣取樣位置

本文中將用到的各元素的比熱容隨溫度變化如下：

最終試樣的熱導率可以由式（6）獲得：
                        λ=αρCp      （6）
式中：α為熱擴散系數(shù)，ρ為密度，Cp為比熱容。

在MTS拉伸試驗機上以0.5 mm/min的拉伸速率對上述拉伸片進行室溫拉伸試驗。對試樣進行機械研磨、拋光和用鎂合金專用蝕刻劑（4 mL硝酸和96 mL乙醇）腐蝕5 s后，采用蔡司光學顯微鏡AXIO SCOPE 5進行顯微組織觀察。采用搭載EDS的掃描電子顯微鏡拍攝背散射（BSE）照片，在至少十個基體區(qū)域用EDS點掃描模式測量固溶原子濃度。

2 試驗結果與分析

2.1 充型過程數(shù)值模擬與典型缺陷分布情況

根據(jù)材料的熱物性數(shù)據(jù)，采用壓室充填模式計算壓鑄充填過程，輔助壓鑄工藝設計。圖3所示為不同壓鑄工藝參數(shù)下的LA42合金在同一慢壓射充型時刻（2.88 s）數(shù)值模擬結果。觀察壓室內(nèi)熔體充填情況，發(fā)現(xiàn)工藝A與AZ91D工藝相同，澆注溫度680 ℃，模具溫度180 ℃，該條件下LA42合金充填平穩(wěn)，但由于LA42合金凝固區(qū)間大約在630~580 ℃，遠高于AZ91D的凝固區(qū)間（595~437 ℃），貼近壓室內(nèi)壁的多數(shù)熔體溫度已經(jīng)低于液相線溫度，α-Mg已經(jīng)開始形核凝固（圖3工藝A箭頭所指位置），粘度增大，流動性降低，并容易產(chǎn)生預結晶組織，從而造成枝晶間隙補縮不足產(chǎn)生縮松，并顯著影響塑性。

圖3 不同壓鑄工藝參數(shù)下的LA42合金在同一慢壓射充型時刻（2.88 s）數(shù)值模擬結果

因此，需要提高澆注溫度和模具溫度，改善LA42合金充型和補縮能力。工藝B和C在工藝A基礎上將澆注溫度提高至720 ℃，模具溫度提高至250 ℃，壓室截面熔體溫度分布情況有很大改善，均在液相線溫度以上。工藝D在工藝C的基礎上將澆注溫度進一步提高至760 ℃，熔體產(chǎn)生過熱，慢壓射階段就出現(xiàn)飛濺（如圖3D紅色框）。因此，澆注溫度選擇應控制在720 ℃。

如圖4所示為不同壓鑄工藝參數(shù)下卷氣壓力分布數(shù)值模擬結果，從圖中可看出，工藝B相比工藝A的卷氣壓力并未出現(xiàn)顯著改善，并分布在相同區(qū)域（如圖4B紅色框），這是因為該位置處于兩股熔體交匯的區(qū)域，且是鑄件壁最薄的部位。熔體在此交匯且界面前沿無法排氣時，該區(qū)域就容易造成卷氣，產(chǎn)生氣孔。圖5液流追蹤結果也驗證了上述結論，在黑色方框內(nèi)容易出現(xiàn)液流交匯和卷氣。因此，在工藝B的基礎上需要進一步提升增壓壓力至90 MPa（工藝C），發(fā)現(xiàn)卷氣壓力有所降低，而進一步提升澆注溫度（工藝D），卷氣壓力進一步增大，這是因為溫度過高，容易與氫反應產(chǎn)生氣泡卷入至熔體中。根據(jù)以上結果，澆注溫度在720 ℃，增壓壓力90 MPa的工藝C是最優(yōu)選擇。

圖4 不同壓鑄工藝下的卷氣壓力數(shù)值模擬結果

圖5 工藝B的液流追蹤數(shù)值模擬結果

如圖6所示為不同壓鑄工藝下縮松縮孔的數(shù)值模擬結果，由圖可見，從工藝A至工藝B，提高澆注溫度，縮孔縮松傾向性顯著降低，再從工藝B改進至工藝C，提高增壓壓力，縮孔縮松傾向性進一步降低。而工藝C到工藝D，澆注溫度進一步提高至760 ℃，熔體發(fā)生過熱，不同溫度凝固到相同體積時，凝固收縮越大，越容易產(chǎn)生縮孔縮松，所以到工藝D，縮孔縮松傾向性反而又提高了。縮松縮孔的數(shù)值模擬結果驗證了工藝C的合理性。

圖6 不同壓鑄工藝下的縮松縮孔數(shù)值模擬結果

2.2 壓鑄件表面質(zhì)量對比與 XCT 缺陷分析

采用工藝C試制濾波器散熱殼體，LA42合金與AZ91D合金壓鑄樣件如圖7所示，對比發(fā)現(xiàn)，AZ91D合金樣件表面質(zhì)量優(yōu)良，近內(nèi)澆道和遠內(nèi)澆道的薄壁散熱齒均充填良好。LA42合金樣件充填基本完整，但表面可見流痕，局部存在未充滿的冷隔缺陷，這歸因于LA42合金粘度高，導致其容易粘連模具。

圖7 LA42與AZ91D合金濾波器殼體鑄件表面質(zhì)量照片

通過XCT進一步探究鑄件內(nèi)部質(zhì)量，結果如圖8所示。XCT掃描分辨率136 μm，在該分辨率下，LA42合金鑄件孔隙率為0.03%，AZ91D合金鑄件孔隙率為0.02%，二者基本持平，孔洞出現(xiàn)位置基本與工藝C的數(shù)值模擬結果一致。兩種合金的壓鑄件孔洞缺陷均易分布在液流交匯處（圖8中紅色框）和遠內(nèi)澆道端壁厚區(qū)域（圖8中藍色框）。LA42合金鑄件內(nèi)部除了存在少量孔洞缺陷外，并未發(fā)現(xiàn)明顯的熱裂紋。這是因為即使LA42合金流動性比AZ91D差，但是其凝固區(qū)間窄，共晶反應溫度高，較高溫度下就可以對最終凝固區(qū)域進行補縮，所以熱裂傾向性較低。說明除了LA42壓鑄件表面有粘?，F(xiàn)象外，在該工藝下，壓鑄件內(nèi)部未出現(xiàn)大量尺寸大于100 μm的孔洞，LA42合金適合大型復雜薄壁件的充填?？蛇M一步采用高真空壓鑄減少內(nèi)部氣孔，修改模具油路以增大散熱齒模具表面溫度，從而改善鑄件質(zhì)量。

圖8 通過XCT得到的LA42與AZ91D鎂合金濾波器殼體鑄件的三維缺陷分布結果

2.3 濾波器殼體顯微組織、熱導率與力學性能分析

圖9a和圖9b分別為LA42合金殼體背部靠近模具表面和型腔中心的金相組織。圖9c和圖9d分別為LA42合金殼體散熱齒靠近模具表面和型腔中心的金相組織。由圖可見，與圖9c和圖9d對比，圖9a和圖9b顯示的晶粒更粗大，且含有大量預結晶組織。殼體背部在靠近模具表面處沒有明顯缺陷（圖9a），而散熱齒靠近模具表面處含有少許冷隔裂紋（圖9c），這說明散熱齒冷速相比殼體背面更快，形核率高，晶粒細小，多股金屬液在散熱齒來不及融合到一起就已經(jīng)凝固。散熱齒靠近型腔中心處還伴隨著大量細小孔洞缺陷（圖9d），而殼體背部靠近型腔中心處幾乎觀察不到孔洞缺陷（圖9b）。如圖10所示為采用工藝C得到的LA42濾波器殼體凝固溫度場數(shù)值模擬結果，驗證了上述觀點。

圖9 LA42合金濾波器殼體金相組織

圖10 LA42合金濾波器殼體凝固溫度場數(shù)值模擬結果

表3為LA42濾波器殼體各個區(qū)域的熱導率和力學性能，圖11為對應的拉伸曲線。對比發(fā)現(xiàn)，散熱齒區(qū)域熱導率低于殼體背部熱導率。圖12和表4為散熱齒區(qū)域和殼體背部區(qū)域的背散射照片以及固溶原子濃度對比。散熱齒區(qū)域固溶原子濃度高于殼體背部的固溶原子濃度，這歸因于散熱齒區(qū)域冷卻速率更快，固溶原子來不及擴散而固溶在基體內(nèi)，固溶原子擾亂了Mg晶格的周期性排列，是影響熱導率的主要因素。與此同時，散熱齒區(qū)域高固溶度和更細小的晶粒尺寸，貢獻了更高的固溶強化和晶界強化效果，因此屈服強度也顯著高于殼體背部區(qū)域。然而散熱齒區(qū)域伸長率和抗拉強度顯著低于殼體背部，這歸因于散熱齒區(qū)域的冷隔和孔洞缺陷，也與圖9c和圖9d組織照片對應。這也側面反應，相比預結晶組織，冷隔和孔洞缺陷對伸長率的影響更為突出。

表3 LA42合金濾波器殼體不同部位熱導率和力學性能

圖11 濾波器殼體不同部位LA42合金試樣拉伸曲線

表4 濾波器殼體不同區(qū)域固溶原子濃度

圖12 LA42合金濾波器殼體不同部位背散射照片

3 結論

（1）數(shù)值模擬結果顯示LA42合金濾波器殼體的最優(yōu)壓鑄工藝是澆注溫度720 ℃，模具溫度250 ℃，增壓壓力90 MPa，采用該工藝能順利成形濾波器殼體鑄件。

（2）LA42合金濾波器殼體背部和散熱齒區(qū)域組織和性能相差較大。散熱齒區(qū)域由于高冷卻速率，晶粒細小，且含有大量固溶原子，因此熱導率低[107.7 W/（m·K）]，屈服強度高（170.1 MPa），但是也伴隨著冷隔和孔洞缺陷而顯著降低伸長率。相反，殼體背部熱導率高[112.3 W/（m·K）]，屈服強度低（138.4 MPa）。

作者：
周麗萍 李子昕 張瑋宸 曾小勤 李德江
上海交通大學材料科學與工程學院，輕合金精密成型國家工程研究中心
林占宏 金晨 趙壽
青海鹽湖特立鎂有限公司
本文來自：鑄造雜志，《壓鑄周刊》戰(zhàn)略合作伙伴