Исследование применения сплавов системы Al-Mg-Si для производства поршней гоночных автомобилей

BGCOLOR="#ffffff">

Si

_b

кГ/мм²

. %

_b

кГ/мм²

. %

_b

кГ/мм²

. %

_b

кГ/мм²

. %

_b

кГ/мм²

. %

5

0 2

15

6

12

8

23

10 11

18

17

23

5

1,2

13

4

11

10

18

8 10

16

16

22

9

0,2

16

3

12

12

2'?

9 13

16

6

19

25

9

1,2

16

2

13

10

14

10 12

15

б

18

23

10

0,2

20

0,8

12

11

25

7

21

18

4

46

36

11

0,2

18

1

12

5

25

9. 
   

__

5

44

55

11

1,2

16

2

14

3

11

10

8

14

6

15

26

12

0,2

19

0,7

12

12

26

6

23

20

3

48

38

13

0,2

15

0,5

12

2

27

7

-

5

50

78

13

1,3

16

1,5

14

4

8

12

15

7

21

28

Таблица 2.6

Механические свойства сплавов Al—Mg—Si в литом и закаленном состояниях (отдельно отлитые в песчаные формы образцы)

Химический состав, % (0.09—0,2) Fe, остальное А1)		В литом состоянии		После закалки
Mg	Si	b кГ/мм2	. %	b кГ/мм2	. %
4,80	0,15	18,0	4,0	20	4
5,40	0,70	19,0	3,8	21	4,5
8,70	1,20	19,0	1,0	22	4,5
10,60	0,60	19,0	1,0	28	5
11,00	0,15	17,0	0,5	34	12
11,00	0,75	17,0	0,0	30	6
11,00	1,25	20	1,0	22	2
11,80	1,25	20	0,5	23	3
13,40	0,70	18	0,0	25	5
13,00	1,25	16	0,0	23	3
13,30	1,70	17	0,0	22	15

Сплавы с содержанием более 9% Mg и 0,3% Si не рекомендуется при­менять без термической обработки.

В табл. 7 приведены сравнительные типичные механические и технологические свойства четырех сплавов. Коррозионная стойкость сплава АЛ22 в сравнении с коррозионной стойкостью других сплавов следующая. При испытании сплавов в течение 30 дней в пресной воде потеря в массе сплава АЛ22 составила 2,5, а сплава АЛ4 8,8 г/ж².

При испытании в течение 45 дней методом распыления 3%-ного. раствора NaCl потеря в массе сплава АЛ22 составила 4,9, сплава АЛЗ 16,9, а сплава АЛ1 24,7 г/л;². При испытании в течение 20 дней в особо жестких условиях (раствор 3% NaCl + 0,2% Н₂О₂) потеря, в массе неанодированного сплава АЛ22 составила 1,5, а анодированного 0,1 г/л².

Из приведенных в табл. 6 и 7 данных видно, что для получения высокой прочности сплава АЛ22 содержание магния при шихтовке должно быть на верхнем пределе (до 11%), а кремния — на нижнем пределе (не больше 0,8%). Результаты сравнения жаропрочности сплавов АЛ8, АЛ13 и АЛ22 приведены в табл. 8. По жаропрочности сплавы распола­гаются в следующий восходящий ряд: АЛ8 —> АЛ 13 —> АЛ22. Сплав АЛ8 по жаропрочности очень сильно уступает сплавам АЛ13 и АЛ22 в связи с тем, что процессы распада твердого раствора протекают в нем наиболее сильно.

Таблица 2.7

Типичные свойства литейных алюминиевых сплавов, отлитых под давлением

Показатели	Ал13 (4, 5-5,5% Mg; 0,8—1,3% Si; 0,1—0,4% Mri, остальное Аl)	Сплавы
		АЛ22 * (8-13,0% Mg; 0,8—1,25% Si; 0,03—0,05% Be; 0,03—0,07% Ti; остальное Al)	АЛ8 (9,5— ll,5%Mg)	АЛЗ 4,5-5,5% Si; 1,5—3,0% Cu; 0,6-0,9%Mn; 0,35-0,6% Mg)
Плотность, г/см3 ..... Жидкотекучесть при 700° С, мм ........... Линейная усадка, % • • • Склонность к образованию горячих трещин в процессе кристаллизации и последую­щего охлаждения (ширина кольца, при которой обра­зуются трещины), мм • • • Давление, при котором по­является течь или разруше­ние, am ......... Условия ведения плавки •	2,68	2,50	2,60	2,75
	322	470 490	418	470
	1,3	370-390 1,2	318 1,4	370 1,2
	15	12	22,5	12
	118	130
	118 Под	Без флюса	55 Под	100 Без флюса
	флюсом		флюсом
Предел прочности, кГ/мм-Предел текучести, кГ/мм-Относительное удлинение, % Твердость НВ, кГ/мм2 • • Модуль упругости, кГ/мм2 Сопротивление срезу, кГ/мм-Предел прочности, кГ/мм", при кратковременных испы­таниях на растяжение после 100-ч стабилизации при тем­пературах, °С:	15—17	23—30	29—35	25—27
	9—11	14—17	15—19	13—15
	1,3	2—6	9—12	0,5—1,0
	55—60	75—90	75—95	75-90
	6700	7000	7000	7000
	14—16	20—22	23—25	—
250	10 - 11	15 - 16	11- 13	15 -17
300 ..........	7—8	12—13	8—9	11 — 12
З50 ..........	5 -6	8— 10	5— 6	7—8

Для сложного литья под давлением содержание магния может быть понижено до 8%.

Таблица 2.8

Длительная прочность сплавов АЛЗ, АЛ 13 и АЛ22 при температуре 300^о С

 кГ/мм2	Длительность испытании, ч
	АЛЗ	А Л 13	ал22
5 4 3 9	Разрушается при нагружении 0,5—1 10—20 60—80	0,5—3 15—30 85—120 250—300	0,5-2 10—20 95—150 300—350

В структуре сплава ВАЛ1 еще явное преобладание продук­тов зонной стадии распада твердого раствора. При дальнейшем повышении температуры на 25 град значительно изменяется структура сплава АЛ 19. Увеличиваются участки зерен твердого раствора без продуктов его распада, тогда как на других участках зерен твердого раствора наблюдается группировка продук­тов распада вокруг частиц стабильной фазы Т (А1₁₂Мп.,Си). Фаза Т также коагулирует.

Изменение в структуре сплава А19 после З-ч выдержки при тем­пературе 300° С приводит к дальнейшему развитию процессов рас­творения мелких выделений фазы 0' и коагуляции частиц фазы Т, но в зернах твердого раствора еще частично хорошо видны скопления продуктов его распада. Увеличение длительности выдержки при 300^оС до 10ч приводит к интенсивному процессу коагуляции частиц фазы Т и образования частиц стабильной фазы CuAl₂. В структуре твердого раствора сплава ВАЛ1, несмотря на дли­тельное (10 ч) старение при температуре 275° С, наблюдаются до­вольно мелкие, равномерно расположенные в виде цепочек. При этом частицы фазы Т несколько коагулируют.

Структура сплава ВАЛ1 после 10-ч выдержки при температуре 300° С резко отличается от структуры сплава АЛ19. В твердом растворе с высокой плотностью распределены точечные и мелкие пластинчатые продукты распада. Заторможенность распада твердого рас­твора и присутствие тугоплавких фаз Al₆Cu₃Ni и А1₁₂Мп.₂Си обеспе­чивают сплаву ВАЛ1 высокую жаропрочность. С изменением тонкой структуры соответственно изменяются и механические свойства, поэтому жаропрочность сплава ВАЛ1 на 30% выше, чем у АЛ 19.

2.3 Жаропрочность поршневых литейных

алюминиевых сплавов.

На поршни в различных двигателях действуют знакопеременные нагрузки при постоянном их контакте с агрессивными жидкими и газовыми средами. При этом нагрузки бывают очень большие (10 000—18 000 т) и температура пламени повышается до 800° С. Поэтому к сплавам для поршней предъявляются следующие требо­вания:

1. Пониженная плотность, снижающая нагрузку на шатун.

2. Пониженный коэффициент термического расширения, так как цилиндры двигателей стальные, коэффициент термического расширения которых в два раза меньше, чем у алюминия. При низком коэффициенте у алюминиевого поршня необходимо делать минималь­ный зазор между поршнем и цилиндром, что будет способствовать повышению мощности двигателя, меньшему расходу смазывающего вещества и горючего, а также увеличению срока эксплуатации цилиндров, поршневых колец и поршней. Таким образом, коэффи­циент термического расширения — одна из важнейших характери­стик поршня.

3. Повышенная теплопроводность, обеспечивающая быстрый отвод тепла от камеры сгорания двигателя.

4. Повышенная твердость. Это определяет износостойкость порш­ней.

5. Высокая плотность (проникновение газа в поры и микротре­щины приводит к быстрому разрушению поршней).

6. Стабильность структуры поршня. Структурные изменения могут привести к объемному изменению поршня (к явлениям «роста») к заклиниванию его и быстрому выходу из строя.

7. Коррозионная стойкость в среде горячих агрессивных газов. Воздействуя на днище поршня, газы могут привести его к быстрому разрушению.

До последнего времени поршни отечественных автомобильных и тракторных двигателей в большинстве своем отливали из вторич­ного алюминиевого сплава АЛ10В. Несмотря на лучшую, чем у других сплавов типа силумин, обрабатываемость резанием, сплав АЛ10В имеет ряд недостатков: повышенный коэффициент термического ; расширения, склонность к объемным изменениям в процессе эксплуатации и пониженную коррозионную стойкость. Это приводит к образованию на поршнях «задиров» и трещин.

В других странах для литья поршней широко применяют сплавы

типа Лоу-Экс или АЛ25 с 10—14% Si, a также сплавы с высоким содержанием кремния (до 26%), имеющие большие преимущества перед сплавом АЛ 10В (высокая жидкотекучесть, пониженная линейная усадка, малая склонность к образова­нию горячих трещин), что позволяет получать из них ажурные от­ливки с большой разностенностыо. Кроме того, высококремниевые сплавы более коррозионностойки, что позволяет увеличивать ре­сурс использования поршней и двигателя, работающих на различных видах топлива.

Чем выше содержание кремния в этих сплавах, тем ниже коэффи­циент термического расширения. С увеличением содержания кремния понижается пластичность сплавов и ухудшается их обрабатывае­мость резанием. Для устранения этих недостатков необходимо раз­работать более совершенные методы модифицирования сплавов.

Высококремниевые алюминиевые сплавы наиболее перспективны для изготовления поршней, поэтому в настоящей главе уделяется большое внимание подробному исследованию влияния легирующих элементов и примесей на жаропрочность этих сплавов.

2.3.1. Влияние легирующих элементов на

жаропрочность поршневых сплавов

Поршневые сплавы отличаются довольно сложным химическим составом, потому что для повышения жаро­прочности их обычно легируют медью, марганцем, никелем, хромом, кобальтом и другими элементами.

В литературе мало данных о влиянии основных легирующих элементов и примесей на жаропрочность сплавов типа силумин. Во всех случаях сплавы приготовляли по единой методике как из чистых металлов и лигатур, так и с добавкой 35—100% вторичных сплавов, чтобы выяснить сте­пень их влияния на жаропрочность исследуемых сплавов. Для выявления степени вредности цинка, олова и свинца в наиболее важные сплавы специально вводили металлические цинк и олово, а свинец — в виде хлористого свинца. С целью измель­чения первичных кристаллов кремния высококремниевые сплавы типа АЛ26 модифицировали фосфором в виде фосфористой меди [8—10% Сu₃Р], 1,5% которой вводили в алюминиево-кремниевую лигатуру.

Были определены механические свойства при растяжении, горячая твердость при температурах 200, 250, 300 и 350^о С и длитель­ная прочность при 300° С.

Механические свойства сплавов при комнатной температуре опре­деляли на образцах диам. 12 мм, выточенных из кокильных загото­вок диам. 20 мм, и на отдельно отлитых в землю образцах диам. 10 мм с литейной коркой. Длительную прочность сплавов определяли по продолжительности испытания образцов до разрушения при опре­деленном напряжении на таких образцах. Горячую твердость спла­вов определяли с использованием шарика диам. 10 мм при нагрузке 100 кГ и продолжительности нагружения 30 мин. Образцы высотой 12 мм вырезали из кокильной заготовки диам. 20 мм.

и подвергали 100-ч стабилизации при температурах испытания. Кроме того, определяли так называемую остаточную твердость при комнатной температуре после определения горячей твердости.

Литые образцы всех сплавов испытывали после старения. Режим старения для сплавов типа АЛ25 и АЛ26: нагрев при 200° С в тече­ние 12 ч с последующим охлаждением на воздухе; для высококрем­ниевых сплавов: нагрев при 230' С в течение 12 ч с последующим охлаждением на воздухе. Режимы старения были выбраны на осно­вании данных, полученных В. М. Бусаровым при исследовании влияния различных режимов старения на твердость сплавов АЛ25 и АЛ26, а температура старения подобрана такая, которая обеспе­чивала получение необходимой твердости сплава ц снижала литейные напряжения.

В табл. 9 приведен химический состав исследуемых сплавов.

Примеси олова и свинца в указанных пределах заметно не влияют на механические свойства при комнатной температуре и длительную прочность при 300^: сплавов типа ЖЛС (сплав 2) и АЛ10В. Следова­тельно, можно считать допустимыми примеси до 0,02% Sn и до 0,10% РЬ.

Изменение содержания кремния в пределах 10—14% существенно не влияет на свойства сплава.

Изменение содержания меди в пределах 0,5—4,5% мало отра­жается на прочности сплава при комнатной температуре, но повыше­ние содержания меди способствует повышению длительной прочно­сти при 300 С. Это объясняется тем, что медь при высоком содержа­нии участвует в повышении межатомной связи твердого раствора, содержащего марганец, магний и другие аналогичные элементы. Кроме того, при распаде твердого раствора сложного по составу сплава образуются дисперсные частицы, которые участвуют в создания микрогетерогенности внутри зерен твердого раствора, что затрудняет их деформацию. Избыточная медь участвует в образовании никельсодержащей фазы , которая кри­сталлизуется в разветвленной форме, ее частицы, располагаясь по границе зерен твердого раствора, блокируют их и тем самым обеспе­чивают значительное повышение жаропрочности сплава. Содержание меди в сплаве следует ограничить 3,0%, так как при ее избытке в структуре сплава появится фаза CuAl, способствующая охрупчиванию сплава, понижению коррозионной стойкости и повышению склонности к объемным изменениям («росту» поршней).

Введение магния повышает прочность сплава при комнатной температуре, но мало сказывается на жаропрочности. Оптимальные свойства сплав имеет при содержании магния 0,75—1,3%.

Таблица 2.9

Химический состав поршневых сплавов

Сплав	Содержание элементов, % (остальное А1)
	Si	Сu	Mg	Ni	Мn	Ti	Fe	Zn	Sn	Pb

	Сплавы типа ЖЛС
1		11,0	0,75	0,80	0,81	__	__	0,71	0,20	__	__
9	KS 1275	11,0	0,80	0,90	0,82	—	—	0,71	0,15	0,20	0,066
3		12,8	1,32	1,30	1,36	0,20	—	0,72	0,15	—	—
4	iCGX	11,8	1,08	1,07	1,42	0,39	—	0,56	—	—	—
5	42436	12,4	1,30	0,97	1,48	0,28	0,15	0,50	—	—	—
6	5АЕ 328	12,0	1,50	0,80	—	0,56	—	0,56	—	—	—
	Сплав АЛ 10В
7		4,45	7,05	0,36	__	0,48	__	0,78	_	—	—
8		4,80	6,95	0,31	—	0,33	—	0,80	—	0,026	0,1
	Сплав типа АЛ25 (ЖЛС1)
9		11,0	1,50	0,80	0,80	0,30	0,05	0,70	0,15	0,02	__
10		13,0	3,0	1,30	1,30	0,70	0,20	0,70	0,15	0,02	—
11		11,8	1,01	1,00	0,88	0,6	0,19	0,56	0,23	0,03	0,05
12		11,8	2,10	1,00	0,88	0,6	0,19	0,56	0,23	0,03	0,05
13		11,8	2.6	1,00	0,88	0,6	0,19	0,56	0,23	0,03	0,05
14		11,8	3,05	1,00	0,88	0,6	0,19	0,56	0,23	0,03	0,05
15		11,8	3,55	1,00	0,88	0,6	0,19	0,56	0,23	0,03	0,05
16		11,6	2,52	1,01	0,82	0,35	0,19	0,55	0,23	0,021	0,048
17		11,6	2,52	1,01	0,82	0,6	0,19	0,55	0,23	0,021	0,048
18		11,6	2,52	1,01	0,82	0,85	0,19	0,55	0,23	0,021	0,048
19		12,0	2,42	1,07	0,89	0,55	0,18	0,80	0,23	0,04	0,026
20		12,0	2,42	1,07	0,89	0,55	0,18	1,2	0,23	0,04	0,026
21		11,82	2,47	1,00	0,88	0,54	0,18	0,56	0,5	0,03	0,05
22		11,82	2,47	1,00	0,88	0,54	0,18	0,56	0,8	0,03	0,05

Введение 0,5—2,0% никеля мало изменяет механические свойства сплава при комнатной температуре, но заметно повышает его жаро­прочность. Это объясняется тем, что никельсодержащая фаза спо­собствует упрочнению границ зерен твердого раствора. В сплаве необходимо иметь 0,8—1,3% никеля.

Примесь олова (до 0,08%) заметно не отразилась на изменении механических свойств. Однако содержание его следует ограничить 0,02%, так как в массивных сечениях отливок возможно скопление легкоплавкой эвтектики (Al + Sn), резко снижающей жаропрочность сплава.

Введение свинца (до 0,15%) не сказалось на свойствах сплава, но содержание его следует ограничить 0,1% вследствие повышенной склонности к ликвации, которая способствует снижению жаропроч­ности сплава.

Таким образом, содержание легирующих элементов и примесей в сплаве АЛ25 (ЖЛС1) установлено следующее: 11,0—13,0% Si, 1,5—3,0% Си, 0,8—1,3% Mg, 0,8—1,3% Ni, 0,3—0,6% Mn, 0,05— 0,2% Ti, до 0,8% Fe, до 0,5% Zn, до 0,02% Sn, до 0,1% Pb, осталь­ное — алюминий.

2.3.2. Жаропрочность высококремниевых

легированных сплавов

Для исследования были изготовлены высококремнневые сплавы типа KS280 с кобальтом (условная марка АК21), типа KS280 с хромом (условная марка АЛ26) и другие сплавы.

Испытания проводились на отдельно отлитых (в песчаные формы) образцах диам. 10 мм с литейной коркой. Сплавы АК21 и АЛ26 имеют практически одинаковые механические свойства при комнатной температуре и длительную прочность при 300^о С.

Исследования показали, что комплексное легирование медью, никелем и марганцем (или кобальтом) значительно повышает жаро­прочность сплавов типа силумин (АЛ25 и АЛ26). По жаропрочности сплав АЛ25 превосходит сплав АЛ10В, жаропрочность сплава АЛ26 еще выше. Повышенная жаропрочность сплава АЛ26 обеспечивается увеличением степени легирования твердого раствора элементами с низким коэффициентом диффузии, а также упрочнением границ зерен твердого раствора частицами вторых фаз которые до 300^о С мало взаимодействуют с а-твердым раствором. Кроме того, мелких частиц кремния, склонных к коагу­ляции, в сплаве АЛ26 меньше. Сплавы АЛ25 и АЛ26 отличаются меньшим (в два раза) содержанием меди по сравнению со сплавом АЛ10В, поэтому они имеют небольшие величины коэффициента термического расширения, объемного изме­нения во время работы поршней и более высокие жаропрочность и литейные свойства. Следовательно, можно давать меньший зазор между поршнем из новых сплавов и цилин­дром. Этот фактор играет важную роль в снижении расхода масла и горючего.

Были установлены верхние пределы при­месей олова и свинца, что позволяет при­готовлять сплавы АЛ25 и АЛ26 с приме­нением большего количества вторичных ме­таллов.

К недостаткам сплава АЛ26 следует от­нести грубокристаллическую структуру (со­держание большого количества крупных первичных кристаллов кремния), что снижает относительное удлине­ние до 0,2% . Повысить эту величину можно модифицированием. Суще­ствующие в настоящее время способы модифицирования заэвтектических (особенно, содержащих более 20% Si) силуминов весьма разнообразны. Модифицирование осуществляют фосфористой медью, красным фосфором, различными неорганическими соединениями фосфора, термитными смесями и т. д. За