Luận án Nghiên cứu phát triển công nghệ đúc lưu biến- áp lực (rheo- diecasting) cho hợp kim nhôm A356

việc thiết kế không chuẩn xác. Phá hủy xảy ra do ứng suất (kéo, nén, xoắn, cắt). Đối với vật liệu kỹ thuật có 2 dạng phá hủy: phá hủy ròn và phá hủy dẻo. Việc phân loại này dựa trên khả năng biến dạng dẻo của vật liệu trƣớc khi phá hủy xảy ra. Vật liệu dai thƣờng biến dạng dẻo, hấp thụ nhiều năng lƣợng trƣớc khi phá hủy. Ngƣợc lại, vật liệu ròn không biến dạng dẻo và ít hấp thụ năng lƣợng trƣớc khi bị phá hủy. Giản đồ ứng suất – biến dạng của 2 loại vật liệu này đƣợc biểu diễn trên hình 5.34 [4]. 93 Hình 5.34. Hành vi ứng suất-biến dạng của vật liệu ròn và dẻo Hình 5.35. a) Phá hủy cực dẻo; nút thắt cổ chai lớn (một điểm); b) Phá hủy dẻo vừa phải; nút thắt cổ chai thấy rõ; c) phá hủy ròn: không thắt cổ chai Phá hủy dai Hình 5.35a đặc trƣng cho vật kiệu vô cùng dẻo, thí dụ vàng hoặc thiếc sạch ở nhiệt độ phòng hoặc các kim loại khác, polyme, thủy tinh hữu cơ ở nhiệt độ cao. Thông thƣờng kim loại phá hủy theo kiểu 5.35b: nút thắt cổ chai vừa phải. Quá trình biến dạng có thể xảy ra theo một số giai đoạn (hình 5.36 [4]). Phá hủy dai thƣờng gắn liền với sự có mặt của chất lẫn hoặc các pha tiết ra. Một nét đặc trƣng của phá hủy dai là sự hình thành các “lúm đông tiến” (hình 5.37 a [4]) trên mặt gẫy: đó là một nửa lỗ rỗng tế vi đƣợc hình thành trong quá trình phá hủy. Các “lúm đồng tiền này có thể biến dạng và tạo ra cấu trúc “gỗ mục” trên mặt gẫy (hình 5.37 b [4]). a) Bắt đầu thắt cổ chai b) Hình thành các lỗ rỗng tế vi c) Các lỗ rỗng liên kết lại thành các vết nứt d) Vết nứt phát triển e) Cuối cung là phá hủy cắt nghiêng 450 so với hướng kéo Hình 5.36. Các giai đoạn phá hủy dai Hình 5.37. Cấu trúc đặc trưng của phá hủy dẻo: a) ―lúm đồng tiền‖; b) ―gỗ mục‖ a b 94 Phá hủy ròn Phá hủy ròn xảy ra không kèm theo biến dạng dẻo, với sự phát triển rất nhanh của vết nứt. Hƣớng phát triển nứt gần nhƣ vuông góc với hƣớng đặt lực kéo và thƣờng tạo ra mặt gẫy phẳng (hình 5.35c). Phá hủy ròn có thể có dạng vạch chữ V hoặc dạng quạt (hình 5.38 [4]). Cả hai dạng này đều khá thô đến mức có thể nhận thấy bằng mắt thƣờng. Phá hủy ròn kiểu xuyên tinh. Đối với các vật liệu ròn, sự phát triển của nứt là sự phá vỡ liên tiếp các mối liên kết nguyên tử dọc theo một mặt tinh thể nào đó (hình 5.39 a). Quá trình nhƣ vậy đƣợc gọi là chẻ. Dạng phá hủy này là phá hủy xuyên tinh, bởi lẽ vết nứt cắt qua các tinh thể. Ở mức vĩ mô mặt gẫy có cấu trúc hạt hoặc lộ rõ bề mặt hạt do sự thay đổi hƣớng của các mặt chẻ khi chuyển từ hạt này sang hạt khác. Hình 5.38. Mặt gẫy hình quạt. Mũi tên chỉ vị trí vết nứt xuất hiện Phá hủy ròn theo biên giới hạt. Trong một số hợp kim, nứt phát triển theo biên giới hạt (hình 5.40). Có thể dạng 3D của hạt. Dạng phá hủy này thƣờng do các quá trình làm yếu hoặc làm ròn vùng biên giới hạt. Hình 5.39. a) Mặt cắt có tính chất sơ đồ cho thấy nứt phát triển xuyên qua tinh thể trong trường hợp phá hủy ròn xuyên tinh; b) Ảnh SEM mặt gãy của gang bền cao 95 Hình 5.40. a) Mặt cắt có tính chất sơ đồ cho thấy nứt phát triển dọc theo biên giới hạt trong trường hợp phá hủy ròn theo biên giới hạt; b) Ảnh SEM mặt gãy theo biên giới hạt Ảnh mặt gẫy của mẫu đúc Lƣu biến- Áp lực đƣợc thể hiện trên hình 5.41. Nếu chỉ quan sát hình dạng mẫu hợp kim A356 sau khi đứt thì không phát hiện thấy sự co thắt ngang đáng kể nào và có thể nghĩ rằng tất cả các mẫu hợp kim A356 đã bị phá hủy ròn. Tuy nhiên, trên đƣờng cong thử kéo đã thấy các mẫu đƣợc biến dạng dẻo đáng kể trƣớc phá hủy (khoảng > 3 %). Bởi vậy, trên thực tế, để đánh giá tốt nhất khả năng chịu tải và cơ chế phá hủy của vật liệu cần phân tích mặt gẫy. Đó là một kỹ thuật quan trọng và phổ biến của Cơ học phá hủy, trong đó bề mặt thực của mặt gẫy có thể đƣợc quan sát và đánh giá bằng phƣơng pháp chụp và phân tích trên kính hiển vi điện tử quét. Hình 5.41. Mặt gẫy của mẫu MIT-200, Vkh = 200v/ph, Tk = 155 0 C, Tkh = 625 0 C, Tr = 610 0 C, Pt=200MPa Hình 5.42. Phân tích EDS 96 Có thể nhận thấy rất rõ trên các ảnh mặt gẫy là phá hủy xảy ra theo cơ chế đứt bên trong hạt (hình 5.41), tạo ra mặt gẫy với các “lúm đồng tiền” khá tiêu biểu cho kiểu phá hủy dẻo. Kiểu phá hủy này đặc trƣng cho loại vật liệu có khả năng biến dạng dẻo đáng kể (hay là dự trữ độ dẻo) trƣớc khi phá hủy. Hợp kim A356 do đƣợc hợp kim hóa bằng một số nguyên tố hợp kim nhƣ Mg, Cu, Ti,... nên có chứa một số pha hóa bền phân tán vừa làm tăng độ bền, vừa giảm bớt xu hƣớng phá hủy ròn vốn có của silumin đơn giản không đƣợc hợp kim hóa. Phân tích EDX đối với MIT-200, Vkh = 200v/ph, Tk = 155 0 C, Tkh = 625 0 C, Tr = 610 0 C, Pt=200 MPa sau khi nhiệt luyện cho thấy tại vùng phá hủy dẻo thành phần chủ yếu là Al, Si, Mg (thành phần chính của hợp kim A356) – hình 5.42. 5.5. Kết quả nghiên cứu về tỉ trọng của hợp kim A356 5.5.1. Các chế độ công nghệ - Hợp kim A356 có thành phần hóa học nhƣ đƣợc trình bày ở bảng 5.1. Sau khi đƣợc múc vào gáo rót, nhiệt độ kim loại đạt 6250C thì tiến hành khuấy bằng trục graphít với vận tốc 200 vòng/phút. Khi đạt nhiệt độ 6100C (thời gian khuấy trung bình là 15s) thì tiến hành rót vào buồng ép của máy đúc áp lực. Khuôn đúc Lƣu biến- áp lực cho mẫu thử với tỷ lệ giữa chiều dày rãnh dẫn h và chiều dày thành vật đúc H, h/H = 0,8, nên lựa chọn vận tốc nạp tại miệng phun là 5m/s (tƣơng ứng vận tốc di chuyển của piston v2 = 1,5m/s). - Thí nghiệm đối với chế độ đúc Áp lực tiến hành rót với nhiệt độ kim loại là 6600C, vận tốc nạp tại miệng phun là 12m/s (tƣơng ứng vận tốc điền đầy của piston v2 = 3,6m/s). 5.5.2. Kết quả xác định tỷ trọng Tỷ trọng là thông số đặc trƣng cho độ xít chặt hay hàm lƣợng xốp vi mô (microporosity) trong vật đúc. Xốp vi mô có thể đƣợc hình thành do khí (rỗ khí) hoặc do co (xốp co) hoặc do đồng thời cả hai (xốp co-khí). Một trong những loại xốp co rất điển hình trong vật đúc là xốp đƣờng tâm. Trên hình 5.43 [24] là các loại xốp vi mô điển hình trong vật đúc nhôm. 97 Trong trƣờng hợp hợp kim bị no khí thì rất nhiều rỗ khí đƣợc hình thành. Trên hình 5.44 [24] là hình ảnh mô phỏng sự hình thành rỗ khí vi mô trong hợp kim nhôm khi hàm lƣợng khí cao. Việc khắc phục xốp vi mô (tăng tỷ trọng) luôn là vấn đề đặt ra trong công nghệ đúc và luôn là một bài toán khó. Hình 5.43. Các dạng xốp vi mô điển hình trong vật đúc nhôm c) Xốp vi mô (khí + co) a) Rỗ co b) Rỗ khí trong hợp kim Al-8% Si d) Xốp vi mô (khí + co) a) Sau đúc b) giữ ở 703 K sau 18h c) giữ ở 823 K trong 90h sau b) Hình 5.44. Sự hình thành rỗ khí vi mô trong vật đúc nhôm với hàm lượng khí cao 98 5.5.2.1. Kết quả xác định tỷ trọng theo chiều dọc mẫu Các mẫu thử đƣợc gia công, mài phẳng với kích thƣớc 8x8x180mm (hình 5.45), tiến hành cân tỷ trong bằng thiết bị cân tỷ trọng AD -1653/ GR-202 của Nhật Bản (hình 3.17). Hình 5.45. Mẫu kiểm tra tỷ trọng Các kết quả về tỷ trọng của hợp kim nhôm A356 với các chế độ đúc khác nhau đƣợc trình bày trên bảng 5.2. Bảng 5.2. Ảnh hưởng của áp lực ép tĩnh đến tỷ trọng của hợp kim A356 Ảnh hƣởng của áp lực ép tĩnh đến tỷ trọng của hợp kim A356 Áp lực ép tĩnh, MPa 185 190 195 200 205 Tỷ trọng hợp kim A356- bán lỏng, nhiệt độ rót: 6100C, (g/cm3) 2,651 2,659 2,667 2,672 2,677 Phụ lục 2: Phiếu 201/15 Tỷ trọng hợp kim A356, nhiệt độ rót: 660 0 C, (g/cm 3 ) 2,607 2,612 2,619 2,623 2,628 Phụ lục 2: Phiếu 143/15 Độ chênh (g/cm3) 0,044 0,047 0,048 0,049 0,049 Độ chênh trung bình 0,0474 Hình 5.46. Tỷ trọng của mẫu đúc Lưu biến-áp lực , Áp lực với các áp suất ép tĩnh khác nhau 99 Hình 5.46 là đồ thị quan hệ giữa tỷ trọng tuyệt đối của vật đúc tới các áp suất ép tĩnh (giai đoạn 3 - với vận tốc dòng nạp (vnap) là 5 m/s và áp suất ép tĩnh thay đổi lần lƣợt là 185, 190, 195, 200 và 205 MPa. Kết quả khảo sát độ sít chặt thông qua tỷ trọng tuyệt đối (ρ) trên các mẫu đúc với các áp suất khác nhau cho thấy: 1) tỷ trọng của các mẫu đúc bằng công nghệ Lƣu biến-áp lực dao động trong vùng giá trị tiêu chuẩn ASTM là 2,67 g/cm3, trong khi đúc áp lực thông thƣờng cho tỷ trọng trung bình chỉ là khoảng 2,62 g/cm3, tức là thấp hơn khoảng 2%. 2) Trong trƣờng hợp đúc bán lỏng sự thay đổi về tỉ trọng là 0,026 g/cm3 khi tăng áp lực ép tĩnh từ 185 MPa lên 205 MPa. Trong khi đó ở chế độ đúc áp lực thông thƣờng sự thay đổi tỉ trọng chỉ là 0,021g/cm3 khi cũng tăng áp lực ép tĩnh từ 185 MPa lên 205 MPa, tức là ít hơn khoảng 24%. Các điều nói trên cho thấy công nghệ đúc lƣu biến-áp lục cho phép cải thiện tổ chức một cách rõ rệt hơn rất nhiều so với đúc áp lực thông thƣờng. Có thể giải thích việc tỷ trọng tăng khi áp lực tăng là do áp lực ΔP tác dụng lên kim loại lỏng sẽ thúc đẩy quá trình thấm kim loại lỏng trong vùng 2 pha và điều chỉnh quá trình tác động nhiệt để hình thành vật đúc. Lƣợng pha lỏng thấm lọc qua vùng hai pha của hợp kim, theo định luật Dasi, tính theo công thức nêu trong [3] là: p L F kQ  (5.1) trong đó: k (10-12m2) là hệ số thấm (hình 5.47 [3]), F (m 2) là diện tích tiết diện ngang vật đúc, L (m) là chiều rộng vùng hai pha. Nhìn vào công thức 5.1. ta thấy rằng Q tỷ lệ thuận với p: áp lực càng lớn, lƣợng kim loại thấm qua vùng 2 pha càng nhiều, tỷ trọng của hợp kim càng lớn, vật đúc càng sít chặt. Ngoài ra rõ ràng là việc tạo ra các tinh thể cầu tròn làm giảm đáng kể lực 4 16 20 12 8 24 0 580 610 590 600 T 0 C k Hình 5.47. Quan hệ phụ thuộc của hệ số thấm vào nhiệt độ vùng 2 pha hợp kim nhôm (1-Al9 và 2- Al4Si)[3] 100 cản đối với quá trình “nuôi” vật đúc, tức là quá trình thấm qua vùng 2 pha; điều này có thể đƣợc minh họa qua hình 5.48. a) b) Hình 5.48. Việc lọc qua các tinh thể nhánh cây a) khó khăn hơn nhiều (trở lực lớn) so với qua các hạt cầu tròn b). Ngoài ra, kết quả thí nghiệm cho thấy các mẫu đúc bằng công nghệ đúc áp lực thông thƣờng có tỷ trọng trung bình nhỏ hơn so với các mẫu đúc bằng công nghệ đúc Lƣu biến-áp lực khoảng 0,0474g/cm3. Trong những điều kiện khác nhƣ nhau thì sự giảm về tỷ trọng này rõ ràng là do hợp kim có tổ chức sít chặt hơn, tức là chứa ít các bọt khí hơn. Nếu xét rằng trong bọt khí chủ yếu là không khí với tỷ trọng 1,205 g/lít ở điều kiện môi trƣờng (20 0 C, 760 mmHg) thì 0,047g không khí phải có thể tích khoảng 36 cm3 là một con số rất đáng kể. 5.5.2.2. Kết quả xác định tỷ trọng tại ba vị trí trên mẫu Hình 5.49. Tỷ trọng tại 3 vùng trên mẫu đúc Lưu biến-áp lực và mẫu đúc Áp lực, áp suất ép tĩnh 200 MPa: (a) kết quả mô phỏng, (b, c) kết quả thực nghiệm 101 Kết quả mô phỏng phân bố tỷ trọng trên mẫu khi đúc với áp suất ép tĩnh 200 MPa đƣợc trình bày trên hình 5.49 (a). Ta thấy có sự chênh lệch phân bố tỷ trọng giữa các vùng trên mẫu: vùng giữa rõ ràng bị xốp (đƣờng tâm) do đó có tỷ trọng nhỏ hơn. Để có thể khẳng định sự chênh lệch này, ta xác định tỷ trọng trên mẫu đúc thử nghiệm. Trên hình 5.49 (b) là kết quả tỷ trọng thực tế trên mẫu thử khi đúc Lƣu biến – áp lực với cùng điều kiện nhƣ đã tiến hành mô phỏng. Ta thấy ứng với các vị trí P1, P2, P3 lần lƣợt có giá trị là; 2676 kg/m 3 , 2667 kg/m 3 và 2672kg/m 3 (Phụ lục 2: Phiếu 202/15); chênh lệch lớn nhất về tỷ trọng là 0,34 %, một sự chênh lệch, cho thấy sự đồng đều về tỷ trọng trong toàn bộ khối vật đúc và xốp đƣờng tâm đã giảm đáng kể. Tƣơng tự nhƣ vậy trên hình 5.49 (c) là kết quả tỷ trọng thực tế trên mẫu thử khi đúc Áp lực với cùng điều kiện nhƣ đã tiến hành mô phỏng. Ta thấy ứng với các vị trí 1, 2 và 3 lần lƣợt có giá trị là 2634 kg/m3, 2601 kg/m3 và 2616 kg/m 3 (Phụ lục 2: Phiếu 203/15); chênh lệch lớn nhất về tỷ trọng là 1,27%, lớn gấp khoảng 4 lần so với trƣờng hợp đúc lƣu biến-áp lực. Nhƣ vậy các kết quả thí nghiệm cho thấy: 1) các mẫu đúc bằng công nghệ lƣu biến – áp lực có tỷ trọng lớn hơn so với các mẫu đúc bằng công nghệ đúc áp lực thông thƣờng, chứng tỏ vấn đề xốp tế vi đã đƣợc khắc phục đáng kể. 2) không những thế các mẫu đúc lƣu biến – áp lực có độ xít chặt rất đồng đều trong toàn bộ thể tích; một dạng khuyết tật rất điển hình của vật đúc là xốp đƣờng tâm đã đƣợc khắc phục. Đây là một phát hiện mới của luận án và rất có ý nghĩa thực tế đối với việc sản xuất các chi tiết đòi hỏi độ xít chặt cao và đồng đều, tránh hiện tƣợng rò rỉ khí hoặc chất lỏng. Kết luận: Việc phân tích kết quả mô phỏng số quá trình truyền nhiệt và so sánh phân bố tỷ trọng với kết quả thực nghiệm cho thấy rõ ràng là việc kết hợp giữa đúc lƣu biến và đúc áp lực là rất thuận lợi: 1. Việc hình thành các tinh thể đều trục, cầu tròn phi nhánh cây ít gây cản trở cho quá trình “nuôi” hơn là các tinh thể nhánh cây do ma sát giữa kim loại lỏng và tinh thể giảm, nhờ vậy xốp co ít hơn và tỷ trọng tăng. 2. Áp lực cũng giúp cho quá trình “nuôi” vật đúc tốt hơn nhờ việc thấm lọc qua vùng 2 pha, nhƣ đã trình bầy ở trên. 102 3. Việc điền đầy khuôn bằng dòng chảy tầng khiến sự cuốn khí giảm, dẫn đến việc giảm rỗ khí, nhờ vậy mà tỷ trọng cũng tăng. 4. Độ xít chặt của vật đúc là đồng đều trong toàn bộ thể tích. Rõ ràng đây là những ƣu điểm rất nổi bật của phƣơng pháp rheo-diecasting: khắc phục đƣợc các dạng xốp tế vi (microporosity) cả ở 2 khía cạnh: co và khí. 5.6. Kết quả nghiên cứu về độ cứng của hợp kim A356 Đã tiến hành khảo sát độ cứng của mẫu đúc tại ba vị trí P1; P2; P3 (hình 5.50), những vị trí chịu ảnh hƣởng lớn nhất bởi vận tốc dòng chảy và áp lực ép tĩnh. Mẫu đúc đƣợc chế tạo bởi quá trình đúc Lƣu biến-áp lực, áp lực ép tĩnh 200 MPa. Bảng 5.3. Độ cứng mẫu đúc Lưu biến-áp lực , áp lực ép tĩnh 200MPa Khoảng cách điểm đo Bề rộng mẫu, mm 1 2 4 6 8 10 12 14 15 Vị trí P1 99,1 88,6 84,9 83,7 83,2 83,4 84,5 88,8 97,8 Vị trí P2 97,3 85,9 80,7 77,5 76,8 77,9 80,3 85,7 97,1 Vị trí P3 97,9 87,4 83,7 81,5 80,2 81,4 83,3 87,6 97,3 Độ cứng đƣợc xác định trên mặt cắt ngang (hình 5.50) với bề rộng đi qua tâm mẫu là 15mm. Có thể thấy độ cứng của bề mặt cao hơn đáng kể so với các vị trí ở tâm mẫu [41]. Điều này khá phù hợp với sự phân tích về độ xít chặt đã nêu ở phần 5.5: mặc dù đã đƣợc khắc phục đáng kể tuy nhiên ở tâm mẫu độ xít chặt của hợp kim vẫn thấp hơn và đó có thể là nguyên nhân chính dẫn tới độ cứng cũng thấp hơn. 0 20 40 60 80 100 120 0 5 10 15 20 Bề rộng của tâm mẫu, mm Đ ộ c ứ n g , H V P1 P2 P3 Hình 5.50. Độ cứng của mẫu đúc Lưu biến-áp lực tại 3 vị trí với áp lực ép tĩnh 200MPa 103 Trên hình 5.50 tại vị trí P2 độ cứng có giá trị thấp nhất vì đây là nơi nguội sau cùng trong mẫu đúc (hình 5.15, hình 5.21). Tại vị trí P1 có độ cứng cao hơn cả vì đây là nơi bị tác động của áp lực ép tĩnh lớn nhất, độ xít chặt tốt nhất. Độ cứng trung bình của mẫu đạt khoảng 80HV (tƣơng đƣơng 74HB) nhƣ vậy đạt tiêu chuẩn so với ASM (60-70 HB) [34]. Bảng 5.4. trình bày độ cứng đi qua mặt cắt ngang của mẫu đúc Lƣu biến-áp lực và mẫu đúc Áp lực tại các vị trí P1; P2; P3 với nhiệt độ rót tƣơng ứng là 6100C và 6600C, áp lực ép tĩnh là 200 MPa. Bảng 5.4. So sánh độ cứng mẫu đúc Lưu biến-áp lực và đúc Áp lực, áp lực ép tĩnh 200MPa Khoảng cách điểm đo Bề rộng mẫu, mm Mức chênh lớn nhất giữa vị trí số 1 và số 8, % Mức chênh lớn nhất giữa vị trí số 15 và số 8, % 1 2 4 6 8 10 12 14 15 P1: Lƣu biến-áp lực , độ cứng HV 99,1 88,6 84,9 83,7 83,2 83,4 84,5 88,8 97,8 16 15 P1: Áp lực, độ cứng HV 98,7 88,1 84,3 83,6 82,7 83,2 84,1 87,7 97,4 16,2 15,1 P2: Lƣu biến-áp lực , độ cứng HV 97,3 85,9 80,7 77,5 76,8 77,9 80,3 85,7 97,1 21 20,9 P2: Áp lực, độ cứng HV 97,2 85,1 79,2 75,3 74,3 75,4 78,7 84,5 97 23,6 23,4 P3: Lƣu biến-áp lực , độ cứng HV 97,9 87,4 83,7 81,5 80,2 81,4 83,3 87,6 97,3 18 17,6 P3: Áp lực, độ cứng HV 98,1 87,2 83,4 81,6 79,8 81,5 83,7 87,9 97,2 18,6 17,9 0 20 40 60 80 100 120 0 5 10 15 20 Bề rộng qua tâm mẫu,mm Đ ộ c ứ n g , H V P1_Áp lực- Lưu biến P1_Áp lực Hình 5.51. Độ cứng tại vị trí P1 104 0 20 40 60 80 100 120 0 5 10 15 20 Bề rộng qua tâm mẫu, mm Đ ộ c ứ n g , H V P3_Áp lực-Lưu biến P3_Áp lực Hình 5.52. Độ cứng tại vị trí P3 0 20 40 60 80 100 120 0 5 10 15 20 Bề rộng qua tâm mẫu, mm Đ ộ c ứ n g , H V P2_Áp lực-Lưu biến P2_Áp lực Hình 5.53. Độ cứng tại vị trí P2 Trên hình 5.51 và hình 5.52 cho thấy độ cứng tại vị trí P1 và vị trí P3 của hai phƣơng pháp đúc có giá trị tƣơng đƣơng nhau. Có thể giải thích do tại vị trí xa nhất và gần rãnh dẫn mẫu đúc đều có độ xít chặt cao. Tại vị trí P2 (hình 5.53), tức là ở tâm vật đúc thì phƣơng pháp đúc áp lực cho độ cứng thấp hơn. Ngoài ra từ bảng 5.4 có thể thấy rằng mức chênh về độ cứng giữa vùng ngoài và vùng tâm trong trƣờng hợp đúc áp lực và đúc lƣu biến-áp lực là khác nhau không đáng kể ở các vị trí P1 và P3 (từ 0,1 đến 0,3%) trong khi đó ở vùng giữa (P2) độ chênh rất rõ ràng: 2,5 – 2,6%. Ở tất cả các vùng (P1, P2, P3) mức chênh về độ cứng giữa vùng ngoài và tâm trong trƣờng hợp đúc áp lực đều lớn hơn so với đúc lƣu biến-áp lực. Tất cả những điều nói trên một lần nữa khẳng định ƣu điểm của phƣơng pháp đúc lƣu biến-áp lực: cũng giống nhƣ tỷ trọng, do xốp tế vi (microporosity), đặc biệt là xốp 105 đƣờng tâm đã đƣợc khắc phục đáng kể nên độ cứng cũng đồng đều hơn trong toàn bộ mẫu và có giá trị cao hơn. Kết luận: 1. Độ cứng ở tâm mẫu trong cả 2 trƣờng hợp đúc áp lực và đúc lƣu biến – áp lực vẫn thấp hơn so với độ cứng ở phía ngoài, do xốp tế vi không thể bị hoàn toàn loại bỏ. 2. Tuy nhiên trong trƣờng hợp đúc lƣu biến-áp lực độ cứng luôn cao hơn và đồng đều hơn ở vùng tâm là vùng mà xốp tế vi tập trung nhiều nhất, chứng tỏ ƣu điểm rất cơ bản của phƣơng pháp này. 5.7. Kết quả nghiên cứu về độ bền kéo của hợp kim A356 Bảng 5.5. Trình bày độ bền kéo, độ dãn dài của các mẫu đúc với các công nghệ khác nhau. Các mẫu từ số 1÷5 đƣợc chế tạo bởi công nghệ đúc Lƣu biến- Áp lực có độ bền kéo tƣơng đối ổn định đạt trung bình khoảng 270MPa. Hội Kim loại Mỹ (Americal Society of Metals – ASM [34]) đƣa ra tiêu chuẩn độ bền kéo cho hợp kim này là 220 MPa. Bảng 5.5. Độ bền kéo và độ dãn dài của các mẫu đúc với công nghệ chế tạo khác nhau Nmau V, v/ph Nhiệt độ khuấy, 0C Nhiệt độ rót, 0 C Đƣờng kính trục, cm UTM, MPa , % Công nghệ đúc 1 200 625 610 30 269 3,0 LB-AL 2 200 625 610 255 3,6 LB-AL 3 200 625 610 263 3,2 LB-AL 4 200 625 610 259 3,4 LB-AL 5 200 625 610 284 2,8 LB-AL 6 - - 660 210 2,2 AL Hình 5.54. Độ bền kéo của các mẫu đúc với công nghệ chế tạo khác nhau Mẫu Đ ộ b ền k éo , M P a 106 Hình 5.55. Chụp ảnh SEM mẫu đúc áp lực x5000 lần, mũ tên chỉ các bọt khí Hình 5.56. Chụp ảnh kim tương mẫu đúc áp lực x1000 lần, Si cùng tinh dạng tấm Trên hình 5.54 cho thấy độ bền kéo trung bình của các mẫu đúc áp lực chỉ đạt 210 MPa vì với công nghệ đúc áp lực rót ở trạng thái lỏng và dòng chảy rối nên trong thể tích mẫu thƣờng còn chứa các bọt khí nhỏ (hình 5.55) và Si cùng tinh dạng tấm thô (hình 5.56). Trong khi đó độ bền kéo trung bình của các mẫu đúc lƣu biến-áp lực là 266, cao hơn 21%. Tƣơng tự nhƣ vậy đối với độ dãn dài tƣơng đối: 3,2% so với 2,2%, tức là cao hơn khoảng 32%. Trên hình 5.57 cho thấy các mẫu đúc áp lực khi rót ở nhiệt độ là 660 0C (hình 5.57 a) và 630 0 C (hình 5.57 b), sau đó tiến hành nhiệt luyệt ở nhiệt độ 520 0C thời gian giữ nhiệt là 2 h có hiện tƣợng phồng rộp. Có thể thấy rằng trong mẫu đúc có nhiều bọt khí đây chính là nguyên nhân dẫn đến việc không thể tiến hành nhiệt luyện sản phẩm đúc áp lực. Các mẫu đúc lƣu biến- áp lực khi đƣợc nhiệt luyện ở nhiệt độ 520 0C (hình 5.57 c) thời gian giữ nhiệt là 2 h, không có hiện tƣợng phồng rộp nhƣ mẫu đúc áp lực thông thƣờng. Điều này chứng tỏ rằng khi tiến hành đúc lƣu biến- áp lực, dòng chảy tầng ít cuốn khí hơn, mẫu đúc sít chặt hơn, giảm xốp tế vi và bọt khí. Bọt khí 107 Hình 5.57. Mẫu đúc áp lực và lưu biến- áp lực được nhiệt luyện ở nhiệt độ T = 5200 C, thời gian 2h Kết luận: Các ƣu điểm về tổ chức nhƣ hình dáng hạt (cầu tròn thay vì cho nhánh cây), kích thƣớc hạt (< 35 m), xốp tế vi (khắc phục đáng kể, thể hiện ở việc tăng tỷ trọng) cuối cùng đã đƣợc phản ánh trong những thông số quan trọng nhất về cơ tính là độ bền kéo và độ dãn dài tƣơng đối: tăng 21 và 32%, tƣơng ứng. 108 CHƢƠNG 6. ỨNG DỤNG CHẾ TẠO SẢN PHẨM Thiết bị sử dụng trong nghiên cứu này là máy đúc áp lực ZITAI ZDC420TPS với buồng nạp kiểu nằm ngang (không có phần nối trung gian từ buồng nạp đến rãnh dẫn, đƣờng đi của kim loại lỏng ngắn, tránh đƣợc sự giảm nhiệt độ kim loại lỏng). Dung tích buồng nạp của máy với lƣợng kim loại là ≈ 5kg, buồng nạp theo máy có đƣờng kính () theo tiêu chuẩn là 60, 70 và 80 mm. 6.1. Chế thử sản phẩm Thân bơm Nhu cầu về sản lƣợng thân bơm BRA 50 trên thị trƣờng hiện nay là rất lớn. Chỉ tính riêng sản lƣợng của Nhà máy cơ khí chính xác số 1 thuộc Tổng công ty Máy Động lực và Máy Nông nghiệp đã đạt khoảng 10.000 sản phẩm/năm. Thân bơm BRA50 là loại bơm dầu sử dụng cho các ben thủy lực, làm việc trong chế độ khắc nghiệt chịu áp suất lớn lên đến 200kg/cm2, nên đòi hỏi chi tiết phải có cơ tính tốt. Từ nhu cầu về sản lƣợng và điều kiện kỹ thuật của sản phẩm, thân bơm BRA50 phù hợp với việc chế tạo hàng loạt và có chất lƣợng ổn định. Đúc chi tiết thân bơm BRA50 bằng phƣơng pháp đúc lƣu biến- áp lực sẽ đảm bảo đƣợc độ sít chặt của hợp kim nhôm silic sau khi đông đặc cũng nhƣ cơ tính của chi tiết đảm bảo rất tốt, hạt tinh thể rất nhỏ mịn. Các thông số yêu cầu kỹ thuật của thân bơm BRA 50. Bề mặt chi tiết nhẵn đẹp; thử áp lực đạt 200kg/cm2; trọng lƣợng phôi đúc: 2,9 kg; tổng diện tích hình chiếu bề mặt (tính cho nửa khuôn động): 260 cm2; kích thƣớc bao lớn nhất của phôi đúc: 147x115; kích thƣớc bao lớn nhất dự kiến của khuôn: 500x500; đƣờng kính buồng nạp Ø80mm. 6.1.1. Tính toán rãnh dẫn Rãnh dẫn là thành phần cơ bản nhất của hệ thống rót. Diện tích thiết diện ngang của rãnh dẫn quyết định tốc độ nạp kim loại. Chiều dãy rãnh dẫn quyết định động học quá trình điền đầy và khả năng ép trong buồng nạp. Áp dụng công thức 4.1 [7], ta tính toán đƣợc tổng diện tích rãnh dẫn: Trong đó: tdd=0,149s (Lnạp =0,2235m; v2= 1,5m/s); ρm= 2.670 kg/m 3 ; mp=0,1kg; mvd=2,9kg, Lựa chọn Vnap = 5,5m/s. Thay các thông số vào công thức 4.1 ta đƣợc fd [7]: 2001371,0 149,0*5,5*2670 1,09,2 mfd    Nhƣ vậy diện tích rãnh dẫn là fd = 1371 mm 2; (diện tích miệng phun chỗ thắt) 109 6.1.2. Tính toán rãnh hơi Áp dụng công thức thực nghiệm 4.4 [7]; và tính toán đƣợc fh nhƣ sau: Ta có: Vvđ = 1086*10 -6 m 3 ; Tk = 883 oK; Thời gian điền đầy tdd = 0,149s; áp suất khí trong khuôn pk = 0,16MPa = 16.315,5kg/m 2,đổi 1MPa = 101.971,6 kg/m2; (pk: lấy theo thực nghiệm); gia tốc trọng trƣờng g = 9,81m/s2; ρk = 0,04 (theo bảng 4.2 [7]) ta có fh [7]: 26 71,143,1 6 10*49,13 6,1 1 6,1 1 *149,0*5,16315 883*10*1086*04,0 81,9*65,0 mfn                  Nhƣ vậy tổng thiết diện rãnh hơi là fh = 13,5 mm 2 , 6.1.3. Thiết kế khuôn đúc Lƣu biến- áp lực chi tiết thân bơm BRA50 Từ kết quả tính toán tiết diện rãnh dẫn, rãnh hơi và trên cơ sở bản vẽ thân bơm 3D, thiết kế bộ khuôn đúc Lƣu biến- áp lực với các thông số nhƣ sau: - Chọn tỷ lệ co của hợp kim nhôm đúc trong khuôn áp lực là 0,6%, các kích thƣớc gia công cộng lƣợng dƣ là 1,5 mm, riêng 2 lỗ trụ Ф55 cộng lƣợng dƣ gia công là 1,5 mm và chiều côn thoát ruột là 1o. - Căn cứ vào kết quả mô phỏng, chọn tỷ lệ giữa chiều dày rãnh dẫn h và chiều dày thành vật đúc H, h/H=0,8, chiều dày đáy của thân bơm là 19mm, nên chiều dày rãnh dẫn là 15,2mm, vì vậy tƣơng ứng với tiết diện chỗ thắt là: 15,2x90,19mm. - Chọn tiết diện ngang của rãnh 2 rãnh hơi hai bên là: 13,2x0,5mm Ta đƣợc thiết kế hệ thống rãnh dẫn cho chi tiết thân thân bơm BRA50 nhƣ đƣợc trình bày ở hình 6.1. Hình 6.1. Thiết kế rãnh dẫn chi tiết thân bơm BRA50 110 Từ bản vẽ thiết kế rãnh dẫn chi tiết thân bơm BRA50 hình 6.1 tạo phần ruột khuôn chày, khuôn cối và ruột. Ruột khuôn chày và ruột khuôn cối lựa chọn kích thƣớc phôi nhƣ sau: 252x202x82, kích thƣớc phôi này đảm bảo sau khi gia công ruột khuôn xong tại những vị trí mỏng nhất còn đủ độ dày > 20 mm. Trên cơ sở kích thƣớc ruột khuôn tĩnh và khuôn động đã lựa chọn, dựng bản vẽ 3D toàn bộ hệ thống khuôn đúc áp lực thân bơm BRA50: hình 6.2 nửa khuôn động, hình 6.3 nửa khuôn tĩnh. Hình 6.2. Nửa khuôn động thân bơm BRA 50 Hình 6.3. Nửa khuôn tĩnh thân bơm BRA 50 Bộ khuôn đúc Lƣu biến- áp lực thân bơm BRA50 đƣợc gia công hoàn chỉnh nhƣ đƣợc trình bày ở hình 6.4. Hình 6.4. Bộ khuôn đúc áp lực thân bơm BRA 50 a. Nửa khuôn động b. Nửa khuôn tĩnh 111 6.1.4. Kết quả chế tạo chi tiết thân bơm BRA50 Với các thông số kỹ thuật nhƣ sau: Tổng chiều dài hành trình piston là 406 mm, đƣợc chia làm 3 giai đoạn: chiều dài giai đoạn 1 (kim loại lỏng điền đầy buồng nạp, L1) là 238mm với vận tốc v1 = 1,2 m/s, áp suất ép p1 = 90 MPa; chiều dài giai đoạn 2 (kim loại lỏng điền đầy hốc khuôn, L2) là 336mm với vận tốc v2 = 1,5 m/s, áp suất ép p2 = 90 MPa và chiều dài giai đoạn 3 (kim loại đông đặc dƣới áp suất lớn, L3) là 386mm với vận tốc v3 =1 m/s, áp suất ép p3= 200 MPa. Chi tiết thân bơm BRA50 với trọng lƣợng vật đúc là 2,9 kg, trọng lƣợng hệ thống rót là 0,3 kg. Hình 6.5 là sản phẩm chi tiết thân bơm BRA50 đã đƣợc chế tạo bằng công nghệ Lƣu biến- áp lực. Hình 6.5a cho thấy sản phẩm khi chƣa điều chỉnh rãnh hơi bị nhăn bề mặt cả phía trong, ngoài và khuyết tật rỗ khí. Các vết nhăn này đƣợc tạo ra do áp suất khí trong khuôn tăng khi khí không thoát kịp qua các rãnh thoát hơi nên các dòng kim loại chuyển động rối. Sau khi điều chỉnh rãnh hơi trên bề mặt phẩm không còn các vết nhăn (hình 6.5b). Hình 6.5. Sản phẩm thân bơm trước (a) và sau hiệu chỉnh rãnh thoát hơi (b) Chất lƣợng của sản phẩm đúc áp lực phụ thuộc rất nhiều vào áp lực ép tĩnh và vận tốc nạp liệu vào hốc khuôn. Với khuôn đúc áp lực cao áp dụng cho chi tiết bằng hợp kim nhôm, vận tốc dòng nạp (vnap) có thể lên tới (20÷60) m/s (vận tốc tại miệng phun). Ở giai đoạn ép tĩnh, áp suất có thể đạt đến 200 MPa, tƣơng ứng với giai đoạn 3 - kim loại điền đầy phần còn lại (những chỗ khó điền đầy) và đông đặc dƣới áp lực cao. Dƣới áp suất ép lớn kim loại tăng nhiệt độ đông đặc khoảng 0,060 C/MPa [47], toàn bộ thể tích chi tiết đông đặc đồng thời rất nhanh nên tổ chức nhỏ mịn. Do vận tốc chuyển động của dòng kim loại rất nhanh, nên có thể đúc đƣợc những chi tiết thành rất mỏng, mặc dù cƣờng độ truyền nhiệt giữa vật đúc với khuôn rất lớn. Tuy nhiên, với những chi tiết có thành dày lớn hơn 10 mm khi đúc áp lực thƣờng bị rỗ khí và xốp trong vật đúc. Trên hình 6.6 là kết quả khảo sát vị trí tâm nhiệt tại vị trí thành dày, nơi thƣờng xảy ra các khuyết tật nhƣ rỗ khí và co (xốp tế vi). Kết quả đã đƣợc so sánh đối chiếu giữa mô phỏng và mẫu chi tiết thử. Độ sít chặt chi tiết thân bơm BRA50 có khối lƣợng theo thiết kế 112 là 2,9kg bằng hợp kim nhôm A356 đƣợc đánh giá thông qua tỷ trọng tuyệt đối (ρ). Khi đúc thân bơm BRA50 bằng phƣơng pháp đúc áp lực với vận tốc dòng chảy 30m/s, áp suất ép tĩnh p3= 200 MPa cho thấy tỷ trọng chỉ đạt  2,21 g/cm 3. Khi tiến hành đúc thân bơm BRA50 bằng phƣơng pháp đúc Lƣu biến- áp lực vận tốc dòng chảy 5,5 m/s, áp suất ép tĩnh p3= 200 MPa cho thấy tỷ trọng đạt  2,6 g/cm 3 , hình 6.6 (b) gần bằng giá trị tiêu chuẩn ASTM là 2,67 g/cm 3 [34]. Hình 6.6. Khuyết tật rỗ xốp trên vật đúc khi đúc áp lực (a) và không còn rỗ xốp (b) khi đúc Lưu biến- áp lực được so sánh với kết quả mô phỏng. 113 Hình 6.7. Đúc lưu biến- áp lực, áp suất ép tĩnh p3= 185 MPa Hình 6.8. Đúc lưu biến- áp lực, áp suất ép tĩnh p3= 200 MPa Khi tiến hành đúc thân bơm BRA50 bằng phƣơng pháp đúc Lƣu biến- áp lực vận tốc dòng chảy 5,5 m/s, áp suất ép tĩnh p3= 185 MPa thì bề mặt bên ngoài, bên trong thân bơm còn nhiều nếp nhăn nhƣ trình bày ở (hình 6.7). Khi tăng áp suất ép tĩnh lên p3= 200 MPa ở cùng chế độ đúc thì bề mặt vật đúc nhẵn đẹp nhƣ đƣợc trình bày ở hình 6.8. Nhƣ vậy, áp suất ép tĩnh không những ảnh hƣởng đến tỷ trọng mà còn ảnh hƣởng đến chất lƣợng bề mặt của vật đúc. 6.2. Chế thử nắp hông động cơ RV125 Nhu cầu về động cơ RV125 mỗi tháng từ 1500 2000 cái. Trong đó, tỉ lệ xuất khẩu chiếm từ 5060%, đi các nƣớc: Indonesia, Srilanka, Hàn Quốc, Nhật. Động cơ chủ yếu dùng trong nông nghiệp và máy phát điện. Đây là sản phẩm động cơ diezen đƣợc ƣa chuộng nhất trên thị trƣờng hiện nay. Một số chi tiết của động cơ đƣợc nội địa hóa nhƣ: Bơm cao áp, vòi phun nhiên liệu, piston, sơ mi, nắp xy lanh,đã đáp ứng đƣợc các yêu cầu về năng suất, kỹ thuật cũng nhƣ công nghệ chế tạo. Tuy nhiên, nắp hông của động cơ chế tạo, sản xuất theo các công nghệ đúc áp lực truyền thống chƣa hoàn toàn đảm bảo ổn định về chất lƣợng. Vì vậy, cần nghiên cứu ứng dụng công nghệ đúc lƣu biến-áp lực vào việc chế tạo nắp hông động cơ RV125 để giải quyết vấn đề này. Nắp hông là một chi tiết của động cơ RV125, nằm ở phía ngoài bên phải động cơ. Nó đóng vai trò rất quan trọng trong việc che chắn bảo vệ động cơ và định vị một số chi tiết đối với động cơ nhƣ: bơm cao áp, cần điều tốc, cần ga, bơm dầu nhớt, ống dẫn dầu, van điều áp, trục khởi động. 114 Yêu cầu kỹ thuật đối với chi tiết nắp hông động cơ RV125 Bề mặt chi tiết nhẵn đẹp, trọng lƣợng phôi đúc: 2,4 kg; độ bền kéo > 160 MPa; thử áp lực khí đƣờng bơm cao áp > 6at; tổng diện tích hình chiếu bề mặt (tính cho nửa khuôn cối): 726 cm2; kích thƣớc bao lớn nhất của phôi đúc: 22cmx33cm; kích thƣớc bao lớn nhất dự kiến của khuôn: 600mmx600mm; đƣờng kính buồng nạp Ø80mm. 6.2.1. Tính toán rãnh dẫn Khối lƣợng nắp hông động cơ RV125 là 2,4kg, đậu hơi và đậu tràn là 0,34kg. Áp dụng công thức 4.1 [7], ta tính toán đƣợc tổng diện tích rãnh dẫn: Trong đó: tdd = 0,136s (Lnạp = 0,204 m; v2 = 1,5 m/s); ρm = 2.670 kg/m 3 ; mp = 0,34 kg; mvd = 2,4 kg, Lựa chọn Vnap = 5m/s. Thay các thông số vào công thức 4.1 ta đƣợc fd [7]: 2001509,0 136,0*5*2670 34,04,2 mfd    Nhƣ vậy diện tích rãnh dẫn là fd = 1509 mm 2; (diện tích miệng phun chỗ thắt) 6.2.2. Tính toán rãnh hơi Áp dụng công thức thực nghiệm 4.4 [7]; và tính toán đƣợc fh nhƣ sau: Ta có: Vvđ = 899*10 -6 m 3 ; Tk = 883 0 K; Thời gian điền đầy tdd = 0,136 s; áp suất khí trong khuôn pk = 0,16 MPa = 16.315,5 kg/m 2, đổi 1MPa = 101.971,6 kg/m2; (pk: lấy theo thực nghiệm); gia tốc trọng trƣờng g = 9,81 m/s2; ρk = 0,04 (theo bảng 4.2 [7]) ta có fh[7]: 26 71,143,1 6 10*23,12 6,1 1 6,1 1 *136,0*5,16315 883*10*899*04,0 81,9*65,0 mfn                  Nhƣ vậy tổng thiết diện rãnh hơi là fh = 12,23 mm 2 . 6.2.3. Thiết kế khuôn đúc Lƣu biến- áp lực chi tiết nắp hông RV125 Từ kết quả tính toán tiết diện rãnh dẫn, rãnh hơi và trên cơ sở bản vẽ chi tiết nắp hông RV125 3D, thiết kế bộ khuôn đúc Lƣu biến- áp lực với các thông số nhƣ sau: - Chọn với tỷ lệ co của hợp kim nhôm đúc trong khuôn áp lực là 0,6%, các kích thƣớc gia công cộng lƣợng dƣ là 1,5 mm, các lỗ trụ Ф10÷20 cộng lƣợng dƣ gia công là 1mm và chiều côn thoát ruột là 1o. 115 - Căn cứ vào kết quả mô phỏng, chọn tỷ lệ giữa chiều dày rãnh dẫn h và chiều dày thành vật đúc H, h/H=0,8, chiều dày đáy trung bình của thành nắp hông là 6mm, nên chiều dày rãnh dẫn là 4,8mm. - Chọn tiết diện ngang của rãnh 6 rãnh hơi hai bên là: 4x0,2mm Ta thiết kế đƣợc bộ khuôn đúc Lƣu biến- áp lực cho cho chi tiết nắp hông RV125 nhƣ trình bày ở hình 6.9. Hình 6.9. Bộ khuôn đúc Lưu biến- áp lực chi tiết nắp hông RV125 Từ bộ bản vẽ thiết kế khuôn đúc Lƣu biến- áp lực chi tiết nắp hông RV125, tiến hành gia công, chế tạo đƣợc bộ khuôn hoàn chỉnh nhƣ đƣợc trình bày ở hình 6.10. Hình 6.10. Bộ khuôn đúc Lưu biến- áp lực chi tiết nắp hông RV125 đã chế tạo 116 6.2.4. Kết quả chế tạo chi tiết nắp hông RV125 Với các thông số kỹ thuật nhƣ sau: Tổng chiều dài hành trình piston là 479 mm, đƣợc chia làm 3 giai đoạn: chiều dài giai đoạn 1 (kim loại lỏng điền đầy buồng nạp, L1) là 280 mm với vận tốc v1 = 1,2 m/s, áp suất ép p1 = 90 MPa; chiều dài giai đoạn 2 (kim loại lỏng điền đầy hốc khuôn, L2) là 429 mm với vận tốc v2 = 1,5 m/s, áp suất ép p2 = 90 MPa và chiều dài giai đoạn 3 (kim loại đông đặc dƣới áp suất lớn, L3) là 479 mm với vận tốc v3 = 1 m/s, áp suất ép p3 = 205 MPa. Chi tiết nắp hông RV125 với trọng lƣợng vật đúc là 2,4 kg, trọng lƣợng hệ thống rót, đậu tràn là 1,2 kg. Tiến hành chế tạo sản phẩm bằng phƣơng pháp đúc Lƣu biến- áp lực, chi tiết nắp hông RV125 có bề mặt nhẵn đẹp nhƣ đƣợc trình bày ở hình 6.11. Hình 6.11. Hình ảnh chi tiết RV 125 đúc bằng phương pháp Lưu biến- áp lực Tuy nhiên, đối với sản phẩm đúc áp lực khi chế độ đúc ổn định, bề mặt vật đúc luôn nhẵn đẹp nhƣng ở các vị trí có thành dày cục bộ thƣờng có các khuyết tật xốp, khí. Vì vậy, cần phải kiểm tra các vị trí có thể xảy ra khuyết tật đúc nhƣ các ụ tâm nhiệt, các trụ chuyển tiếp và các khu vực có yêu cầu chất lƣợng cao nhƣ đƣờng thăm dầu, bơm cao áp, tay quay cần khởi động. Tiến hành cắt ngang qua các vị trí đã nêu để kiểm tra khuyết tật. Kết quả thu đƣợc tại các mặt cắt này rất sít chặt, hơn hẳn so với phƣơng pháp đúc áp lực thông thƣờng, trình bày trên hình 6.12; 6.13; 6.14 với sản phẩm RV125. Vị trí thăm dầu có bề dày là 14mm, để gia công ren để lắp ráp với que thăm dầu. Khi đúc bằng phƣơng pháp đúc áp lực xuất hiện bọt xốp có kích thƣớc khoảng 1÷1,2 mm hình 6.12.(b) và không còn bọt xốp khi đúc bằng phƣơng pháp đúc Lƣu biến- áp lực hình 6.12. (a). 117 Hình 6.12. Vị trí gia công que thăm dầu nắp hông RV125: a) chế tạo bằng phương pháp Lưu biến- áp lực, không còn bọt xốp; b) chế tạo bằng phương pháp đúc áp lực, còn bọt xốp Tại vị trí tay quay thƣờng xuất hiện các bọt xốp vì độ dày lớn; thông thƣờng sau khi gia công xong mới phát hiện đƣợc khuyết tật này. Sản phẩm sẽ là phế phẩm vì khuyết tật này dẫn đến việc phá hủy phớt chặn dầu. Khi tiến hành đúc bằng phƣơng pháp Lƣu biến- áp lực các bọt xốp đã bị loại bỏ (hình 6.13a), trong khi khi chế tạo bằng phƣơng pháp đúc áp lực vẫn xuất hiện các bọt xốp lớn đên vài mm (hình 6.13b). Hình 6.13. Vị trí trục khởi động nắp hông RV125: a) chế tạo bằng phương pháp Lưu biến- áp lực, không cònbọt xốp; b) chế tạo bằng phương pháp đúc áp lực, còn bọt xốp Đƣờng bơm dầu đòi hỏi phải chịu áp suất cao, sau gia công sẽ kiểm tra kín bằng thử áp suất khí lên đến 6 atm, tại vị trí này cũng thƣờng xuất hiện các bọt xốp do đƣờng bơm dầu có kích thƣớc tiết diện ngang lớn khoảng Ø15mm. Khi tiến hành đúc bằng phƣơng pháp Lƣu biến- áp lực các bọt xốp đã bị loại bỏ (hình 6.14 a); khi chế tạo bằng phƣơng pháp đúc áp lực vẫn xuất hiện các bọt xốp khoảng 1,5mm (hình 6.14 b). Hình 6.14. Vị trí gia công đường bơm dầu nắp hông RV125; a) chế tạo bằng phương pháp Lưu biến- áp lực, không còn bọt xốp;b) chế tạo bằng phương pháp đúc áp lực, còn bọt xốp a) b) a) a) b) b) 118 Độ sít chặt của chi tiết nắp hông RV125 có khối lƣợng theo thiết kế là 2,4kg bằng hợp kim nhôm A356 đƣợc đánh giá thông qua tỷ trọng tuyệt đối (ρ). Khi tiến hành đúc nắp hông RV125 bằng phƣơng pháp đúc áp lực, với vận tốc dòng chảy 30m/s, áp suất ép tĩnh p3 = 200 MPa, khối lƣợng phôi là 2,27 kg, tỷ trọng chỉ đạt  2,525 g/cm 3. Khi tiến hành đúc nắp hông RV125 bằng phƣơng pháp đúc Lƣu biến- áp lực vận tốc dòng chảy 5m/s, áp suất ép tĩnh p3 = 200 MPa, khối lƣợng phôi là 2,38 kg, tỷ trọng đạt  2,647 g/cm 3gần bằng giá trị tiêu chuẩn ASTM là 2,67 g/cm3 [34]. Kết luận: Khi đúc bằng phƣơng pháp đúc lƣu biến- áp lực thì phải tăng tiết diện rãnh dẫn và tăng áp suất ép tĩnh. Phƣơng pháp đúc Lƣu biến- áp lực cho phép đúc các sản phẩm có kết cấu phức tạp và độ dày thành trung bình đến 20mm. Vận tốc của kim loại đi vào hốc khuôn nhỏ (~ 2-5 m/s), dòng chảy tầng, ít cuốn khí, giảm độ co, bọt xốp. Nhiệt độ kim loại lỏng thấp hơn (~ 600 0 C), tăng tuổi thọ của khuôn, chu trình đúc đƣợc rút ngắn. 119 KẾT LUẬN 1. Đã thực hiện đầy đủ những nội dung nghiên cứu đề ra. Kết quả nghiên cứu cho thấy việc kết hợp giữa đúc lƣu biến và đúc áp lực cho phép thực hiện một công nghệ đơn giản, không tốn kém, dễ vận hành mà vẫn đạt đƣợc hiệu quả cao. 2. Kết quả mô phỏng cho thấy trong công nghệ đúc lƣu biến-áp lực dòng chảy tầng khi điền đầy khuôn đạt đƣợc nếu phối hợp tốt các yếu tố công nghệ khuôn và lƣu tốc của dòng chảy: - Khi tỷ lệ giữa chiều dày rãnh dẫn trên chiều dày thành vật đúc, h/H = 0,5 thì để đảm bảo dòng chảy tầng vận tốc tối đa của dòng chảy, vmax = 2,2 m/s; - Với h/H = 0,7 thì vmax = 3,6 m/s; - Với h/H = 0,8 thì vmax = 5 m/s; Kết quả mô phỏng cũng cho thấy: khác với đúc thông thƣờng, trong quá trình đúc lƣu biến- áp lực nhiệt độ khối kim loại bán lỏng đƣợc đồng đều hóa: kết quả xác định trƣờng nhiệt cho thấy nhiệt độ tại các mặt cắt chỉ chênh nhau vài độ, trong khi đó trong trƣờng hợp đúc thông thƣờng có thể chênh 2000C. Điều này tạo điều kiện rất thuận lợi cho việc hình thành các tinh thể đều trục, cầu tròn. 3. Quá trình đông dặc và hình thành tổ chức của hợp kim trong công nghệ đúc lƣu biến-áp lực (rheo-diecasting) đã đƣợc làm rõ: sự kết tinh và đông đặc trong công nghệ đúc lƣu biến-áp lực xảy ra theo 3 giai đoạn: - Kết tinh lần đầu xảy ra trong gáo rót với sự hình thành các mầm dị thể, kết quả là tạo ra các hạt 1 có kích thƣớc ~ 35 m. - Các mảnh vỡ nhánh cây (các hạt 2) đƣợc tạo ra trong buồng ép có kích thƣớc trung bình ~ 20 m và tỷ phần thể tích ~ 10%. Đây là tổ chức không mong muốn nhƣng không tránh đƣợc. Trong quá trình đúc lƣu biến-áp lực tỷ phần thể tích của các hạt 2 giảm đáng kể so với đúc áp lực thông thƣờng. - Quá trình kết tinh thứ cấp xảy ra trong khuôn. Do tiếp xúc với khuôn nguội một độ quá nguội ở mức 1-2 K đã đƣợc hình thành tạo ra các hạt mịn, 3, có kích thƣớc khoảng 7 m. Dƣới tác dụng của áp lực một độ quá nguội bổ sung ở mức 2 - 2,5K đã đƣợc hình thành góp phần tạo ra một loạt hạt có kích thƣớc rất nhỏ mịn (2 – 3 m). 4. Sự cải thiện về tổ chức đẫn đến sự cải thiện rõ rệt các đặc tính cơ học của hợp kim: Độ bền kéo của các mẫu đúc lƣu biến – áp lực đạt giá trị 255-284 MPa, cao hơn nhiều so với đúc áp lực thông thƣờng và đáp ứng tiêu chuẩn ASM (Mỹ). Ngoài ra một dạng khuyết tật 120 điển hình của vật đúc nói chung và đúc áp lực nói riêng là xốp tế vi (co và khí, xốp đƣờng tâm) đã đƣợc khắc phục một cách cơ bản; kết quả là tỷ trọng tăng 0,0474g/m3, tức là khoảng 2%. Tỷ trọng cũng tăng nhiều hơn khi tăng áp suất ép: khi áp suất ép tăng từ 185 lên 205 MPa tỷ trọng trong trƣờng hợp đúc lƣu biến-áp lực tăng 0,026 g/m3 so so với 0,021 g/cm 3 khi đúc áp lực thông thƣờng, tức là nhiều hơn 24%. Cuối cùng, tỷ trọng cũng đồng đều hơn ở các khu vực bên ngoài và ở tâm: trong trƣờng hợp đúc lƣu biến-áp lực độ chênh lớn nhất là 0,34% so với 1,27 % trong trƣờng hợp đúc áp lực thông thƣờng, tức là ít hơn gần 4 lần. Tất cả những điều nói trên cho thấy xốp tế vi, thƣờng đƣợc hình thành ở tâm vật đúc, đã giảm đáng kể. 5. Kết quả nghiên cứu đã đƣợc ứng dụng để chế thử một số sản phẩm trong ngành máy động lực: kết quả chế thử cho thấy các sản phẩm chế tạo bằng phƣơng pháp đúc Lƣu biến- áp lực có độ sít chặt tốt, không xuất hiện rỗ xốp tại các vị trí ụ dày, không bị nhăn ở các vị trí thành mỏng. Phƣơng pháp đúc lƣu biến- áp lực cho phép đúc các sản phẩm có độ dày thành trung bình đến 20mm. Vận tốc của kim loại đi vào hốc khuôn nhỏ (~ 2-5 m/s), dòng chảy tầng, ít cuốn khí, giảm độ co, bọt xốp. Nhiệt độ kim loại lỏng thấp hơn (~ 6000 C), tăng tuổi thọ của khuôn, chu trình đúc đƣợc rút ngắn. Có thể ứng dụng công nghệ đúc Lƣu biến-áp lực để chế tạo các sản phẩm trong ngành máy động lực - máy nông nghiệp thay thế cho các chi tiết bằng gang có trọng lƣợng lớn. 121 DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA LUẬN ÁN 1. Hai Nguyen Hong, Duc Do Minh, Tien Nguyen Ngoc, Nguyen TienTai, (2011), Semi-solid Rheocasting (SSR) of Al-Si alloy. Advanced Method and Technologies for Materials Development and Processing, Belarus National Academy of Sciences, pp.209-215 ISBN 978-985-6441-16-8. 2. Nguyễn Tiến Tài, Đỗ Minh Đức, Nguyễn Hồng Hải và Phạm Quang, (2013), Ảnh hưởng của áp suất đến tổ chức tế vi và tính chất cơ học của hợp kim A356 được chế tạo bằng phương pháp đúc Lưu biến- Áp lực. Tạp chí Khoa học và Công nghệ, tập 51 số 5A, pp.194-200, ISSN 0866-708X. 3. Nguyễn Tiến Tài, Đỗ Minh Đức, Nguyễn Hồng Hải và Phạm Quang, (2013), Tối ưu hóa đặc tính dòng chảy trong chế tạo khuôn đúc áp lực cao bằng phần mềm thiết kế Pro/Engineer. Tạp chí Khoa học và Công nghệ, tập 51 số 5A, pp.201-207, ISSN 0866-708X. 4. Do Minh Duc, Nguyen Tien Tai, Nguyen Hong Hai and Pham Quang, (2014), Analyse of Pressure Efect on Solidification Process during Semi-Solid Casting by Computational Fluid Dynamics (CFD), Proc. Of the 15 th International Symposium on Eco-materials Processing and Design (ISEPD2014), pp.404-408, ISBN 978-89- 5708-236-2. 5. Nguyen Hong Hai, Nguyen Tien Tai and Do Minh Duc, (2015), Research and application of Rheo- Diecasting process for thick- wall components, The 13 th Asian Foundry Congress (AFC- 13), Asia foundies- Challenges and opportunities in modern developments in the foundry, pp.397-403. 122 TÀI LIỆU THAM KHẢO 1. Tài liệu tiếng Việt [1] Belopukhov A. K., (1985), Công nghệ đúc dưới áp lực, Moskva. [2] Belostoski M. D, (1989), Một số vấn đề về sự phát triển của đúc áp lực, Tạp chí sản xuất đúc số 8. [3] Belov V. M., Iudkovski S. F, (1987), Đúc áp lực các chi tiết bằng các hợp kim có nhiệt độ nóng chảy cao, Tạp chí sản xuất đúc số 12. [4] Lê Công Dƣỡng, (1996), Vật liệu học. NXB khoa học và kỹ thuật, Hà Nội [5] Nguyễn Hồng Hải, (2010), đề tài mã số KC02-23/06-10 “Nghiên cứu ứng dụng công nghệ đúc bán lỏng để chế tạo các sản phẩm từ hợp kim nhôm có độ bền cao trong ngành chế tạo máy động lực, ô tô, xe máy‖ [6] Nguyễn Hồng Hải, (2006), Cơ sở lý thuyết quá trình đông đặc và một số ứng dụng. Nxb Khoa học & Kỹ thuật,. [7] Nguyễn Hữu Dũng, (2006), Các phương pháp đúc đặc biệt, NXB KH&KT Hà Nội [8] Nguyễn Ngọc Hà, (2006), Các phương pháp và công nghệ đúc đặc biệt. Nhà xuất bản Đại học quốc gia thành phố Hồ Chí Minh. [9] Nguyễn Đức Thành, Phạm Quang, Đỗ Văn Cƣờng và Nguyễn Hồng Hải, (2011), Phân tích ảnh hưởng của áp suất tới quá trình đông đặc trong công nghệ đúc bán lỏng bằng phương pháp tính toán động lực học dòng chảy, Hội nghị KH và CN lần thứ 12, ĐHQG tp HCM, [10] Nguyễn Ngọc Tiến, (2013), đề tài NCS “Nghiên cứu công nghệ đúc bán lỏng với hợp kim A356”. Thƣ viện Tạ Quang Bửu- Trƣờng đại học Bách Khoa Hà Nội. [11] Nguyễn Khắc Xƣơng, (2003), Vật liệu kim loại màu. NXB khoa học và kỹ thuật, Hà Nội [12] “Công nghệ đúc bán lỏng” [13] (2006), Phƣơng pháp tính toán động lực học chất lỏng (Computational fluid dynamics, CFD) FLUENT 6.3 User’s Guide, © Fluent Inc, 2. Tài liệu tiếng Anh [14] Brandes E. A, (1983), Smithells metals reference book: Ch.14. General physical properties, Ch. 26. Aluminium casting alloys, ©Butterworths & Co. Ltd., Sixth edition, ISBN: 0-408-71053-5 [15] CHEN Zheng-zhou, MAO Wei-min, WU Zong-chuang, (2010); Mechanical properties and microstructures of Al alloy tensile samples produced by serpentine channel pouring rheo-diecasting process; China Received 30 August 2010; accepted. [16] D.J. Browne, M.J.Hussey, A.J. Carr, (2006), Towards optimisation of the thermal method of rheocasting. University College Dublin. Department of Mechanical Engineering, Ireland. [17] Doutre D, Hay G, Wales P, Gabathuler J. P, (2004), A new process for semi-solid forming, Can. Metall. Q, 43(2): pp. 265−272 [18] Dr. Matt Dargusch, (2003), Porosity Reduction in a High Pressure Die Casting Through The Use of Squeeze Pins. Transactions Congress Sessions 22nd International Die Casting Congress and Exposition. [19] Fan Z, Bevis M. J, Ji S, (1999), Process and apparatus for manufacturing castings from immiscible metallic liquids, UK GB9922696.1. [20] Fan Z, Fang S, Ji S, (2005), Microstructure and mechanical properties of rheo- diecast (RDC) aluminum alloys, Mater. Sci. Eng. A, 412, pp. 298−306 123 [21] Fan. Z, (2004), Rheo-Diecasting of Al-alloys. Brunel Centre for Advanced Solidification Technology, Brunel University, Uxbridge, UK. Materials Forum Volume 28. [22] Flemings M. C, Martinez R. A, Figueredo A. M, (2002), Metal alloy compositions and process, US 20020096231. BiBTeX, EndNote, RefMan. [23] Forn A, Espinosa I, Baile M. T, Ruperez E, (2008), Anodizing of A356 T6 alloys obtained by sub-liquidus casting, Solid State Phenomena, 141−143: pp.755−760 [24] H . Combeau and al. (1998) Solidification Course. Savanah, Georgia, USA. [25] H.V. Atkinson, (2005), Modelling the semisolid processing of metallic alloys. Progress in Materials Science, Volume 50, Issue 3, Pages 293-412 (March 2005) [26] IDRA Report, (2008), Reduction of Porosity and Cycle Time of ADC10 Die Castings Using SSR technology. [27] J. Wannasin, (2012), Semi-solid Die Casting using the Gas Induced (GISS) Semi- solid Technique, Department of Mining & Materials Engineering; Prince of Songkla University Hat Yai, Songkhla, Thailand. [28] Jessada Wannasin* and Sangop Thanabumrungkul, (2008). Development of a semi- solid metal processing technique for aluminium casting applications, Department of Mining and Materials Engineering, Faculty of Engineering, Prince of Songkla University, Hat Yai, Songkhla, 90112 Thailand. [29] J.M.Kim † , J.G.Sim, D.S.Kim * and C.P.Hong, (2005), Development of new semi-solid Die-Casting (Nano-cast Method). Center for Computer-Aided Materials Processing (CAMP), Dept. of Metallurgical Engineering, Yonsei University, Shinchon-dong 134, Seodaemun-ku, Seoul, 120-749 Korea. [30] Kai W, Chang-ming L, Yan-bo Z., Mao-hua Z., (2010), Microstructural characteristics of near-liquidus cast AZ91D alloy during semi-solid die casting, Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 20(2): pp.171−177 [31] M. Hitchcock, Y. Wang, Z. Fan, 2006, Secondary solidification behaviour of the Al—Si—Mg alloy prepared by the rheo-diecasting process. Brunel University, Uxbridge, Middlesex UB8 3PH, UK [32] M. Thirugnanam, (2013), Modern High Pressure Die-casting Processes for Aluminium Castings; Transactions of 61th Indian foundry congress 2013 [33] Matjaz Torkar. Bojan Breskvar, Matjaz Godec, Paola Giordano, Aianluigi Chiarmetta, (2006), Microstructural evaluation of an NRC-processed automative component. UDK 629.114.6:620.18 Professional article. ISSN 1580-2949. [34] Metal handbook. 8 th Edition. Americal Society of Metals [35] Miwa K, Rachmat R. S, Tammura T., (2006), Effect of solid fraction on microstructure and casting faults of AZ91D in new type semi-solid injection process, Solid State Phenomena, 116−117: pp. 441−444 [36] Lennar Backerud, (1990), Solidification charateristics of alumium alloys.Volume 2.Foundry alloys. AFS/SKANALUMINIUM [37] LIU D, ATKINSON H V, KAPRANOS P, JIRATTITICHAROEAN W, JONES H, (2003), Microstructural evolution and tensile mechanical properties of thixoformed high performance aluminium alloys [J]. Materials Science and Engineering A, 361: 213−24. [38] Lukasson M, Apelian D., Dasgupta R., (2002), Alloy characterization for the new UBE rheocasting process, AFS Trans, 110: pp.271−284 [39] Omuran N, Murkami Y., Li M, Tamura T, Miwa K, (2008), Effect of volume fraction solid and injection speed on mechanical properties in new type semi-solid injection process, Solid State Phenomena, 141−143; pp. 761−766 124 [40] Pan Q. Y, Findon M, Aplian D, (2004), The continuous rheoconversion process (CRP): A novel SSM approach, The 8th International Conference on Semi-Solid Processing of Alloys and Composites, S2P 2004. Limassol, Cyprus: Worcester Polytechnic Institute, pp.122−129 [41] Pham Quang, Nguyen Hong Hai and Do Minh Nghiep, (2011), Theoretical and numerical models on temperature during semi-solid casting by computational fluid dynamic (CFD), Advanced Technologies for Materials Production and Processing, Belarus, pp. 225-232, ISBN: 978-985-6441-23-6 [42] Rachmat R. S., Tamura T., Miwa K., (2006), Fluidity and microstructures characteristics of AZ 91D by using new type semi-solid injection process, Solid State Phenomena, 116−117: pp. 534−537 [43] (2005), Rheo-Light. Rheocasting: an innovative & ecological process for lighf and cost effective applications in different industrial sectors. Centro Ricerche FIAT. [44] Toshio Haga, P. Kapranos, (2002), Simple Rheocasting processes. Journal of Materials Processing Technology 130–131 (2002) 594–598 [45] WINTERBOTTOM W L, (2000), Semi-solid forming applications: High volume automotive products. Metallurgical Science and Technology, 18: 5−10. [46] Xin Lin, Tao Li, Weidong Huang, (2006), Influence of rapid shear-rate change on microstructure formation during semi-solid processing. Solid State Phenomena Vols 116-117 pp 155-158. 3. Tài liệu tiếng Nga [47] А.И.Батышев, (1990), Кристаллизация металлов и сплавов под давлением. “Металлургия”. [48] Ю.А. Степанов, (1970), Специальные виды литья “Машиностроение”. 125 PHỤ LỤC 1 CÁC PHIẾU PHÂN TÍCH THÀNH PHẦN HÓA HỌC HỢP KIM NHÔM A356 Phụ lục 1.1: Phiếu phân tích “Mẫu 1” Phụ lục 1.2: Phiếu phân tích “Mẫu 2” Phụ lục 1.3: Phiếu phân tích “Mẫu 3” Phụ lục 1.4: Phiếu phân tích “Mẫu 4” Phụ lục 1.5: Phiếu phân tích “Mẫu 5” 126 PHỤ LỤC 2 CÁC PHIẾU ĐO TỶ TRỌNG HỢP KIM NHÔM A356 Phụ lục 2.1: Phiếu đo tỷ trọng các mẫu đúc lƣu biến- áp lực Phiếu 201/15 Phiếu 202/15 Phụ lục 2.2: Phiếu đo tỷ trong các mẫu đúc áp lực Phiếu 143/15 Phiếu 203/15